Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a...

Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă

1

UNIVERSITATEA TEHNICĂ DE CONSTRUCŢII

BUCUREŞTI FACULTATEA DE HIDROTEHNICĂ

CONTRIBUŢII LA MĂRIREA SIGURANŢEI ÎN EXPLOATARE A DEPOZITELOR DE ZGURĂ

ŞI CENUŞĂ

Teză de doctorat

Autor: Ing. CRISTIAN POPESCU

Conducător ştiinţific: Prof. univ. dr. ing. Adrian Popovici

- 2012 -


2

CUPRINS

1. INTRODUCERE 2. PROBLEME CONSTRUCTIVE ŞI DE EXPLOATARE A DEPOZITELOR

DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ 2.1. Caracterizarea depozitelor de zgură şi cenuşă din România 2.2. Teoria construcţiilor depozitelor de zgură şi cenuşă 2.2.1. Depozitele pentru zgură şi cenuşă sunt de mai multe tipuri, funcţie de cîteva criterii 2.2.2. Caracteristicile depozitelor realizate prin hidromecanizare 2.2.3. Principii de proiectare şi de realizare a depozitelor 2.2.4. Capacitatea de depozitare 2.2.5. Alegerea tipului de depozit şi a amplasamentului 2.2.6. Amenajări şi instalaţii aferente depozitelor 2.2.7. Clasa de importanţă a depozitelor

2.3. Descrierea problemelor clasice apărute în ultimii ani la unele depozite de zgură şi cenuşă

3. INCIDENTE ŞI ACCIDENTE TEHNICE LA DEPOZITELE DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ

3.1. CTE Turceni – depozitul de zgură şi cenuşă Valea Ceplea 3.1.1. Descriere generală 3.1.2. Amenajarea terenului 3.1.3. Zid din gabioane 3.1.4. Drenajul 3.1.5. Evacuarea apelor drenate 3.2. CET Doiceşti - depozitele de zgură şi cenuşă nr. 4 şi 5 3.3. CET Deva (soluţii de prevenire a accidentelor) 3.4. CET Timişoara SUD (soluţii de prevenire a accidentelor) 3.5. CET Drobeta Turnu Severin (incidente din 1996 si 1998) 3.6. CET Oradea 3.7. Alunecarea de zgură şi cenuşă din ţinutul Martin - SUA 2000 3.8. Accidentul de la centrala pe cărbuni Kingston - SUA 2008

3.9. Deversarea de reziduuri de cărbune de la centrala Widows Creek - SUA 2009 4. DETALII SPECIFICE PROGRAMULUI SLOPE ŞI A MODULUI DE

FOLOSIRE PENTRU CALCULUL FACTORULUI DE STABILITATE 4.1. Aspecte teoretice şi formule de calcul folosite de programul SLOPE 4.1.1. Introducere 4.1.2. Definirea variabilelor 4.1.3. Metoda echilibrului general limită 4.1.4. Factorul de stabilitate la echilibru al momentului 4.1.5. Factorul de stabilitate la echilibru al forţei 4.1.6. Forţa normală a fîşiei la bază 4.1.7. Valorile M-alfa 4.1.8. Forţele între-fîşii 4.1.9. Efectul presiunii negative a apei din pori


3

4.1.10. Factorul de stabilitate pentru sol nesaturat 4.1.11. Folosirea parametrilor rezistenţei la forfecare nesaturate 4.1.12. Rezolvarea factorilor de stabilitate 4.1.13. Simularea diferitelor metode 4.1.14. Interpolarea Spline 4.1.15. Axa momentelor 5. TEHNOLOGIA FLUIDULUI DENS

6. EVACUAREA ZGURII ŞI CENUŞII CA FLUID DENS LA CET CRAIOVAII

6.1. Datele proiectului 6.2. Descrierea depozitului Valea Mănăstirii aferent CET Craiova II 6.3. Situaţia investiţiei în anul 2011

7. CALCULUL FACTORULUI DE STABILITATE 7.1. Date de intrare şi ipoteze de calcul 7.2. Descrierea modelării în Slope 7.3. Cazul 1 – Drenaj funcţional 100% 7.4. Cazul 2 – Drenaj funcţional 50% 7.5. Cazul 3 – Drenaj funcţional 0% 7.6. Drenaj funcţional 50% plus cutremur simulat prin modelarea pseudostatică în Slope, cu depozitul la cota 202 m 7.7. Drenaj funcţional 50% plus cutremur simulat prin modelarea dinamică în Quake, cu depozitul la cota 202 m 7.7.1. Programul Quake 7.7.2. Analiza statică 7.7.3. Analiza dinamică

7.8. Calculul factorului de stabilitate după cutremur în cazul în care Fs>1 7.9. Calculul infiltraţiilor cu programul SEEP 8. SOLUŢII CONSTRUCTIVE DE ÎMBUNĂTĂŢIRE A VALORII

FACTORULUI DE STABILITATE 8.1 Introducere 8.2 Clasificarea metodelor de punere în siguranţă a depozitelor

8.2.1. Măsuri constructive 8.2.2. Măsuri funcţionale 8.2.3. Consolidarea cu fluid dens a digului aval compartimentul 1 8.2.4. Amplasarea de drenuri verticale continuate cu drenuri orizontale 8.2.5. Consolidarea cu fluid dens a zonei cotei 164,5m pînă la baza digului de fluid dens spre cota 202 m

9. PROGNOZA COMPORTĂRII DEPOZITULUI VALEA MĂNĂSTIRII ÎN TIMP, PE DURATA DE VIAŢĂ DE 27 DE ANI A DEPUNERII ÎN FLUID DENS

10. CONCLUZII ŞI RECOMANDĂRI 11. BIBLIOGRAFIE


4

1. INTRODUCERE

Scopul acestei teze a fost identificarea unor măsuri eficiente de mărire a punerii în

siguranţă a depozitelor de zgură şi cenuşă prin calculul factorului de stabilitate a acestora

cu programul Slope şi îmbunătăţirea acestuia prin soluţii specifice, luînd în considerare

depunerea de zgură şi cenuşă sub formă de fluid dens, peste suprafaţa unor depozite

existente. De asemeni ca studiu de caz, a fost calculat pentru depozitul Valea Mănăstirii

de la CET Craiova 2, evoluţia în timp a factorului de stabilitate începînd cu primul an de

depunere sub formă de fluid dens şi anume anul 2009, pentru o perioadă de 27 de ani.

Odată cu integrarea României în Uniunea Europeană cadrul legislativ care

reglementează protecţia mediului a devenit mult mai complex, legislaţiei naţionale i s-a

adăugat legislaţia comunitară care are un impact intern major. Politica Comunităţii în

domeniul mediului urmăreşte un nivel de protecţie ridicat, ţinînd seama de diversitatea

situaţiilor din diferitele regiuni ale Comunităţii. Această politică se bazează pe principiile

precauţiei si acţiunii preventive, pe principiul remedierii, cu prioritate la sursă, a daunelor

provocate mediului şi pe principiul „poluatorul plăteşte”. În acest context, măsurile de

armonizare care răspund cerinţelor în domeniul protecţiei mediului presupun, în anumite

cazuri, o clauză de salvgardare care autorizează statele membre să ia, din motive de

protecţie a mediului fără caracter economic, măsuri provizorii supuse unei proceduri

comunitare de control.

În documentaţia de aderare la UE a României se face referire în mod specific la

depozitul Valea Mănăstirii în capitolul 9 – Mediu, sub-capitolul B – Managementul

Deşeurilor, în care se oferă o derogare de la obligaţiile de îndeplinire a condiţiilor de

protecţie a mediului conform Directivei 1999/31/EC referitoare la deşeurile lichide,

corozive şi oxidante cît şi în ceea ce priveşte prevenirea penetrării suprafeţei terenului cu

deşeuri depozitate de către apă. Această derogare a fost valabilă pînă la 31 decembrie

2009.

În prezent termocentralele pe cărbune din România folosesc ca soluţie de

evacuare a zgurii şi cenuşii, transportul hidraulic. Începînd din anul 2002 a fost pornit un

amplu proces de redimensionare şi retehnologizare a sistemelor de evacuare a zgurii şi


5

cenuşii folosind o tehnologie mai prietenoasă faţă de mediu, şi anume tehnologia

fluidului dens. Pînă în perioada 2007-2008 au fost realizate studii pentru CET Sud

Timişoara, CET Craiova 2, CET Işalniţa, CET Arad, CET Drobeta Turnu Severin

Rovinari, CTE Turceni, CET Iaşi. Conform tratatului de aderare a României la UE, pînă

la sfîrşitul anului 2013 toate depozitele de deşeuri vor trebui să treacă prin ample procese

de reducere a impactului asupra mediului, altfel vor fi închise, ceea ce ar conduce şi la

închiderea termocentralelor de care aparţin.

Obiectivul tezei s-a axat pe evoluţia stabilităţii depozitelor de zgură şi cenuşă în

situaţia în care se intervine cu depunerea de fluid dens peste materialul deja existent

depus în mod hidraulic, iar odată identificate probleme specifice, s-au propus măsuri de

diminuare a efectelor acestora.


6

2. PROBLEME CONSTRUCTIVE ŞI DE EXPLOATARE A DEPOZITELOR DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ

2.1. Caracterizarea depozitelor de zgură şi cenuşă din România

În urma arderii în termocentrale a combustibililor solizi rezultă mari cantităţi de

reziduuri (zgură), care trebuie evacuate şi depozitate. O altă sursă de reziduuri ce

constituie o problemă pentru depozitare o constituie praful de cenuşă colectat de la

electrofiltre sau instalaţii de filtrare.

Zgura extrasă de sub focarul cazanului este răcită cu apă, concasată şi evacuată

din sala cazanelor în stare umedă. La marea majoritate a instalaţiilor moderne, din cauza

volumelor de transportat, nu se aplică decît transportul hidraulic.

Mai jos este prezentată schema unei instalaţii în care evacuarea se face hidraulic:

Fig.2-1 Haldă cu depozitare hidraulică a deşeurilor

1 - sursa producătoare de deşeuri; 2 - conducta de refulare a amestecului apă-deşeu; 3 - conducta de evacuare a apei decantate; 4 - conductă de retur la sursă; 5 - puţuri de captare şi evacuare a apei decantate; 6 - diguri de formare a haldelor; 7 - baraj de reţinere a apei pluviale din bazinul hidrografic superior al haldei; 8 - conducta de evacuare a acestor ape; 9 - canale de gardă pentru ape pluviale.


7

Deoarece majoritatea focarelor generatoarelor cu abur sunt cu depresiune, este

necesară etanşarea hidraulică a circuitului de evacuare a cenuşii.

Pentru antrenarea cenuşii şi a zgurei se utilizează apă injectată sub presiune. În

mod uzual, raportul dintre cantitatea de apă de antrenare şi materialul antrenat este de 6:1

pînă la 10:1. Conductele de zgură şi cenuşă sunt căptuşite cu materiale rezistente la

eroziune şi coroziune.

Colectarea reziduurilor de zgură şi cenuşă umede (noroiul) se colectează în

bazine, de unde este evacuat spre depozite, fie cu ajutorul unor pompe speciale de noroi

(pompe Bagger), fie cu ajutorul unor hidroejectoare. În acest ultim caz, este nevoie de o

cantitate suplimentară de apă sub presiune, ceea ce măreşte raportul apă-cenuşă la 16:1

pînă la 20:1.

În momentul de faţă sunt folosite cu precădere pompe de noroi. În funcţionare,

acestea au o uzură rapidă a rotoarelor, avînd în vedere caracteristicile abrazive ale

fluidului pompat.

Este de dorit să se evite ramificaţiile şi armăturile de pe traseul de evacuare a

amestecului zgură+cenuşă+apă pentru a evita pericolul de înfundare sau de uzură

permanentă.

Conductele spre depozit dacă sunt dispuse cu o pantă coborîtoare continuă, pot

asigura transportul pe distanţa pînă la 4-5 km. Uzura acestora este neegală, ea

accentuîndu-se în special pe arcul de 120˚ de la partea inferioară. Rotirea la intervale de

timp a conductei asigură prelungirea duratei ei de serviciu.

În cazul în care este lipsă mare de apă, sistemul hidraulic de transport poate lucra

în circuit închis, refolosind o parte din apă după ce a fost decantată.

Volumul depozitului de cenuşă este dat de expresia:

Van = b*c*Ean*(1+u)/ρ [mc/an]

Van = volumul anual al depozitului [mc/an]

Ean = energia anuală produsă [kWh/an]

b = consumul specific mediu anual de combustibil [kg/kWh]

c = conţinutul de cenuşă

u = umiditatea sedimentului în depozit

ρ = masa specifică a materialului sedimentat [kg/mc]


8

Depozitul se formează cu ajutorul unor diguri de pămînt de obicei material local,

care închid bazinul de decantare. Apa din bazin se scurge prin deversare în puţuri de

golire, după cum se poate observa în desenul de mai jos:

Fig.2-2 Schema recirculare apă depozit

1 – dig iniţial 2 – conducte de zgură şi cenuşă 3 – puţ de deversare 4 – conductă de golire 5 – supraînălţarea digurilor 6 – supraînălţarea puţului de deversare

După umplerea volumului pregătit iniţial, digul poate fi supraînălţat folosind în

principal chiar materialul sedimentat.

În prezent, în România există 27 de depozite de reziduuri de la 23 de centrale

termoelectrice în funcţiune. Acestea au înălţimi chiar şi de peste 80 m şi suprafeţe care

pot depăşi 150 ha şi care pot depozita pînă la 40 milioane mc de reziduu.

În graficul din figura 2-3 este ilustrată repartiţia pe judeţe a suprafeţelor de teren

afectate de depozitele de reziduuri de unde se poate vedea corelaţia între zona de

exploatare a cărbunelui, concentraţia centralelor cu putere instalată mare şi suprafaţa

ocupată de depozitele de zgură şi cenuşă.


9

Fig.2-3 Repartiţia pe judeţe a suprafeţelor de teren afectate de depozitele

de zgură şi cenuşă

Cele mai multe depozite din România sunt alcătuite dintr-un dig de bază de contur

din pamînt şi diguri de supraînălţare de contur din zgură şi cenuşă.

Depozitarea în interiorul digurilor se face prin intermediul estacadelor de

conducte de distribuţie şi a tunurilor de debuşare, amplasate pe digurile depozitelor.

Digurile de contur sunt prevăzute cu drenaje (saltele şi prismuri drenante, rigole şi

conducte). Digurile de supraînălţare sunt executate din zgură şi cenuşă, placate cu

pamînt. În interiorul depozitelor sunt prevăzute puţuri deversoare şi conducte colectoare

pentru evacuarea apei decantate din hidroamestecul de zgură şi cenuşă şi a apelor

rezultate din ploi sau topirea zăpezilor. Zgura şi cenuşa se decantează, iar apa în surplus

este evacuată prin intermediul puţurilor deversoare şi conductele de colectare şi poate fi

recirculată în cadrul centralei.

Pe parcursul anilor au avut loc avarii la 15 din cele 27 depozite ceea ce a condus

la dezvoltarea unor analize specifice a problemelor de stabilitate şi siguranţă specifice

depozitelor. Principalele tipuri de probleme apărute au fost:

- deversarea hidroamestecului peste coronamentul digurilor;

- antrenarea hidrodinamică de zgură şi cenuşă;


10

- funcţionarea necorespunzătoare a drenajelor;

- defecţiuni sau nefuncţionarea sistemelor de colectare şi recirculare a apei în

exces.

Principalele efecte rezultate au fost ruperi de taluzuri şi breşe care au ajuns şi la

20 m înălţime şi au condus la deversarea a zeci de mii de tone de deşeuri în zonele

învecinate şi afectarea în primul rând a culturilor agricole. Aceste breşe au atras atenţia

asupra posibilităţii generalizării fenomenului local către o pierdere totală de stabilitate a

depozitului. S-a observat apariţia unor pagube mai mari atunci când depozitele sunt

amplasate pe văi faţă de cele amplasate în plan.

2.2. Teoria construcţiilor depozitelor de zgură şi cenuşă

2.2.1. Depozitele pentru zgură şi cenuşă sunt de mai multe tipuri, funcţie de

cîteva criterii

a. După perioada de funcţionare

- Depozite provizorii;

- Depozite definitive.

b. După amplasament şi reţeaua hidrografică

- Depozite de şes sau de cîmp. Aceste depozite necesită investiţii numai pentru

realizarea digurilor de amorsare şi supraînălţare, în cazul transportului

hidraulic.

- Depozite de albie se amenajează în zonele inundabile ale albiilor rîurilor. Ele

se deosebesc de depozitele de şes prin necesitatea asigurării digurilor de

formare contra eroziunilor şi ruperii la viituri.

- Depozite de rîpe, vîlcele etc., se realizează prin închiderea văilor sau a unor

zone degradate, cu diguri-baraje de formare a depozitelor. Aceste depozite

ocupă suprafeţe mai mici, au capacitate mare de depozitare, dar aceste

amplasamente sunt greu de găsit în imediata apropiere a surselor producătoare

de deşeuri şi pun probleme tehnice mai grele.


11

Fig.2-4 Depozite cu depunere hidraulică a deşeurilor a – de şes; b – de albie; c – de carieră, gropi de mină; d – de vale, rîpă;

1 - sursa producătoare de deşeuri; 2 – conducta de refulare a amestecului apă-deşeu; 3 – conducta de evacuare a apei decantate; 4 – conductă de retur la sursă; 5 – puţuri de captare şi evacuare a apei decantate; 6 – diguri de formare a depozitelor; 7 – baraj de

reţinere a apei pluviale din bazinul hidrografic superior al depozitului; 8 – condcuta de evacuare a acestor ape; 9 – canale de gardă pentru ape pluviale.

- Depozite de carieră, gropi de mină, gropi de împrumut etc., se realizează cu

amenajări reduse, avînd influenţe pozitive în ameliorarea zonelor ocupate

pentru depozitare.

- Depozitele subacvatice realizate în bazine, lacuri, mări, după o prealabilă

amenajare de diguri sau panouri plutitoare, sunt din ce în ce mai rare în lume

din cauza problemelor de poluare a apelor.

c. După modul de transport şi depozitare

- Depozite cu transport şi depunere uscată a deşeurilor;

- Depozite cu transport şi depunere hidraulică a deşeurilor.


12

Fig.2-5 Depozit realizat prin transportul uscat al deşeurilor

d. După modul de realizare constructivă

- Depozite cu dezvoltarea „spre amonte”, realizate cu diguri de amorsare din

materiale locale, cu diguleţe de înălţare din materiale locale sau cu deşeuri din

depozit.

- Depozite cu dezvoltarea „spre aval”, realizate cu diguri de amorsare din

materiale locale sau deşeuri din alte amplasamente, înălţarea efectuîndu-se cu

deşeuri din depozit.

În această categorie intră şi cazul depozitelor hidromecanizate cu dezvoltarea

„centrală” ca şi depozitele realizate prin transport uscat, mecanizat.

- Depozite realizate cu baraje-diguri de formare, construite din materiale

locale, deşeuri etc., dimensionate pentru etapa finală de dezvoltare.


13

Fig.2-6 Depozite realizate prin transport hidraulic după sistemul „spre amonte” a – cu diguri construite hidraulic; b – cu diguri construite mecanic.

Fig.2-7 Depozite realizate prin transport hidraulic după sistemul „spre aval” a – metoda înclinată; b – metoda orizontală.


14

Fig.2-8 Depozite realizate prin transport hidraulic după sistemul cu „ax central” a – cu contrafort sau rambleu înclinat;

b – cu rambleu simetric autostabil.

Fig.2-9 Depozite realizate cu baraje-diguri de formare


15

2.2.2. Caracteristicile depozitelor realizate prin hidromecanizare

O analiză a modurilor constructive de realizare a depozitelor hidromecanizate

scoate în evidenţă următoarele avantaje, dezavantare şi probleme speciale ce vor fi

prezentate în continuare.

Metoda de realizare a depozitelor „spre amonte” prezintă avantajele unor costuri

iniţiale şi de exploatare reduse.

Dezavantajele sunt numeroase. În primul rînd înălţimea depozitului este limitată

de existenţa materialului fin, neconsolidat, afînat, saturat cu apă de la baza depozitului

peste care se înalţă digurile de formare, material neconsolidat ce se tasează diferenţiat,

producînd fisuri, alunecări spre amonte şi ruperi, scufundări sub greutatea digurilor

superioare.

În condiţii de încărcare statică, înălţimea depozitului este limitată din cauza

pericolului ruperii prin forfecare în direcţia aval.

La cutremure aceste depozite se pot rupe la orice înălţime.

În literatură acest tip de depozite se recomandă în zone fără seisme, în zone unde

există suprafeţe mari de teren disponibile, situate la distanţe mari de aşezările omeneşti,

astfel încît ruperea lor să nu le afecteze.

Metoda de realizare a depozitelor “spre aval” este o metodă mai nouă, cu

aplicaţii la volume foarte mari de deşeuri de depozitat. Depozitarea se realizează prin

hidrociclonare, la depozitele cu transport hidraulic şi prin descărcare de pe o platformă

superioară la depozitele cu transport uscat.

Avantajul acestei metode, atît la depozitele hidromecanizate cît şi la cele cu

descărcare mecanică, constă în faptul că materialul grosier care formează barajul de

rezistenţă pentru materialul fin şi amestecul apă-deşeu, este amplasat pe teren de fundaţie

sănătos sau amenajat şi consolidat dacă este cazul, straturile superioare nefiind amplasate

pe straturi inconsistente ca în cazul anterior. Amplasarea drenajului la baza depozitului

permite un control riguros al infiltrării şi asigură o bună stabilitate.

Această metodă asigură condiţii optime de etapizare şi de stabilitate a ansamblului

depozitului.


16

Dezavantajele acestei metode constau din greutăţile impuse de menţinerea unui

nivel al depunerilor mult superior nivelului apei. De cele mai multe ori, materialele

hidrociclonate necesare realizării digurilor nu sunt suficiente fiind necesare completări cu

alte materiale disponibile în zona amplasamentului, aceasta avînd drept consecinţă

cheltuieli de investiţii şi de exploatare mai mari.

Iarna operaţiile de hidrociclonare sunt îngreunate astfel încît compactarea şi

vibrarea nu pot fi bine realizate, depunerile rezultînd afînate. Aceasta are drept urmare

crearea unor probleme de stabilitate date de infiltrarea apei pe căi preferenţiale.

Metoda de construire a depozitelor pe linie “centrală” este un caz particular al

metodei “spre aval”, înălţarea depozitului efectuîndu-se pe verticală.

Această metodă prezintă avantajul unui volum mai mic de material necesar pentru

formarea barajului depozitului şi dezavantajul creerii unor şiroiri, alunecări şi stări de

instabilitate în cazul în care nivelul apei în depozit creşte foarte repede şi panta amonte a

barajului este abruptă.

Realizarea depozitelor cu baraje-diguri are avantajul că se execută şi exploatează

după legile cunoscute la barajele din pamînt fiind avantajoase pentru zone seismice. Ele

impun investiţii mari.

Digurile primare sau de amorsare ale depozitelor realizate prin transport şi

depozitare hidraulică au ca scop să asigure capacitatea minimă pentru decantarea

deşeurilor.

Înălţimea acestor diguri se stabileşte pe considerente economice.

Fig.2-10 Realizarea digurilor mecanic 1 – dig de amorsare; 2 – diguri de înălţare; 3 – conducta de aducere şi distribuţie a

amestecului apă-deşeu; 4 – gropi de împrumut în depunerile grosiere din haldă


17

Digurile de înălţare ale depozitelor, realizate din deşeuri sau din materiale locale,

funcţie de destinaţia lor sunt:

- diguri de rezistenţă;

- diguri de separare-compartimentare.

Digurile de rezistenţă sunt supuse acţiunii apei (presiunii şi curentului de

infiltraţie) şi constituie un element de bază al depozitelor. Ele se proiectează ca barajele-

diguri de retenţie solicitate de acţiunea permanentă a apei.

Digurile de compartimentare au rol secundar în ansamblul depozitului, ele fiind

solicitate temporar de presiunea apei, pe unul sau pe ambele paramente.

Digurile de înălţare se realizează în mai multe moduri:

- mecanic, în trepte, prin împingerea cu buldozerul, greiferul, excavatorul etc.,

- prin hidromecanizare: hidrociclonare, depunere sortată şi nesortată, cu conuri de

deşlamare, cu clasificatorul, prin depunere subacvatică etc.

Fig.2-11 Realizarea digurilor hidraulic

a – prin conuri de deşeuri; b – cu clasificatorul; c – prin hidrociclonare; 1 – deşeuri grosiere; 2 – deşeuri fine; 3 – dig de amorsare.


18

2.2.3. Principii de proiectare şi de realizare a depozitelor

Principalele probleme care se pun la proiectarea şi realizarea unui depozit pentru

depunerea deşeurilor sunt următoarele:

- amplasarea, formarea şi dimensionarea depozitului, în vederea asigurării unei

capacităţi maxime de depozitare cu costuri de investiţii şi de exploatare minime;

- transportul, depozitarea şi amenajările aferente, funcţie de modul de transport

adoptat;

- asigurarea stabilităţii depozitului în condiţii de deplină siguranţă a folosinţelor

din zonă, atît în perioada de exploatare cît şi după abandonarea lui şi redarea terenului

folosit pentru depozitare în circuitul agricol, silvic sau industrial;

- asigurarea măsurilor de protecţie a mediului contra influenţelor negative ale

depozitelor;

Depozitele pentru depunerea deşeurilor se realizau în întreaga lume, cu înălţimi

mici, în zone situate în imediata apropiere a surselor producătoare, după metode

tradiţionale, pe baza experienţei acumulate în timp.

Avînd în vedere cantităţile din ce în ce mai mari de deşeuri rezultate, de

amplasamentele disponibile, situate în general la distanţe apreciabile de sursele

producătoare de deşeuri, de restricţiile impuse pentru micşorarea suprafeţelor de teren

agricol necesare depozitării, noile concepţii de realizare a depozitelor pentru depunerea

deşeurilor diferă esenţial de cele din trecut. Aceste concepţii sunt în principal

următoarele:

- depozitele pentru deşeuri sunt o categorie de construcţii inginereşti de mare

periculozitate şi dificultate tehnică pentru a căror proiectare şi realizare sunt necesare

studii de teren, de laborator şi cercetări asemănătoare celor realizate pentru baraje de

pămînt;

- amplasarea depozitelor trebuie realizată pe terenuri neproductive în vederea

conservării terenurilor bune şi ameliorarea celor degradate;

- asigurara unei capacităţi maxime de depozitare în amplasamente cu suprafeţe

minime, realizînd depozite foarte înalte;


19

- realizarea unor depozite stabile, aplicîndu-se măsuri de mărire a stabilităţii odată

cu dezvoltarea etapizată a depozitului în vederea micşorării efortului financiar iniţial;

- prevenirea poluării şi degradării mediului ambiant cu substanţe antrenate din

depozite;

- valorificarea deşeurilor depozitate în vederea micşorării cantităţilor de deşeuri de

depozitat şi reducerii suprafeţelor de teren necesare depozitării;

- redarea terenurilor folosite pentru depozitare în circuitul economic;

- supravegherea comportării ansamblului depozitului prin aparatură de măsură,

control şi avertizare, atît pe perioada de exploatare, cît şi după abandonarea şi

valorificarea terenurilor ocupate pentru depozitare.

O bună proiectare şi realizare a depozitelor trebuie deci să satisfacă cerinţele de

bază impuse de siguranţa exploatării, de controlul poluării, de asigurare a capacităţii de

depozitare, de economicitate şi flexibilitate a soluţiilor.

De aici şi necesitatea cooperării continue între centralele producătoare de deşeuri

şi instituţiile de proiectare-cercetare, în vederea găsirii unor soluţii optime de depozitare.

Cele două mari categorii de depozite, cu transport şi depunere uscată şi hidraulică

au o serie de probleme comune, depozitele realizate prin transport hidraulic avînd

probleme mult mai grele.

2.2.4. Capacitatea de depozitare

Aceasta se calculează pe perioade de funcţionare de cel puţin 15 ani realizîndu-se,

pe cît posibil, pe etape.

Terenurile puse la dispoziţie pentru depozitarea deşeurilor, pe diferite perioade, se

rezervă prin planurile de sistematizare.

În calculul capacităţii depozitelor (suprafeţe şi volume de depozitat), se ţine seama

de producţia medie anuală de deşeuri.

Relaţia dintre capacitatea utilă a depozitului în raport cu înălţimea de umplere şi

cu suprafaţa de teren ocupată, se redă sub forma unei curbe de capacitate.


20

Fig.2-12 Curba de umplere a unui depozit

2.2.5. Alegerea tipului de depozit şi a amplasamentului

În funcţie de următorii factori se realizează alegerea tipului de depozit şi

amplasarea:

- de cantităţile şi caracteristicile fizico-chimice, mineralogice şi geomecanice ale

deşeurilor de depozitat;

- de posibilităţile de valorificare ale deşeurilor şi de cantităţile ce rămîn după

valorificare;

- de amplasamentul disponibil şi amenajările necesare în vederea asigurării

exploatării normale a depozitului pe perioade cît mai mari de funcţionare cu investiţii

minime (terenurile afectate depozitării sunt obţinute pentru o perioadă de timp de 15-25

de ani).

La aceasta se adaugă cîteva date considerate de bază şi anume:

- influenţa clasei de importanţă a depozitelor avînd în vedere efectele pe care le

pot avea întreruperea funcţionării depozitului asupra producţiei întreprinderilor în cazul

unei avarii şi efectele distructive pe care le-ar avea ruperea lui asupra zonelor locuite sau

a obiectivelor economice din aval. Totodată se va studia şi oportunitatea dublării

depozitelor în vederea unei exploatări elastice şi a unei siguranţe sporite;


21

- în cazul amplasării depozitelor în zone seismice trebuie luate măsuri speciale de

siguranţă ca de exemplu: eliminarea tipului de depozit cu realizare „spre amonte”,

mărirea clasei de importanţă, amplasarea de drenaje atît în barajele şi digurile de formare,

cît şi în depozit pentru eliminarea sau localizarea fenomenelor de lichefiere;

- stabilirea unor asigurări de calcul pentru debitele rîurilor din bazinul aferent

haldelor, de 1 ‰ sau mai mult, în vederea eliminării riscului ruperii depozitului.

2.2.6. Amenajări şi instalaţii aferente depozitelor

Depozitele pentru depunerea deşeurilor trebuie prevăzute cu o serie de amenajări

şi instalaţii funcţie de caracteristicile amplasamentului, ale deşeurilor depozitate, de

folosinţele din zonă, acestea diferind de la un caz la altul. Ele sunt prezentate pe scurt.

a. Depozitele trebuie prevăzute cu împrejmuiri, drumuri de acces, rampe şi

podeţe de acces pentru utilajele folosite în lucrările de exploatare şi de

intervenţie, o cabină de pază şi de intervenţie, instalaţii de iluminare, panouri

şi instalaţii de avertizare, telefon etc.

b. În amplasamentul sau în bazinul hidrografic aferent depozitelor se adoptă

amenajări pentru captarea şi dirijarea apelor pluviale sau a izvoarelor, funcţie

de suprafaţa, morfologia şi caracteristicile hidrografice ale acestora, de tipul

ales de depozit şi de folosinţele din zonă.

Debitele de calcul ale acestor amenajări hidrotehnice trebuie stabilite după date

hidrologice, pentru asigurări mai mari de 1‰. În cele mai multe cazuri, debitul captat în

bazinul amonte al depozitelor este evacuat spre aval prin conducte amplasate pe firul văii

(pe sub depozit), prin canale de coastă sau prin conducte care dirijează apa spre folosinţe

sau văi alăturate.

În cazul unor debite reduse, acestea se vor acumula în depozit, cu luarea în

considerare a înălţimii date de volumul de acumulare necesar exploatării normale a

digurilor, atît vara cît şi iarna şi a sporirii debitelor preluate de drenaje. Creşterea

excesivă a nivelului apei în depozit peste nivelul prevăzut poate produce deversarea apei

peste coronamentul digurilor de formare ale depozitului, diguri nedimensionate şi


22

realizate în acest scop, crearea de valuri şi a unor condiţii de erodare periculoase pentru

stabilitate.

c. Amenajări pentru protecţia digurilor de amorsare ale depozitelor amplasate în

zonele inundabile ale rîurilor contra efectului viiturilor, pînă la nivele

corespunzătoare unei asigurări de cel puţin 1‰.

d. Amenajări de perdele forestiere în zona amplasamentului depozitelor şi în

zonele limitrofe în vederea stabilizării versanţilor, protecţiei digurilor contra

viiturilor sau a efectului poluant dat de particulele antrenate de vînt din

depozite.

2.2.7. Clasa de importanţă a depozitelor

În activitatea de concepţie şi proiectare a construcţiilor hidrotehnice există o

clasificare bazată în mod deosebit pe importanţa lor economică şi socială.

Pe baza acestor date se pot stabili debitele de calcul, de verificare şi coeficienţii

de siguranţă luaţi în considerare în calculele de rezistenţă şi de stabilitate a lucrărilor.

Clasa construcţiilor se determină în funcţie de capacitatea lor de producţie, de

durata de funcţionare şi de însemnătatea funcţională.

De asemeni se va ţine cont de prevederile STAS 4273/83 şi 4068/87.


23

2.3. Descrierea problemelor clasice apărute în ultimii ani la unele depozite de zgură şi cenuşă

Cea mai mare problemă generată de exploatarea depozitelor de zgură şi cenuşă o

reprezintă pierderea stabilităţii acestora. Aceasta se poate analiza sub aspect local şi

general.

Instabilitatea locală reprezintă ruperea unei părţi din masivul de pămînt. Există

cazuri cînd un fenomen local de instabilitate se stinge printr-o rearanjare a spectrului

hidrodinamic local; de cele mai multe ori însă procesul se activează luînd chiar aspecte

violente cînd orice intervenţie devine inutilă.

Cea mai periculoasă formă de instabilitate locală este cea cauzată de forţele

curentului de infiltraţie.

Cauza instabilităţii generale a depozitelor este rezistenţa redusă a materialului

depozitat, a digurilor de formare, a terenului de fundaţie sau a unor strate ale acestuia,

situaţia fiind agravată de existenţa curentului de infiltraţie şi de factori accidentali, cum ar

fi de exemplu cutremurele sau exploziile.

Calculul stabilităţii depozitelor pentru depunerea deşeurilor transportate uscat şi

hidraulic se va face verificînd coeficientul de siguranţă la toate formele de instabilitate.


24

3. INCIDENTE ŞI ACCIDENTE TEHNICE LA DEPOZITELE DE ZGURĂ ŞI

CENUŞĂ

3.1. CTE Turceni – depozitul de zgură şi cenuşă Valea Ceplea

3.1.1. Descriere generală

CTE Turceni este o centrală termoelectrică importantă cu capacitatea instalată de

7x330 MW. Lignitul utilizat ca combustibil produce 80.000 mc cenuşă pe lună, la un

singur bloc energetic. Depozitarea zgurii şi cenuşii rezultate se realizează în două incinte:

depozitul nr. 1 – Valea Ceplea şi depozitul nr. 2 de rezervă.

Studiile geotehnice existente pe amplasament arată o alternanţă de straturi

permeabile (nisipuri cu pietrişuri) cu straturi mai puţin permeabile (argile).

Valea Ceplea este un afluent temporar al Jiului, situat pe malul drept al acestuia.

Valea Ceplea prezintă un caracter strict torenţial, neexistând curgere permanentă.

Singurele debite care apar pe vale sunt cele colectate în timpul ploilor în cadrul bazinului

hidrografic propriu.

Sub aspect hidrogeologic se disting următoarele strate acvifere:

a. Strate acvifere aluvionare din lunca Jiului;

b. Strate acvifere din terasa joasă pe malul drept al Jiului;

c. Strate acvifere din zona colinară.

În primăvara anului 2008 a apărut un fenomen de alunecare a versantului stâng,

pe partea dreaptă de acces la depozitul de zgură şi cenuşă Valea Ceplea, alunecare ce a

avut loc pe o lungime de 50 m şi o lăţime de cca. 16 m.

Pentru stabilirea unei soluţii tehnice s-a realizat un proiect care a stabilit

următoarele:


25

Fig.3-1 Plan general CTE Turceni şi depozitul de zgură şi cenuşă

În zona afectată de instabilitate s-au efectuat 3 foraje geotehnice şi s-a realizat

calculul static şi dinamic privind stabilitatea versantului cu nivelele freatice aflate la cotă

minimă, medie şi maximă. Din calculele de stabilitate a rezultat că la nivelul maxim al

pânzei freatice sunt necesare lucrări de stabilizare şi drenaj.

Pentru mărirea stabilităţii zonei afectate de alunecarea de versant se vor executa

următoarele lucrări:

- Amenajarea suprafeţei de teren de la baza de versant care prezintă instabilitate, pentru

amplasarea unui zid din gabioane;

- Amplasare zid din gabioane;

- Drenaj în zona care prezintă instabilitate.

3.1.2. Amenajarea terenului

Zona afectată se va defrişa, se va decoperta solul vegetal şi suprafaţa care va

susţine gabioanele se va nivela în fîşii pentru a se obţine o terasare a terenului pe care vor

fi amplasate gabioanele.


26

3.1.3. Zid din gabioane

Pe suprafaţa pe care se vor amplasa gabioanele se va aşterne geotextil, apoi se vor

poziţiona gabioanele în plan orizontal, iar cele din fiecare rînd superior vor fi decalate

faţă de cele pe care se aşează, după principiul zidăriei de cărămidă.

În spatele gabioanelor, la bază se va poza o conductă PVC şliţuită cu fante, iar

spaţiul rămas se va umple cu material granular.

3.1.4. Drenajul

Pentru drenarea terenului din zona în care s-a manifestat alunecarea de versant s-a

prevăzut realizarea unui sistem de drenaj compus din două ramuri.

Ramura principală cu lungimea de 200 m coboară aproximativ paralel cu drumul

tehnologic existent la partea inferioară a versantului stîng, iar ramura secundară, cu

lungimea de 100 m porneşte din spatele zidului de gabioane şi se racordează la ramura

principală. Ramura principală este prevăzută cu 2 ramificaţii în spic spre versant.

Ramura secundară a sitemului de drenaj, se va poza în spaţiul creat între versant şi

gabioane pentru colectarea eventualelor ape exfiltrate din versant, pe toată lungimea

zidului de gabioane.

3.1.5. Evacuarea apelor drenate

Pe ramura principală a drenajului au fost prevăzute două ramificaţii de golire.

Golirea aval va deversa în rigola de la baza digului de supraînălţare cota +170,00mdMN,

iar golirea amonte deversează în rigola de la baza digului de supraînălţare cota

+185,00mdMN. La subtraversările pe sub drumul tehnologic, aceste ramificaţii vor fi

protejate fiecare într-un masiv de beton. În fiecare masiv de protecţie de beton conducta

de PVC se va monta în interiorul unei conducte metalice.


27

3.2. CET Doiceşti - depozitele de zgură şi cenuşă nr. 4 şi 5

Urmare a unei evaluări a stării de siguranţă a depozitelor nr. 4 şi 5 de la CET

Doiceşti din anul 2000 s-a ajuns la următoarele concluzii:

- Cele două depozite nu au asigurată siguranţa structurală (sistemele de drenaj

de fund nu funcţionează având drept consecinţă nivele piezometrice ridicate care

generează fenomene sufozive în masa de cenuşă; coeficienţii de stabilitate la alunecare

sunt mai mici decît cei normaţi; frecvente avarii produse în timpul funcţionării);

- Nu sunt îndeplinite toate condiţiile pentru existenţa siguranţei gospodăririi

apelor (sistemele de drenaj de fund nu funcţionează, capacităţile de evacuare a apelor

sunt mult mai mici decît debitele maxime în cazul funcţionării centralei cu două blocuri

energetice şi asigură la limită evacuarea apelor în cazul funcţionării centralei cu un bloc

energetic; nu există posibilităţi de colectare şi evacuare a apelor provenite din precipitaţii

scurse de pe versanţii limitrofi sau de pe formaţiunile torenţiale din zonă);

- Nu este asigurată siguranţa la sistem (zona seismică C, Ks=0,2 ;i Tc=1,0 sec;

nivelul piezometric ridicat în ambele depozite, coeficienţii de stabilitate în regim

pseudostatic mai mici decît cei normaţi).

Problemele identificate au fost prezentate în funcţie de riscul apariţiei lor:

- Cedarea elementelor de retenţie ca urmare a nivelelor piezometrice ridicate datorită

funcţionării defectuase a sistemelor de drenaj;

- Cedarea elementelor de retenţie prin depăşirea digurilor de supraînălţare datorită

capacităţii reduse de evacuare a apelor în comparaţie cu valorile debitelor maxime

provenite din precipitaţii sau din ape tehnologice în cazul funcţionării centralei cu două

blocuri; idem în cazul întreruperii funcţionării staţiilor de pompare;

- Cedarea elementelor de retenţie prin pierderea stabilităţii în cazul solicitărilor

dinamice.

Pentru eliminarea viitoarelor probleme identificate mai sus au fost stabilite

următoarele recomandări:

- Realizarea unui nou sistem de drenaj capabil să menţină un nivel piezometric coborît în

zona digurilor de contur;


28

- Mărirea capacităţii staţiilor de pompare avînd în vedere debitele maxime în cazul

funcţionării ambelor blocuri energetice;

- Realizarea lucrărilor de colectare şi evacuare, fără tranzitarea prin depozite a apelor

scurse de pe versanţii limitrofi sau pe formaţiunile torenţiale.

3.3. CET Deva (soluţii de prevenire a accidentelor)

CET Deva este situată în sud-estul Transilvaniei, pe malul râului Mureş, la 7 km

distanţă de oraşul Deva. Are o putere instalată de 1285 MW în 5 grupuri de condensaţie

de 210 MW fiecare şi un grup de 235 MW, alimentate cu cazane de abur de 660 t/h,

13,72 MPa, 550° C, fiecare bloc constituind o unitate independentă.

Combustibilul principal utilizat este huila din Valea Jiului, cu putere calorifică

medie de 15392 kJ/kg. Cărbunele este transportat pe calea ferată. Combustibili auxiliari,

întrebuinţaţi la porniri şi pentru stabilizarea flăcării sunt gazele naturale şi păcura.

Energia electrică este livrată în sistemul naţional intr-o statie de interconexiune -

Mintia de 110 kV 220 kV şi 400 kV. Centrala a fost pusă în funcţiune în 3 etape: 1969 -

1971 (etapa 4x210 MW), 1977 - grupul 5 şi 1980 - grupul 6, de câte 210 MW fiecare.

De la punerea în funcţiune, termocentrala Mintia a livrat 194 TWh din energia

electrică necesara României şi a consumat 110 milioane tone de cărbune.

Evacuarea şi depozitarea zgurii şi cenuşii din centrală în cursul unui an

înseamnă cca. 1 milion de tone. În acest scop se folosesc două depozite situate în albia

majoră a Râului Mureş pe malul drept, pe o suprafaţă de cca. 70 ha şi altul în locul

denumit Valea Bejan-Tîrnăviţa, la cca. 4 km de termocentrală, ocupînd o suprafaţă de

cca. 130 ha. Zgura şi cenuşa se captează şi se transportă hidraulic într-un amestec de cca.

10 părţi apă la o parte solid. În prezent centrala este dotată cu următoarele instalaţii: o

staţie de 4 pompe de tip Bagger, având caracteristicile Q=1085 mc/h şi P=765 kPa, o altă

staţie care funcţionează în serie cu prima, echipată de asemenea cu patru pompe de tip

Bagger de 1085 mc/h şi P=785 kPa. Aceste două staţii asigură evacuarea zgurii şi cenuşii

de la primele trei blocuri, la o înălţime totală de H=160 m.

Staţiile sunt proiectate şi realizate pentru funcţionare cu două linii, celelalte două

fiind de rezervă; pentru blocurile 4, 5 şi 6 sunt realizate de asemenea două staţii care


29

funcţionează în serie: prima echipată cu trei pompe Bagger de 1085 mc/h şi 765 kPa

împreună cu o pompă de 1085 mc/h, 785 kPa, iar a doua staţie cu trei pompe Bagger de

câte 1085 mc/h, 765 kPa. De asemenea se funcţionează cu două linii de rezervă.

Pompele de apă de spălare în circuitul de zgură şi cenuşă sunt amplasate în sala de

maşini, la cota -4,00m. Transportul hidraulic al amestecului se face prin 5 conducte

metalice. Apa utilizată la transportul hidraulic al zgurii şi cenuşii, după limpezirea în

depozit, se captează prin puţuri la o staţie de pompe de recirculare, în zona barajului. De

aici, apa se trimite prin pompare în două conducte la staţia de spălare din incintă, care are

5 pompe de câte 900 mc/h şi 166,7 kPa.

În urma unui raport din 2008 pentru depozitele de zgură şi cenuşă Mureş şi

Bejan s-a concluzionat că deşi nu au existat probleme deosebite în exploatare, trebuie

luate unele măsuri pentru evitarea apariţiei unor probleme în viitor.

Fig.3-2 Compartiment I, cota 252.00 mdM


30

Fig.3-3 Compartiment II, cota 252.00 mdM

Fig.3-4 Puţ deversor


31

Fig.3-5 Drum perimetral

Recomandări pentru exploatarea depozitelor:

• Sistemul de colectare şi evacuarea apelor decantate

Întreţinerea puţurilor colectoare în conformitate cu instrucţiunile de exploatare.

Verificarea inelelor din beton pentru a se putea asigura o bună lansare a lor şi o

bună etanşare pe toată înălţimea puţurilor.

Se interzice funcţionarea recirculării la o presiune mai mare decât cea dată de

zăvorul hidraulic de pe recirculare.

Se interzice staţionarea apelor în conducta de recirculare.

• Drenajul general

Se va menţine sub observaţie aripa de evacuare a apelor din drenajul general de

pe malul stâng.

Nu au fost executate lucrările cerute prin expertiza anterioară la digul de bază

referitoare la citirile automate şi de debitmetrie la dren.

Se vor lua măsuri de execuţie pe teren a “Proiectului de urmărire specială la

depozitul de zgură şi cenuşă Bejan. Lucrări de debitmetrie” pentru a avea o imagine clară

asupra funcţionării sistemului de drenaj în orice moment.


32

• Estacada de zgură şi cenuşă

Se recomandă a se proceda la:

- verificarea anuală a grosimii pereţilor conductelor de transport zgură şi cenuşă

precum şi a grosimii depunerilor de zgură şi cenuşă pe pereţii conductelor;

- înlocuirea coturilor avariate şi a zonelor de conducte cu pereţii subţiaţi;

- verificarea vanelor şi manevrarea lor pentru a nu se bloca (înlocuirea cu blinduri

a vanelor deteriorate).

- se vor lua măsuri de asigurarea stabilităţii estacadei în zonele unde conductele s-

au deplasat de pe suporţi.

- se va realiza curăţirea şi vopsirea conductelor acolo unde este necesar.

• Depozitul de zgură şi cenuşă

Se va asigura o umplere uniformă pe tot conturul depozitului cu respectarea

plajelor minime de la digul de bază şi de compartimentare.

Se vor lua măsuri pentru menţinerea în stare de funcţionare a drenului, rigolelor şi

a captărilor de ape de la cota 252,00 mdM.

Pentru mãsurarea corectã a nivelelor de apă din puţurile piezometrice se vor

executa lucrări de urmărire specială a depozitului de zgură şi cenuşă Bejan.


33

3.4. CET Timişoara SUD (soluţii de prevenire a accidentelor)

CET Timişoara Sud este o termocentrală care funizează energie electrică şi

agent termic pentru municipiul Timişoara. Proiectul centralei prevedea două grupuri

2x125 MW + 2 CAF de 100 Gcal/h + 3 CA de 100 t/h, iar supraînălţarea depozitului de

zgură şi cenuşă s-a preconizat a se face pînă la cota de 123,5 m, ceea ce ar reprezenta un

H = 40 m şi o suprafaţă totală la bază ocupată de S = 150 ha.

Depozitul de zgură şi cenuşă UTVIN a fost dat în folosinţă în 1985, este amplasat

în bazinul hidrografic Timiş-Bega şi se găseşte la aproximativ 2 km S-E de canalul Bega

şi este amplasat lângă pârâul Nivelda ce trece la aproximativ 500 m Sud de depozit.

Accesul la depozit se face de pe DN 59 – E70 (Timişoara-Moraviţa) pe drumul de

exploatare ce însoţeşte estacada de evacuare hidraulică a zgurii şi cenuşii. O altă cale de

acces este din satul Utvin pe un drum agricol.

În urma unei inspecţii privind raportul UCC din anul 2008, situaţia se prezintă

conform imaginilor următoare:

Fig.3-6 DEPOZITUL DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ UTVIN, DIG DE BAZĂ ÎNIERBAT

(Nu s-au observat vizual indicii privind posibila declanşare a unei stări de avarie)


34

Fig.3-7 DEPOZITUL DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ UTVIN

COMPARTIMENTUL I – SUPRAÎNALŢAREA II (Nu s-au observat vizual indicii privind posibila declanşare

a unei stări de avarie)


COMPARTIMENTUL II (Compartimentul este plin din primăvara anului 1999. Pe suprafaţa acestui compartiment

a fost aplicată o soluţie bituminoasă similară cu cea din compartimentul I . În prezent întreaga suprafaţă este acoperită de vegetaţie abundentă. Nu au fost semnalate spulberări

de zgură şi cenuşă. Nu s-au observat vizual indicii privind posibila declanşare a unei stări de avarie)


35


COMPARTIMENTUL III (Compartimentul este plin din primăvara anului 2004. Pentru reducerea fenomenului de

spulberare a zgurii şi cenuşii depuse, pe toată suprafaţa compartimentului sa depus un strat de fluid dens. În prezent întreaga suprafaţă, este acoperită de vegetaţie. Nu au fost semnalate spulberări de zgură şi cenuşă. Nu s-au observat vizual indicii privind posibila

declanşare a unei stări de avarie)

Reţeaua de drenaj constituie un element esenţial al asigurării stabilităţii locale şi

generale a depozitului. Debite evacuate prin drenaj sunt monitorizate cu un debitmetru

portabil AVFM cu senzor ultrasonic şi senzor Doppler de viteză.


36

Fig.3-10 CĂMIN DE VIZITARE

(căminele de vizitare de pe drenajul de la digul de bază; nu sunt executate pe teren acoperirea lor cu chepeng sau capace tip)

Estacada de zgură şi cenuşă nu prezintă indicii privind posibila declanşare a

unei stări de avarie.

Fig.3-11 Estacada de zgură şi cenuşă – conducta de fluid dens,

se observă la nivelul inferior, conducta cu diametrul mai mic (este în curs de finalizare montarea celei de a doua conducte de şlam dens)


37

Recomandări depozit de zgură şi cenuşă:

- Întreţinerea şi curăţarea periodică a rigolelor de pe tot conturul depozitului;

- Verificarea periodică a vanelor de închidere/deschidere montate pe conductele

de evacuare zgură şi cenuşă;

- Refacerea protecţiei termoizolaţiei conductei de evacuare fluid dens, pe

porţiunile unde aceasta a fost distrusă;

- Exploatarea corespunzătoare a depozitului de zgură şi cenuşă în conformitate cu

instrucţiunile de exploatare elaborate de proiectant;

- Completarea trimestrială şi transmiterea către proiectant a „Fişei de urmărire” în

conformitate cu PE 732/89.

Recomandări pentru reţeaua de drenaj:

- Acordarea unei atenţii deosebite la măsurarea nivelelor de apă în puţurile

piezometrice. Evoluţia nivelelor de apă în aceste puţuri oferă date concludente despre

funcţionarea sistemului de drenaj al depozitului.

- Se recomandă utilizarea la citirea nivelelor de apă din puţurile piezometrice a

sondelor fluier sau aparate electronice.

- În cazul scăderii capacităţii de captare şi evacuare a drenurilor, fenomenul

poate fi semnalat încă de la început existând posibilitatea unei evaluări corecte.

- De asemenea, se pot decide din timp măsurile optime de preîntâmpinare a

efectelor negative.

- Se va urmări periodic şi modul de scurgere a apelor din drenuri prin

vizualizarea scurgerii în cămine şi măsurarea debitelor la punctele de evacuare în rigolă.

- Acoperirea cu capace a tuturor căminelor de vizitare de pe drenajul de la digul

de bază .

- Recircularea apei exfiltrate, conform instrucţiunilor de exploatare.

Recomandări estacadă de zgură şi cenuşă – fluid dens:

- Refacerea protecţiei termoizolaţiei la conducta de evacuare fluid dens.


38

3.5. CET Drobeta Turnu Severin (incidente din 1996 si 1998)

Termocentrala CET Drobeta (ROMAG-TERMO), sucursală a Regiei

Autonome pentru Activităţi Nucleare, este amplasată la circa 5 km Nord-Est de

municipiul Drobeta-Turnu Severin, pe drumul naţional DN67, care face legătura cu

Târgu-Jiu.

ROMAG-TERMO a fost infiinţată în 1981, sub denumirea de Întreprinderea

Electrocentrale Drobeta, cu scopul de a asigura aburul tehnologic pentru Combinatul de

Apă Grea şi necesarul de căldură al consumatorilor industriali şi al populaţiei din

municipiul Drobeta-Turnu Severin. Centrala a fost proiectată iniţial cu 7 cazane de 420t/h

abur din care: 6 cu funcţionare pe lignit, unul cu păcură şi 6 turboagregate de 50 MW (din

care au fost realizate numai grupurile 1,2,3,4). Ulterior s-au realizat 2 cazane de 105 t/h

abur 16 ata, cu pornire rapidă pentru a alimenta în situaţii de avarie consumatorul

Romag-Prod. Profilul centralei s-a modificat ulterior prin dezafectarea grupului nr.3 (D

KU) şi punerea în funcţiune a TA5 si TA6 de 50 MW şi respectiv, 25 MW. Pe vechiul

amplasament al grupului nr.3, în luna august 2007 s-a pus în funcţiune un nou grup de

22MW, tip DKAR, cu contrapresiune şi priză reglabilă, puterea instalată a centralei

ajungând astfel la 247 MW.

În profilul actual ROMAG-TERMO asigură consumul de abur tehnologic şi

energie electrică pentru sucursala ROMAG-PROD (280 t/h şi 31 MW), dar şi

termoficarea urbană pentru municipiul Drobeta-Turnu Severin (230000 GCal anual). În

acelaşi timp se livrează în Sistemul Energetic National o putere electrică de peste 160

MW.


39

Fig.3-12 Sediul RAAN

Pe parcursul exploatării depozitului de zgură şi cenuşă au avut loc următoarele

incidente:

• În luna aprilie 1996 a avut loc avarierea puţului de captare P2.1 al sistemului

de recirculare al iazului nr. 2 denumit compartimentul 2.

În nota de constatare din 10.04.1996, s-au precizat următoarele cu privire la

avarie:

- puţul de captare a fost acoperit necorespunzător cu un capac metalic provizoriu,

nerespectându-se proiectul.

- în interiorul depozitului s-au format caverne de aproximativ 10-15 m înălţime

până la nivelul puţului.

Ca măsuri imediate ce au fost luate amintim:

- deversările de zgură şi cenuşă au continuat doar în comp.1.

- apele de infiltraţie au fost lăsate să se scurgă din comp.2 pentru a avea acces la

puţul avariat pentru constatări la faţa locului.

În urma creării condiţiilor de acces la puţul avariat s-a procedat la:


40

- verificarea puţului avariat P2.1

- îndepărtarea ultimului inel prefabricat avariat

- acoperirea puţului cu grinzi prefabricate împănate între stâlpii de susţinere a

inelelor

- acoperirea grinzilor cu geotextil şi lestarea acestuia cu plasă din fier beton

- suprabetonare

• În luna octombrie 1998 s-a produs avarierea conductei de recirculare şi

anume:

- colectorul Dn 1000 mm din talvegul compartimentului 1 pe o lungime de cca.

8-10 m s-a voalat în aval de secţiunea de reducţie Dn 1000/800.

Pentru remedierea situaţiei s-a aplicat următoarea soluţie:

- după decopertarea zonei respective s-a trecut la îndepărtarea unui tronson de

cca. 10 m de conductă Dn 1000 (tronson situat în aval de reducţia Dn

1000/800);

- înlocuirea tronsonului îndepărtat cu conductă 800 mm rigidizată

- conducta Dn 800 mm a fost introdusă în aval în conducta Dn 1000 mm şi din

interior a fost sudat din segmenţi, golul dintre cele două ţevi

- în amonte, în parte inferioară a ţevii Dn 800 mm existente s-a tăiat o consolă

pentru rezemarea conductei noi şi pentru a uşura execuţia îmbinării celor două

capete de ţeavă Dn 800 mm

- îmbinarea în amonte s-a realizat prin sudură din interior printr-o fereastră de

acces, care a fost închisă ulterior

- cele două capete de conductă, după sudare, au fost manşonate cu beton armat

turnat în condiţiile prezenţei apei

- pentru închiderea ferestrelor create pe colectorul Dn 1000 mm s-a montat un

ştuţ de ţeavă cu vană de oţel Dn 250 mm lateral colectorului pentru

descărcarea apelor de infiltraţie pe perioada execuţiei sudurilor la ferestre,

după care vana s-a închis rămânând înglobată în masa de cenuşă.


41

3.6. CET Oradea

CET Oradea a fost pusă în

funcţiune în mai multe etape, între anii

1966 - 1986 cu agregate pentru producerea

energiei electrice şi termice cu

următoarele caracteristici:

• 2 turbine de 25 MW (PIF 1966), 1

turbină de 55 MW (PIF 1967), 2

turbine de 50 MW (PIF 1973-76),

rezultând un total de 205 MW Fig.3-13 CET Oradea

• 6 cazane de abur cu circulaţie naturală, combustibil lignit şi păcură cu un debit total

pe sala cazanelor de 1830 t/h (PIF 1966-87)

Activitatea de bază a termocentralei o constituie producerea energiei electrice şi

termice.

Energia electrică este livrată în Sistemul Energetic Naţional, iar cea termică, sub

formă de abur tehnologic şi apă fierbinte - consumatorilor industriali şi populaţiei

municipiului Oradea.

Distribuirea energiei termice sub formă de apă fierbinte se face printr-o vastă reţea

de conducte de termoficare, prin 218 de puncte termice, asigurându-se necesarul de

căldură şi de apă fierbinte unui număr de aproximativ 59.000 de apartamente.

La depozitul de zgură şi cenuşă Santăul Mic au fost realizate lucrări de

extindere începînd din 1992 continuînd pînă în anul 1993 pentru compartimentul 1, iar

compartimentul 2 a fost dat în funcţie în anul 1995.

Lucrările de supraînălţare la depozitul de extindere au fost executate în totalitate

între cotele 108,00 mdMN – 111,00 mdMN în perioada anilor 1997 – 1999, iar pentru

supraînălţarea a II-a între cotele 111,00 mdMN – 114,00 mdMN execuţia s-a făcut în

perioada anilor 2002-2003.

Execuţia digurilor de supraînălţare şi a celorlalte lucrări aferente este determinat

de ritmul de umplere a depozitului de zgură şi cenuşă (a fiecărui compartiment în parte).


42

Ritmul de umplere este în funcţie de condiţiile de funcţionare a centralei şi se poate

modifica în funcţie de cerinţe.

Evenimente deosebite înregistrate şi măsurile luate

În decursul exploatării şi funcţionării depozitului de zgură şi cenuşă Santăul Mic

(depozit existent) au apărut evenimente care au periclitat integritatea structurii acestuia.

Dintre evenimentele care au avut loc în decursul anilor amintim:

• Cavernele apărute în unele zone pe paramentul aval al digului de contur de

la cota 108,00 mdMN-111,00 mdMN (zonele afectate au fost refăcute prin

umplere cu balast).

• Datorită faptului că drenajul de la cota 108,0 mdMN nu a funcţionat

permanent pe toată lungimea sa, au apărut afuieri în zonele în care

evacuările au fost blindate (cotele 108,00 mdMN – 111,00 mdMN)

precum şi ridicarea nivelului piezometric în puţuri (P3,P4,P5,P6,P11 şi

P12).

• Avaria din 2 februarie 1991 în urma cărei s-a produs o prăbuşire în zona

digului de contur de la compartimentul nr.1, urmată de crearea unei breşe

de 15 – 20 m lăţime şi de 12 m înălţime pe porţiunea dinspre staţia de

pompe recirculare nouă.

Comisia tehnică, care a analizat evenimentul care a avut loc, a stabilit că

prăbuşirea s-a produs în zona conductelor de recirculare de la puţuri (cota 111,00

mdMN), pe porţiunea ce trece prin digul de contur, datorită fisurării unei conducte de

recirculare şi nu datorită pierderii stabilităţii digului de bază, a celui de contur sau a celor

de supraînălţare.

Lucrările propuse pentru remedierea avariei (din 02.02.1991) de către comisia

tehnică au fost:

• Evacuarea din zona avariată a conductei de recirculare de la cota 120,50

mdMN căzută, inclusiv a masivelor de beton de pe aceasta.

• Evacuarea din zonă avariată a bucăţiilor de gheaţă.

• Taluzarea în trepte de înfrăţire a digurilor avariate (berme de 1,0 m, taluze de


43

1:2 înălţimi între berme de 2,0 m) pentru prevenirea unor eventuale accidente

provocate de surparea umpluturilor.

• Realizarea unui pat de balast drenant de 0,70 – 1,00 m grosime, bine

compactat în masa de zgură şi cenuşă pe toată ampriza digurilor avariate prin

8-12 treceri cu rulou compresor de 10 t.


44

3.7. Alunecarea de zgură şi cenuşă din ţinutul Martin - SUA 2000

Fig.3-14 Harta care arată locaţia ţinutului Martin în Kentucky

Fig.3-15 Rîul Wolf Creek la 22 octombrie 2000

Alunecarea de zgură şi cenuşă din ţinutul Martin a fost un accident care s-a

produs după miezul nopţii la 11 octombrie 2000 cînd partea de la baza unui depozit de

zgură şi cenuşă deţinut de Massey Energy în ţinutul Martin, Kentucky, SUA, s-a prăbuşit

într-o mină subterană dedesupt. Amestecul a ieşit prin intrările minei, trimiţînd

aproxiamtiv 1.160.000 mc de reziduuri în aval pe doi afluenţi ai rîului Tug Fork.

Dimineaţa, Wolf Creek era plin de reziduul negru. La Coldwater Fork, un pîrîu lat de 3 m

devenise lat de 91 m datorită zgurei şi cenuşii cu apă.

Alunecarea a fost de peste 1,6 m adîncime în unele locuri şi a acoperit curţile

localnicilor din apropiere. Deversarea a poluat 300-500 km din rîul Big Sandy şi afluenţii

lui cît şi rîul Ohio. Alimentarea cu apă pentru 27.000 de localnici a fost contaminată, şi

toată fauna acvatică în Fork Coldwater şi Wolf Creek a fost omorîtă. Deversarea a fost

unul dintre cele mai grave dezastre de mediu din sudestul Statelor Unite.


45

3.8. Accidentul de la centrala pe cărbuni Kingston - SUA 2008

Fig.3-16 Fotografie aeriană a depozitului 23.12.2008, o zi după accident

În data de 22.12.2008 la ora locală 1 AM a avut loc un accident de revărsare a

cenuşii din depozitul aferent centralei pe combustibil fosil Kingston, cînd un dig de

cenuşă s-a rupt, expunînd o suprafaţă de 0,34 km2. Locaţia centralei Kingston este în

Roane County, Tennessee, SUA. Astfel a fost deversată o cantitate de cenuşă de

4.200.000 m3. Centrala pe cărbune, localizată dincolo de rîul Clinch faţă de oraşul

Kingston, foloseşte iazuri de decantare a cenuşii rezultate ca urmare a arderii cărbunelui,

care apoi este depozitată în incinte dragate. Amestecul de apă şi cenuşă a alunecat în rîul

Emory şi către taluzul său pe malul opus, dincolo de care a acoperit 1,2 km2 din terenul

înconjurător, distrugînd case şi a curs în amonte şi aval prin rîurile din apropiere cum sunt

Emory şi Clinch (afluenţi ai rîului Tennessee). A fost cel mai mare accident de deversare

a cenuşii depozitate din istoria Statelor Unite.


46

Fig.3-17 O casă prăbuşită, inundată la deversare

Agenţia de Protecţia Mediului a estimat după o supraveghere aeriană că au fost

deversate 4 milioane de metrii cubi de cenuşă. Deversarea a acoperit terenul înconjurător

cu pînă la 1,8 m grosime de cenuşă cu apă. APM a estimat că curăţarea va dura patru-şase

săptămîni. Totuşi alte estimări arătau o curăţare posibilă în mai multe luni sau chiar ani.

În iunie 2009, 6 luni după accident, doar 3% din deversare era curăţată, iar costul total s-a

estimat între 675 şi 975 de milioane de dolari pentru curăţare.

Suprafaţa depozitului de 0,34 km2 situată la 18 m deasupra bazei depozitului şi

23m deasupra rîului Emory în timpul iernei, 226 m deasupra nivelului mării, conţinea o

varietate de amestec de apă şi cenuşă zburătoare generată de arderea cărbunelui la

termocentrală. Cenuşa zburătoare este poluantul sub formă de particulă foarte mică

produsă de combustibilul cărbune, care sunt colectate înainte de a le lăsa să scape în

atmosferă, şi amestecate cu apă ca să poată fi pompate în depozitul de retenţie. Odată ce

particulele s-au decantat, sunt dragate în incinte uscate. Incinta dragată a fost înconjurată

cu pereţi înalţi de pămînt de 18 m, care au înregistrat scurgeri de două ori începînd din

anul 2002. Deşi pămîntul din jurul centralei este în mare parte rural şi puţin rezidenţial,

alunecarea a cauzat un val de mîl din cenuşă şi apă care a acoperit 12 case, împingînd una

în întregime din fundaţie, lăsînd trei de nelocuit, şi a cauzat pagube la 42 de propietăţi.

De asemeni a spălat o şosea, a rupt o conductă de gaze, o acoperit o linie ferată, a doborît

copaci, a rupt o conductă de apă şi a distrus linii electrice. 22 de reşedinţe au fost

evacuate şi nimeni nu a fost raportat ca fiind rănit sau necesitînd spitalizare. A fost cea

mai mare alunecare de cenuşă cu apă legată de explotarea de cărbune din istoria Statelor


47

Unite, mai mare de trei ori decît cea de la Country Martin din 2000, care a deversat

1.160.000 m3 de deşeu lichid din cărbune.

Din depozitul existent a fost eliberată o cantitate aproximativ egală cu două treimi

din cantitatea totală existentă, ceea ce a afectat o suprafaţă de 1,2 km2.

Fig.3-18 Confluenţa rîurilor Clinch şi Emory (centrala Kingston în fundal) la 5 zile după accident.

Spuma albă o reprezintă o componentă a cenuşii

Alunecarea a omorît un număr foarte mare de peşti, conform surselor locale. Deşi

rezidenţii s-au temut de contaminarea apelor, teste preliminare ale apei captate la 10 km

amonte de deversare au arătat îndeplinirea standardelor de apă potabilă. Un test de apă

lîngă deversare a arătat niveluri ridicate de plumb, şi niveluri aproape detectabile de

mercur şi arsenic. La 1.01.2009 primele teste independente, realizate de Universitatea de

Stat Appalachian cu laboratoarele de Chimie şi Toxicitate a Mediului, au arătat niveluri

semnificativ crescute de metale toxice (inclusiv arsenic, cupru, bariu, crom, plumb,

mercur, nichel) în probe ale deversării şi apei din rîu.

Centrala Kingston a fost afectată de 16,46 cm de ploaie între 1 şi 22 decembrie, şi

încă 2,95 cm pe 29 şi 30 noiembrie. Ploaia combinată cu temperatura de -11 °C a fost

identificată de autorităţi ca factorii care au contribuit la cedarea malului de pămînt. Un

raport de inspecţie din octombrie 2008 a identificat o scurgere minoră în peretele de

retenţie, dar raportul nu a fost finalizat. Rezidenţii locali spun că scurgerea nu a fost o

întîmplare unică; în era anilor 1960 iazul a fost observat cu scurgeri, şi a fost reparat,

aproape în fiecare an din 2001. Analizele arată că au fost două cazuri anterioare de

infiltraţii în 2003 şi 2006.

Numeroase eforturi au fost realizate pentru a încărca şi transporta cenuşa

deversată către alte locaţii mai sigure şi curăţarea zonelor afectate. La 1.01.2009,


48

autorităţile au anunţat că faţă de a curăţa tot poluantul, mai bine împrăştie seminţe peste

deversat, ca să combată praful şi eroziunea.

Fig.3-19 Un perete de cenuşă la aproximativ 1,6 km de la iazul de cenuşă

Centrala contiună să funcţioneze, cu deşeurile depozitate la unul din cele două

iazuri rămase intacte.

Din volumul deversat, 85% a fost curăţat într-o perioadă de 10 luni de la accident.

Rîul Emory odată fiind închis, a fost redeschis pentru folosul comunităţii cu cîteva

restricţii în zone minore. Apa potabilă continuă să rămînă sigură pentru consum şi

calitatea aerului din locaţie respectă standardele federale.

Conform raportului oficial eliberat în 25 iunie 2009, cedarea s-a produs datorită

unor diferite cauze, în principal datorită lichefierii straturilor de amestec şi alte materiale

saturate cu apă în adîncul depozitului de cenuşă. Cedarea s-a produs pe parcursul a

aproxiamtiv o oră în valuri succesive de prăbuşire şi alunecare.


49

3.9. Deversarea de reziduuri de cărbune de la centrala Widows Creek – SUA 2009

Descrierea accidentului

La data de 9 ianuarie 2009, autoritatea Tennessee Valley a confirmat o deversare

de reziduuri de cărbune la termocentrala Widows Creek în nord est Alabama, la mai puţin

de 3 săptămîni după dezastrul de la termocentrala Kingston prin poluarea cu zgură şi

cenuşă. Deversarea care conform autorităţilor a pornit de la o operaţie de tratare a

gipsului, a eliberat 37 000 de litri de gips toxic, o parte ajungînd în rîul Widows Creek şi

în rîul Tennessee din apropiere.

Depozitele de gips conţin picături de calcar de la instalaţiile coşurilor de fum, care

captează emisiile de dioxid de sulf înainte de a fi eliberate în aer şi le transformă în şlam

şi reziduu solid. Confrom declaraţiilor autorităţilor, scurgerea a avut loc la ora 6 AM cînd

o protecţie s-a deplasat de la o conductă de 30 inch diametru, eliberînd materialul din

depozitul de gips într-un depozit de decantare, care apoi a atins capacitatea limită şi a

deversat.

Reacţia autorităţilor

Un anunţ al autorităţilor spune că compania a instalat protecţii în rîurile Widows

Creek şi Tennessee lîngă centrală pentru a reţine gipsul. Declaraţia spunea de asemeni că

propietarul centralei desfăşura reparaţii permanente la depozit.

Departamentul de Management al Mediului din Alabama a spus că scurgerea a

fost un eveniment izolat, şi că nici o cantitate de gips nu a mai fost deversată ulterior.

Oraşul Scottsboro aflat la 15 mile aval de centrală îşi procură apa potabilă din rîul

Tennessee, nefiind suficient timp pentru ca contaminarea să

atingă comunitatea. Agenţia a trimis o echipă în zonă ca să

monitorizeze efectele asupra organismelor acvatice din

Widows Creek. La prînz în ziua de 9 ianuarie nu au fost

identificate dovezi asupra impactului de mediu.

Fig.3-20 Un strat gros de reziduu de cărbune pe suprafaţa apei şi pe copaci la aproximativ 300 m de locul deversării


50

4. DETALII SPECIFICE PROGRAMULUI SLOPE ŞI A MODULUI DE

FOLOSIRE PENTRU CALCULUL FACTORULUI DE STABILITATE

Analiza stabilităţii structurilor de pămînt este cel mai vechi tip de analiză

numerică în ingineria geotehnică. Ideea discretizării unei mase potenţiale de alunecare în

felii a fost introdusă de la începutul secolului 20. În 1916, Petterson (1955) a prezentat

analiza de stabilitate a cheilor Stigberg în Gothenberg - Suedia, unde suprafaţa de

alunecare a fost considerată circulară şi masivul de alunecare a fost divizat în felii. Pe

parcursul următoarelor decade, Fellenius (1936) a introdus metoda Ordinară a feliilor sau

metoda Suedeză. La mijlocul anilor 1950, Janbu (1954) şi Bishop (1955) au dezvoltat

metoda. Apariţia computerelor electronice în anii 1960 a făcut posibilă manevrarea cu

uşurinţă a procedurilor iterative inerente ale metodei ceea ce a condus la formulări mai

riguroase din punct de vedere matematic ca cele dezvoltate de Morgenstern şi Price

(1965) şi Spencer (1967). Unul dintre motivele pentru care metoda de echilibru limită a

fost adoptată atît de uşor, a fost că soluţiile se puteau obţine prin calcule de mînă.

Simplificarea ipotezelor a trebuit adoptată pentru a se obţine soluţii, dar conceptul de

divizare numerică a unui bloc mare în bucăţi mai mici pentru analizare era destul de nouă

la acea vreme.

Chiar şi astăzi, analizele de stabilitate sunt de departe cele mai obişnuite metode

de analiză numerică în ingineria geotehnică. Aceasta se datorează în parte deoarece este

evidentă importanţa sa cheie în orice proiect: structura va rămîne stabilă sau se va

prăbuşi? Dar acesta nu este singurul motiv. Conceptele asociate cu metoda feliilor nu sunt

dificil de înţeles şi tehnicile sunt destul de uşor de implementat cu programe de calculator

metodele simple pot fi chiar realizate cu o foaie de calcul. Prin urmare, programele de

analiză de stabilitate a pantelor au devenit disponibile curînd după apariţia

calculatoarelor. Introducerea calculatoarelor personale puternice la începutul anilor 1980

a făcut viabil economic dezvoltarea de programe comerciale bazate pe aceste 3 tehnici şi

disponibilitatea din zilele noastre a acestor programe a condus la rutina de a folosi analiza

de stabilitate a echilibrului limită în practica ingineriei geotehnice.

Programele moderne de echilibru limită fac posibil manevrarea analizelor din ce

în ce mai complexe. Este acum posibil să lucrăm cu stratigrafie complexă, condiţii de


51

presiune a apelor infiltrate puternic neregulate, modele variate lineare sau nonlineare de

rezistenţă la forfecare, aproape orice tip de suprafaţă de alunecare, încărcări concentrate,

şi armarea structurii. Formulările de echilibru limită bazate pe modelul feliilor sunt de

asemeni aplicate din ce în ce mai mult la analiza de stabilitate a structurilor cum ar fi

pereţi de susţinere a versanţilor, pante consolidate cu ancore şi geotextile, şi chiar

stabilitatea la alunecare a structurilor supuse unor mari încărcări orizontale provenind din

de exemplu, scurgerile de gheaţă.

În timp ce programele moderne fac posibilă analizarea problemelor de

complexitate mereu crescîndă, aceleaşi ustensile fac posibilă înţelegerea mai bună a

metodei de echilibru limită. Afişările grafice generate de computer pentru datele folosite

în calcule fac posibilă privirea dincolo de factorul de stabilitate în sine. De exemplu,

vizualizarea grafică a tuturor forţelor în detaliu pe fiecare felie în masa potenţială de

alunecare, sau vizualizarea distribuţiei diferiţilor parametrii dea lungul suprafeţei de

alunecare, ajută mult pentru înţelegerea tehnicii folosite.

În timp ce vizualizarea grafică a detaliilor calculate a condus la o mai bună

înţelegere a metodei, în mod particular, diferenţele dintre diferitele metode disponibile au

condus la o expunere a limitărilor în limitele formulelor de echilibru. Expunerea

limitărilor a dezvăluit că poate metoda este împinsă prea departe faţă de scopul său

iniţial. Metoda feliilor a fost iniţial concepută pentru situaţia cînd încărcările normale dea

lungul suprafaţei de alunecare sunt influenţate în primul rînd de gravitaţie (masa feliei).

Includerea armărilor în analiză merge dincolo de intenţia iniţială. Chiar dacă limitările

sale nu conduc neapărat la nefolosirea metodei în practică, înţelegerea limitărilor este

vitală pentru înţelegerea şi încrederea în rezultate.

În prezenta teză de doctorat a fost folosit atît pentru calculul factorului de

stabilitate cît şi pentru propunerile de consolidare a versanţilor programul SLOPE/W

2007. Acest program este folosit în piaţă încă din 1977. Codul iniţial a fost scris de prof.

D.G. Fredlund de la Universitatea din Saskatchewan. Prima versiune comercială a fost

instalată pe un computer central iar utilizatorii puteau accesa programul prin birouri de

acces. Apoi în anii 1980 cînd computerele personale PC au devenit disponibile, codul a

fost rescris complet pentru mediul PC. Timpul de procesare era acum disponibil la un

cost fie pe computer, dar memoria computerului era scăzută aşa că din nou codul a fost


52

rescris. Produsul a fost renumit PC-SLOPE şi lansat în 1983. Mai tîrziu la sfîrşitul anilor

1980 a devenit evident faptul că interfaţa grafică cu calculatorul avea să fie noul val al

viitorului, astfel că a fost dezvoltată o variantă grafică compatibilă CAD. Programul a

fost denumit din nou SLOPE/W ca să reflecte aplicaţia pentru mediul Windows şi că are

acum o interfaţă grafică. SLOPE/W a fost primul program geotehnic disponibil comercial

pentru analiza stabilităţii pantelor. Dea lungul anilor programul a fost îmbunătăţit odată

cu disponibilitatea calculatoarelor mai puternice, iar pentru calculele din prezentul

document a fost folosită varianta SLOPE/W 2007.

Opţiunile disponibile în SLOPE/W 2007 pot fi împărţite în 5 categorii:

• Geometrie – descrierea stratificării şi formele potenţialelor suprafeţe de

alunecare;

• Rezistenţa solului – parametrii folosiţi pentru a descrie rezistenţa

(materialul) solului;

• Presiunea apei subterane – mijloacele de definire a condiţiilor apei

subterane;

• Armarea-consolidarea sau interacţiunea sol-structură – geotextile, ancore,

piloni, pereţi şi altele;

• Încărcarea impusă – supraîncărcări, încărcări accidentale sau încărcări

dinamice de cutremur.


53

4.1. Aspecte teoretice şi formule de calcul folosite de programul SLOPE

4.1.1. Introducere

Variabilele folosite au fost mai întîi definite, apoi urmate de o scurtă descriere a

metodei de echilibru general la limită (EGL). Ecuaţiile relevante sunt derivate, incluzînd

ecuaţia forţei de bază normale şi ecuaţiile factorului de bază. Aceasta este urmată de o

secţie ce descrie procedura iterativă adoptată în rezolvarea ecuaţiilor nelineare ale

factorului de stabilitate. S-a acordat o atenţie importantă aspectelor influenţei presiunii

negative apelor subterane la unele soluri.

Slope/W rezolvă două ecuaţii pentru factorul de stabilitate; o ecuaţie satisface

echilibrul forţelor şi cealaltă satisface echilibrul momentelor. Toate metodele uzuale

folosite pentru felii pot fi vizualizate ca şi cazuri speciale ale soluţiei echilibrului general

la limită (EGL).

4.1.2. Definirea variabilelor

Un factor de stabilitate este definit ca factorul pentru care rezistenţa la forfecare a

solului trebuie redusă pentru a aduce masa de sol într-o stare de echilibru la limită

dealungul unei suprafeţe de alunecare.

Efortul de forfecare (τ) se calculează cu binecunoscuta relaţie Mohr-Coulomb:

τ = c + (σn – u ) tan φ

unde:

τ = rezistenţa la forfecare

c = coeziunea efectivă

φ = unghiul efectiv de frecare internă

σn = efortul normal total

u = presiunea apei din pori

Analiza de stabilitate implică trasarea unei suprafeţe de alunecare prin masa de

pămînt şi divizarea porţiunii înscrise în fîşii (felii) verticale. Suprafaţa de alunecare

poate fi circulară, compusă (de ex. combinaţii de porţiuni circulare şi lineare) sau de orice


54

formă definită de o serie de linii drepte (de ex. suprafaţă de alunecare complet

specificată).

Formulele de echilibru la limită asumă că:

- Factorul de stabilitate al componentei coezive a forfecării şi al

componentei de frecare al forfecării sunt egali pentru toate feliile

implicate.

- Factorul de stabilitate este acelaşi pentru toate feliile.

Figurile 4-1 şi 4-2 arată toate forţele care acţionează pe o suprafaţă circulară şi pe

o suprafaţă compozită. Variabilele sunt definite astfel:

W = greutatea totală a unei fîşii de lăţime b şi înălţime h

N = forţa normală totală pe baza fîşiei

Sm = forţa de forfecare mobilizată la baza fiecărei fîşii

E = forţele normale orizontale între fîşii. Subdenumirile L şi R numesc părţile

stîngă şi dreaptă a fîşiei

X = forţele de forfecare verticale între fîşii. Subdenumirile L şi R numesc

părţile stîngă şi dreaptă a fîşiei

D = un punct exterior de încărcare

kW = încărcarea seismică orizontală aplicată prin centrul fiecărei fîşii

R = raza pentru o suprafaţă circulară de alunecare sau braţul momentului

asociat cu forţa de forfecare mobilizată, Sm pentru orice formă a suprafeţei de alunecare

F = compensarea perpendiculară a forţei normale din centrul de rotaţie sau din

centrul momentelor. Este considerat că distanţa f dispusă la dreapta faţă de

centrul de rotaţie a unei pante negative (o pantă cu faţa spre dreapta) este

negativă, iar cea dispusă la stînga de centrul de rotaţie este pozitivă. Pentru

pante pozitive, semnul convenţional este inversat

x = distanţa orizontală de la linia de centru a fiecărei fîşii pînă la centrul de

rotaţie sau pînă la centrul momentelor

e = distanţa verticală de la centrul fiecărei fîşii la centrul de rotaţie sau la

centrul momentelor

d = distanţa perpendiculară de la un punct de încărcare la centrul de rotaţie sau

la centrul momentelor


55

h = distanţa verticală de la centrul bazei fiecărei fîşii la linia superioară a

geometriei (de obicei suprafaţa terenului)

a = distanţa perpendiculară de la rezultanta forţei apei exterioare pînă la centrul

de rotaţie sau la centrul momentelor

A = rezultanta forţelor apei externe

ω = unghiul punctului de încărcare faţă de orizontală. Acest unghi este măsurat

invers sensului ceasului de la axa x pozitivă

α = unghiul între tangenta la centrul bazei fiecărei fîşii şi orizontala. Semnul are

convenţia următoare: cînd panta unghiului este în aceeaşi direcţie ca panta

geometriei generale, α este pozitiv, altfel este negativ

Fig.4-1 Forţe acţionînd asupra unei fîşii din o masă de alunecare

cu o suprafaţă de alunecare circulară


56


cu o suprafaţă de alunecare compozită

Figura 4-3 arată forţele care acţionează pe o suprafaţă de alunecare definită prin o

serie de linii drepte. Acesta este cazul cînd selectăm o suprafaţă definită complet sau un

bloc definit complet. Această situaţie este mai rar folosită, în cazul tezei de faţă neputînd

cunoaşte 100% o formă pentru suprafaţa de alunecare a depozitului de la CET Craiova II,

a fost folosită o metodă interativă prin care au fost alese mai multe zone şi suprafeţe

conform primelor două schiţe.


57


cu o suprafaţă de alunecare complet specificată

Magnitudinea forţei de forfecare mobilizate pentru a satisface condiţiile

echilibrului la limită este:

Unde:

efortul normal mediu la baza fiecărei fîşii

F = factorul de stabilitate

β = lungimea bazei fiecărei fîşii

Elementele staticii care pot fi folosite să se deriveze factorul de stabilitate sunt

sumele forţelor în două direcţii şi suma momentelor. Acestea, alături de criteriul de

cedare, sunt insuficiente pentru a face problema determinată. Mai multe informaţii sunt

necesare despre fie distribuţia forţei normale la baza fîşiilor sau distribuţia forţelor între

fîşii. Următoarele tabele prezintă cantităţile cunoscute şi necunoscute asociate cu o

analiză de stabilitate a pantei.


58

Tabelul 4-1

Sumarul cantităţilor cunoscute la rezolvarea unui factor de stabilitate

Număr de cantităţi necunoscute Descriere

n Suma forţelor pe direcţia orizontală n Suma forţelor pe direcţia verticală n Suma momentelor n Criteriul de cedare al forfecării materialului 4n Numărul total de ecuaţii

Tabelul 4-2

Sumarul cantităţilor necunoscute la rezolvarea unui factor de stabilitate

Număr de cantităţi necunoscute Descriere

n Magnitudinea forţei normale la baza fîşiei, N n Punctul de aplicare a forţei normale la baza fiecărei fîşii

n – 1 Magnitudinea forţelor normale între fîşii, E n – 1 Magnitudinea forţelor de forfecare între fîşii, X n – 1 Punctul de aplicare al forţelor între fîşii

n Forţa de forfecare la baza fiecărei fîşii, Sm 1 Factorul de stabilitate, F 1 Valoarea lui landa, λ

6n – 1 Total număr necunoscute Din moment ce numărul de necunoscute depăşeşte numărul de cunsocute,

problema este nedeterminată. Trebuie făcute presupuneri privind direcţiile, magnitudinea,

şi/sau punctul de aplicaţie al unor forţe ca să avem o analiză determinată. Cele mai multe

metode mai întîi presupun că punctul de aplicare al forţei normale la baza fîşiei

acţionează prin centrul fîşiei. Apoi de obicei se estimează magnitudinea, direcţia şi

punctul de aplicare a forţelor între fîşii.

În general, metodele variate de fîşii pot fi clasificate în termeni de:

• Statica folosită în derivarea ecuaţiei factorului de stabilitate, şi

• Presupunerea forţei între fîşii folosită pentru a avea problema determinată.


59

4.1.3. Metoda echilibrului general limită

Metoda echilibrului general limită (EGL) foloseşte următoarele ecuaţii statice

pentru determinarea factorului de stabilitate:

• Suma forţelor pe direcţie verticală pentru fiecare fîşie este folosită pentru a

calcula forţa normală la baza fîşiei, N.

• Suma forţelor pe direcţie orizontală pentru fiecare fîşie este folosită pentru

a calcula forţa normală între-fîşii, E. Această ecuaţie este aplicată în o

formă integrată dealungul masei de alunecare (de ex. de la stînga la

dreapta).

• Suma momentelor faţă de un punct comun pentru toate fîşiile. Ecuaţia

poate fi rearanjată şi rezolvată pentru factorul de stabilitate la echilibru al

momentelor, Fm.

• Suma forţelor pe direcţie orizontală pentru toate fîşiile, generînd factorul

de stabilitate la echilibru al forţelor, Ff.

Analiza este încă nedeterminată, şi o presupunere adiţională este făcută referitoare

la direcţia rezultantelor forţelor între-fîşii. Direcţia se presupune a fi descrisă de o funcţie

a forţelor între-fîşii. Direcţia împreună cu forţa normală între fîşii sunt folosite ca să

calculeze forţa de forfecare între-fîşii. Factorii de stabilitate pot fi acum calculaţi pe baza

echilibrului momentelor (Fm) şi a echilibrului forţelor (Ff). Aceşti factori de stabilitate pot

varia în funcţie de procentajul (λ) al funcţiei forţelor folosit în calcule. Factorul de

stabilitate care satisface atît echilibrul forţelor cât şi al momentelor este considerat

factorul de stabilitate convergent al metodei Echilibrului General Limită.

Folosind aceeaşi abordare EGL, este de asemeni posibil specificarea unor varietăţi

de condiţii a forţelor între-fîşii şi satisface doar condiţiile de echilibru a momentelor sau

doar a forţelor. Presupunerile făcute pentru forţele între-fîşii şi selecţia forţelor generale

sau a echilibrului momentelor în ecuaţiile factorului de stabilitate, dau posibilitatea unor

metode de analiză variate.


60

4.1.4. Factorul de stabilitate la echilibru al momentului

Revenim la cele 3 figuri anterioare pentru derivarea ecuaţiei factorului de

stabilitate la echilibrul momentelului. În fiecare caz, suma momentelor pentru toate fîşiile

raportate la un punct axă normală pe planul secţiunii se poate scrie astfel:

După înlocuirea lui Sm şi rearanjarea termenilor, factorul de stabilitate la

echilibrul momentelor este:

Această ecuaţie este o ecuaţie nonlineară din moment ce forţa normală, N, este de

asemeni o funcţie dependentă de factorul de stabilitate.

4.1.5. Factorul de stabilitate la echilibru al forţei

Din nou, facem referire la cele 3 figuri anterioare pentru derivarea ecuaţiei

factorului de stabilitate la echilibru al forţei. Suma forţelor pe direcţie orizontală pentru

toate fîşiile este:

Termenul prezintă forţele normale între-fîşii şi trebuie să fie zero

cînd sunt însumate pentru toată masa de alunecare. După înlocuirea lui Sm şi rearanjarea

termenilor, factorul de stabilitate al echilibrului forţelor orizontale este:

4.1.6. Forţa normală a fîşiei la bază

Forţa normală la baza unei fîşii este derivată din suma forţelor pe direcţie

verticală pe fiecare fîşie.


61

(XL – XR) – W + N cos α + Sm sin α – D sin ω = 0

Încă odată, după înlocuirea lui Sm, ecuaţia pentru normala la baza fiecărei fîşii

este:

Forţa normală este nonlineară, cu valoarea dependentă de factorul de stabilitate, F.

Factorul de stabilitate este egal cu factorul de stabilitate la echilibru al momentului, Fm,

cînd rezolvăm echilibrul momentului, şi egal cu factorul de stabilitate al forţei, Ff, cînd

rezolvăm echilibrul forţei.

Ecuaţia normalei la bază nu poate fi rezolvată direct, din moment ce factorul de

stabilitate (F) şi forţele de forfecare între-fîşii, (de ex XL şi XR) sunt necunoscute. În

consecinţă, N trebuie să fie determinat folosind o schemă interativă.

Pentru a începe soluţia pentru factorul de stabilitate, forţele normale şi de

forfecare între-fîşii sunt neglijate şi forţa normală pe fiecare fîşie pot fi calculate direct

însumînd forţele în aceeaşi direcţie ca forţa normală.

N = W cos α – k W sin α + [ D cos (ω + α -90)]

Putem folosi această ecuaţie normală simplificată pentru a obţine valori de pornire

pentru calcularea factorului de stabilitate. Factorii de stabilitate obţinuţi folosind această

ecuaţie simplificată sunt factorii de stabilitate Fellenius sau Ordinary.

Dacă ignorăm forţele de forfecare între-fîşii, dar menţinem forţele normale între-

fîşii, apoi ecuaţia forţei normale la baza fîşiei este:

Cînd se foloseşte această ecuaţie pentru normala bazei, factorul de stabilitate

referitor la echilibrul momentului este factorul de stabilitate Bishop Simplificat, iar

factorul de stabilitate referitor la echilibrul forţei este factorul de stabilitate Janbu

Simplificat.


62

4.1.7. Valorile M-alfa

Numitorul în ecuaţia normalei bazei are de obicei numele variabila mα. Acest

termen poate deveni problematic cînd înclinaţia bazei este prea abruptă. Aşa cum vedem

din ecuaţia de mai sus a normalei bazei şi diagrama din figura următoare, variabila mα

este funcţie de înclinarea bazei unei fîşii, α şi tan φ‘/F. Dificultăţi de calculare apar cînd

mα se apropie de zero. Această situaţie apare cînd α este negativ şi tan φ‘/F este mare sau

cînd α este mare şi tan φ‘/F este mic. În special, valoarea mα va deveni zero cînd

înclinaţia bazei oricărei fîşii, α, poartă relaţia următoare faţă de unghiul de frecare,

tanφ‘/F:

Fig.4-4 Valori ale mα pentru diferite valori α, φ şi F


63

Cînd valoarea mα se apropie de zero, forţa normală calculată, N, pe fîşie devine

excesiv de mare. Ca rezultat, rezistenţa la forfecare mobilizată, Sm, devine excesiv de

mare şi exercită o influenţă disproporţionat de mare la calcularea factorului de stabilitate.

Calcularea factorului de stabilitate poate genera altă extremă cînd mα este negativ.

Termenul mα poate fi negativ cînd unghiul bazei unei fîşii, α, este mai negativ decît

unghiul limită, α1. În acest caz, forţa normală calculată este negativă. În consecinţă

factorul de stabilitate poate fi subestimat, din moment ce rezistenţa totală mobilizată este

redusă. Cînd o fîşie are o valoare mα mică, dar negativă, forţa sa normală devine mare şi

negativă cînd se compară cu alte fîşii. Valoarea mare, negativă apoi domină calculele de

stabilitate, şi factorul de stabilitate calculat poate cădea sub zero, ceea ce este fără sens.

Probleme asociate cu valoarea mα sunt de obicei rezultatul unei inadecvate

estimări a suprafeţei de alunecare. Ideal, ar trebui folosită teoria clasică a presiunii

pămîntului pentru stabilirea condiţiilor limită a suprafeţei de alunecare. La aplicarea

teoriei presiunii pămînturilor, solul este divizat în două regiuni, şi anume o zonă cu

presiune activă şi o zonă cu presiune pasivă. Înclinaţia suprafeţei de alunecare în zona

pasivă (bază) a masei de alunecare ar trebui limitată la maximul oblicităţii pentru zona

pasivă, care este:

α < 45° -

De asemeni, înclinaţia suprafeţei de alunecare în zona activă (vîrf) nu ar trebui să

depăşească valoarea obţinută din următoarea ecuaţie:

α1 < 45° +

Aceste soluţii vor rezolva în general problemele mα. Zona activă de asemeni poate

fi combinată cu o zonă de fisuri verticale pentru a atenua problemele mα.

4.1.8. Forţele între-fîşii

Forţele între-fîşii sunt normala şi forţele de forfecare care acţionează în feţele

verticale dintre fîşii. Forţele normale dintre fîşii sunt rezolvate folosing o procedură de

integrare începînd de la extrema stîngă a fiecărei suprafeţe de alunecare.

Suma forţelor pe direcţia orizontală poate fi scrisă pentru fiecare fîşie ca:


64

(EL - ER) – N sin α + Sm cos α – k W + D cos ω = 0

Înlocuind Sm în această ecuaţie şi apoi rezolvînd pentru normala între fîşii către

partea dreaptă a fiecărei fîşii rezultă:

Din moment ce normala forţei între fîşii din partea stîngă a primei fîşii este zero

(de ex EL = 0), integrînd din marginea stîngă a tuturor fîşiilor, forţa normală între fîşii a

tuturor fîşiilor poate fi calculată. Se precizează faptul că ecuaţia pentru calculul forţei

normale între fîşii depinde de factorul de stabilitate şi este actualizată în timpul

procesului de iteraţie.

Odată ce se cunoaşte forţa normală între fîşii, forţa de forfecare între fîşii este

calculată ca un procent din forţa normală între fîşii conform ecuaţiei empirice propuse de

Morgenstern şi Price (1965):

X = E λ f(x)

Unde:

λ = procentajul (în formă zecimală) a funcţiei utilizate,

f(x) = funcţia forţei între fîşii reprezentînd direcţia relativă a rezultantei forţei

între fîşii.

Figura 4-5 arată cîteva forme tipice de funcţii.


65

Fig.4-5 Exemple de funcţii pentru forţa între fîşii

Forţele de forfecare între fîşii ale fîşiilor sunt necesare pentru a calcula forţa

normală la baza fiecărei fîşii. Figura 4-6 arată cum funcţia forţei f(x) dintre fîşii este

folosită pentru a calcula forţa de forfecare între fîşii. S-a ales folosirea funcţiei forţă tip

half-sine. Ca exemplu a fost aleasă forţa normală E între fîşia 1 şi 2 de 100 kN, valoarea λ


66

aplicată de 0,5 şi o funcţie half-sine. Valoarea f(x) la locaţia între fîşia 1 şi 2 este 0,45.

Forţa de forfecare este:

f(x) = 0,45

λ = 0,5

E = 100 kN

X = 100 x 0,5 x 0,45 = 22,5 kN

Pentru acest exemplu, raportul dintre forfecare şi normală variază între 0,0 la

partea superioară şi inferioară, la un maxim de 0,5 la punctul de mijloc dea lungul

suprafeţei de alunecare.

Fig.4-6 Exemplu de folosire a funcţiei half-sine pentru forţa între-fîşii

4.1.9. Efectul presiunii negative a apei din pori

În locaţii deasupra liniei apei subterane, presiunea apei din pori în sol este

negativă relativ faţă de presiunea aerului din pori. Această presiune negativă a apei din

pori este usual numită ca matrice de aspiraţie a solului. În condiţii de presiune negativă a


67

apei din pori, rezistenţa la forfecare poate să nu se schimbe cu aceeaşi rată ca pentru

schimbările de presiune pozitivă a apei din pori. Astfel, o formă modificată a ecuaţiei

Mohr-Coulomb trebuie folosită ca să descrie rezistenţa la forfecare a unui sol nesaturat

(de ex un sol cu presiune negativă a apei din pori). Ecuaţia rezistenţei la forfecare este:

τ = c + (σn - ua) tan φ + (ua - uw) tan φb

unde:

ua = presiunea aerului din pori

uw = presiunea apei din pori

φb = un unghi ce defineşte creşterea rezistenţei la forfecare pentru o creştere a

aspiraţiei

Această ecuaţie indică faptul că rezistenţa la forfecare a unui sol poate fi

considerată ca avînd trei componente: rezistenţa coezivă datorită lui c, rezistenţa frecării

datorată lui φ şi rezistenţa aspiraţiei datorată lui φb.

4.1.10. Factorul de stabilitate pentru sol nesaturat

Forfecarea mobilizată poate de asemeni să fie scrisă pentru condiţii de sol

nesaturat. Ecuaţia are forma:

τ m =

Normala la baza fîşiei este:

Ecuaţia de mai sus poate fi folosită atît pentru sol saturat cît şi nesaturat. Pentru

marea majoritate a analizelor, presiunea aerului din pori poate fi considerată zero. În

Slope/W se folosesc φb oricînd presiunea apei din pori este negativă şi φ’ oricînd

presiunea apei din pori este pozitivă.

Programul Slope/W foloseşte două ecuaţii independente pentru factorul de

stabilitate; una ce consideră echilibrul momentelor şi alta ce consideră echilibrul

forţelor orizontale. Cînd numai echilibrul momentelor este satisfăcut, ecuaţia factorului

de stabilitate este:


68

Ecuaţia factorului de stabilitate ce consideră echilibrul forţelor orizontale este:

4.1.11. Folosirea parametrilor rezistenţei la forfecare nesaturate

Slope/W consideră numai condiţiile rezistenţei la forfecare nesaturate cînd

presiunile apei din pori sunt negative. Sub aceste condiţii, unghiul φb este folosit să

calculeze forţa rezistenţei la forfecare mobilizată la baza unei fîşii.

Următoarele tipuri de date de intrare ne ajută să înţelegem cum Slope/W foloseşte

condiţii de sol nesaturat:

Cînd φb este lăsat nespecificat sau setat la 0,0, nu va fi nici o creştere a rezistenţei

la forfecare datorată presiunilor negative a apelor din pori (aspiraţie).

Limita superioară a φb este φ’. Introducerea unei valori de această anvergură

notează că presiunile negative ale apei din pori vor fi eficace în creşterea rezistenţei la

forfecare a unui sol atît cît sunt presiunile pozitive ale apei din pori în reducerea

rezistenţei la forfecare. Aceasta poate fi rezonabilă pentru zona capilară saturată imediat

deasupra nivelului apei subterane. În cazul studiului de caz reprezentat de depozitul de la

CET Craiova II, nivelul apei subterane a fost variat în diferite ipoteze, avînd în vedere că

drenurile existente în depozitul de zgură şi cenuşă sunt parţial colmatate. Variind curba

apei subterane între linia drenurilor şi suprafaţa liberă a terenului natural a fost luată în

considerare toată plaja de influenţă asupra factorului de stabilitate de la 100% dren

funcţional la 0% dren funcţional.

De obicei φb este mai mare ca zero, dar mai mic ca φ’. Toată literatura publicată a

arătat că acesta este cazul la programele de teste în laborator. Cele mai întîlnite valori

sunt între 15 şi 20 de grade. Folosirea lui φb este simplă şi oferă o estimare generală a

creşterii rezistenţei la forfecare faţă de aspiraţia solului. Dezavantajul folosirii lui φb este


69

că forfecarea nesaturată este asumată a fi lineară crescînd cu aspiraţia din sol ceea ce

conduce la supraestimarea rezistenţei la forfecare nesaturate, mai ales cînd aspiraţia

solului este foarte mare.

Au fost conduse cercetări considerabile pentru a putea cuantifica mai bine

rezistenţa la forfecare nesaturată a unui sol folosind curba caracterisitcă sol-apă şi

parametrii rezistenţei la forfecare saturate. În particular, Fredlund şi Vanapalli (1996) au

dezvoltat ecuaţii simple pentru a prezice rezistenţa la forfecare a solurilor nesaturate. În

studiul lor, rezistenţa nesaturată estimată a cîtorva soluri se compară destul de bine cu

datele măsurate în laborator şi în teren.

Ca o alternativă mai bună la folosirea φb Slope/W are implementată ecuaţia

următoare propusă de Vanapalli în 1996.

În ecuaţia de mai sus, θw este conţinutul volumetric de apă, θs este conţinutul

volumetric saturat de apă şi θr este conţinutul volumetric rezidual de apă. Conţinutul

volumetric rezidual de apă este asumat cu 10% din volumul saturat de apă în programul

Slope/W.

Rezistenţa la forfecare a unui teren poate fi estimată pe baza curbei caracteristice

sol-apă şi parametrii rezistenţei la forfecare saturate ale solului.

4.1.12. Rezolvarea factorilor de stabilitate

Patru etape sunt implicate în calcularea diferiţilor factori de stabilitate.

Etapa 1

Pentru prima iteraţie, amîndouă forţele normale şi de forfecare între fîşii sunt

setate la zero. Factorul de stabilitate al echilibrului momentelor rezultat este factorul de

stabilitate Ordinar sau Fellenius. Factorul de stabilitate al echilibrului forţelor a primit

menţiuni scăzute în literatură şi este de puţină importanţă. Primii factori de stabilitate sunt

folosiţi ca aproximări pentru etapa 2.

Etapa 2

În etapa 2 se determină soluţia ecuaţiilor nonlineare a factorului de stabilitate.

Landa (λ) este setat la zero, şi astfel forţele între fîşii sunt de asemeni setate la zero. De


70

obicei sunt necesare 4 pînă la 6 iteraţii ca să se asigure convergenţa ecuaţiilor factorului

de stabilitate pentru echilibrul forţelor şi momentelor. Soluţia ecuaţiei momentelor

corespunde metodei Bishop Simplificată. Soluţia ecuaţiei forţelor corespunde metodei

Janbu Simplificată, fără o corecţie empirică.

Etapa 3

Exceptînd metoda EGL, soluţia etapei 3 este necesară pentru toate metodele care

consideră forţele între fîşii. În etapa 3 se calculează factorii de stabilitate pentru echilibrul

forţei şi momentului pentru orice funcţie generală între fîşii.

În etapa 3, programul Slope/W calculează o valoare λ ce oferă o valoare egală

pentru factorii de stabilitate pentru echilibrul forţei şi momentului (de ex Fm = 1). Tehnica

folosită se numeşte “Rezolvatorul rapid” şi este similară în concept tehnicii Newton-

Raphson.

Tehnica Rezolvatorul Rapid funcţionează astfel. Slope/W calculează iniţial o

valoare pentru λ ca fiind egală cu 2/3 din panta între creastă şi vale. Factorii de stabilitate

la echilibrul forţei şi momentului sunt calculaţi folosind această estimare a lui λ. Aceşti

factori alături de factorii corespunzători lui λ egal cu 0 sunt folosiţi pentru a prezice o

valoare λ unde factorii forţei şi momentului vor fi egali. Această procedură de estimare

nouă a valorilor λ este repetată pînă cînd factorii forţei şi momentului se află în plaja de

toleranţă selectată.

Oricare dintre funcţiile f(x) de forţă între fîşii poate fi folosită cînd se calculează

factorul de stabilitate.

Etapa 4

Etapa 4 este folosită cînd o serie de valori λ sunt selectate şi factorii de stabilitate

pentru forţe sau momente sunt calculaţi. Etapa 4 este întotdeauna folosită pentru metoda

EGL de analiză. Factorii de stabilitate pentru diferite valori λ pot fi afişaţi ca în figura4-7.

Factorul de stabilitate care satisface atît echilibrul forţelor cât şi al momentelor este

selectat din figură la intersecţia celor două drepte.


71

Fig.4-7 Exemplu de factor de stabilitate funcţie de landa (λ)

Etapa 4 oferă o înţelegere completă a relaţiilor dintre factorii de stabilitate ai

forţelor şi ai momentelor pentru o funcţie intrinsecă specifică. Poate fi folosită pentru a

simula toate metodele de stabilitate a pantelor care consideră funcţiile forţelor între fîşii.

4.1.13. Simularea diferitelor metode

Formulele prezentate mai înainte pot fi folosite pentru calculele de stabilitate

aplicând diverse metode de calcul pe fîşii. Din punct de vedere teoretic, metodele diferite

de calcul pe fîşii pot fi împărţite în funcţie de condiţiile satisfacerii echilibrului static al

forţelor şi momentelor şi ipotezele privind forţele între fîşii. Tabelul 4-3 arată satisfacerea

condiţiilor de echilibru static de către metodele uzuale de analiză pe fîşii.


72

Tabelul 4-3

Condiţii de echilibru static satisfăcute de diferite metode de analiză a stabilităţii

Echilibrul forţelor Metoda Prima direcţie

(verticală) A doua direcţie

(orizontală)

Echilibrul momentelor

Ordinară sau Fellenius Da Nu Da Bishop Simplificată Da Nu Da Janbu Simplificată Da Da Nu

Spencer Da Da Da* Morgenstern-Price Da Da Da

EGL Da Da Da Corps of Engineers Da Da Nu

Lowe-Karafiath Da Da Nu Janbu Generalizată Da Da Nu

Sarma Da Da Da * Echilibrul momentelor pe fîşie individuală este folosit pentru a calcula forţele de forfecare între fîşii

Tabelul următor arată prepunerile/ipotezele folosite la fiecare metodă de analiză

pentru a avea problema determinată.

Tabelul 4-4

Presupunerile/ipotezele folosite la metodele de analiză a echilibrului la limită

Metoda Presupunere/ipoteză Orindară sau Fellenius

Forţele între fîşii sunt neglijate

Bishop Simplificată

Rezultanta forţelor între fîşii este orizontală. (de ex. nu sunt forţe de forfecare între fîşii)

Janbu Simplificată

Rezultanta forţelor între fîşii este orizontală. Un factor de corecţie empiric, f0, poate fi folosit pentru a lua în considerare forţele de forfecare între fîşii

Spencer Rezultanta forţelor între fîşii este de pantă constantă prin întreaga masă de alunecare

Morgenstern-Price

Direcţia rezultantelor forţelor între fîşii este determinată folosind o funcţie arbitrară. Procentajul funcţiei, λ, necesar pentru satisfacerea echilibrului forţelor şi momentelor este calculat cu un rezolvator rapid

EGL

Direcţia rezultantelor forţelor între fîşii este determinată folosind o funcţie arbitrară. Procentajul funcţiei, λ, necesar pentru satisfacerea echilibrului forţelor şi momentelor este calculat prin găsirea punctului de intersecţie al factorului de stabilitate cu valoarea λ.

Corps of Engineers

Direcţia forţei rezultante între fîşii este: i) Egală cu panta medie de la începutul la sfîrşitul suprafeţei de

alunecare, sau ii) Paralelă cu suprafaţa terenului.


73

Lowe-Karafiath

Direcţia forţei rezultante între fîşii este egală cu media liniei suprafeţei terenului şi panta la baza fiecărei fîşii.

Janbu Generalizată

Locaţia forţei normale între fîşii este definită de o linie presupusă de încredere

Sarma Direcţia forţei rezultante între fîşii este calculată pe baza forţei normale între fîşii, cît şi coeziunea şi unghiul de frecare între suprafaţa dintre fîşii furnizate de utilizator

4.1.14. Interpolarea Spline

Tehnica de interpolare Spline este folosită pentru determinarea presiunii apei din

pori la baza fiecărei fîşii cînd presiuni ale apei din pori sunt definite în anumite puncte.

Tehnica implică fixarea unei funcţii Spline unor serii de puncte distribuite în

spaţiu. Corelarea funcţiei cu punctele rezultă în calcularea coeficienţilor de pondere.

Coeficienţii de pondere pot apoi fi folosiţi pentru calcularea valorilor în orice alt punct

din regiune. Cu toate că rezolvarea unei probleme mari cu această tehnică necesită spaţiu

de stocare considerabil în calculator, s-a considerat că un număr mic de puncte definite

conduc la rezultate cu acurateţe rezonabilă.

4.1.15. Axa momentelor

Cînd se foloseşte metoda grilei şi a razei, factorul de stabilitate al momentelor este

automat calculat însumînd momentele pentru fiecare punct din grilă. Totuşi, este posibil

să fie folosit un singur punct faţă de care să se adune momentele pentru toate suprafeţele

de alunecare. Acest punct este cunoscut ca axă. Punctul din grilă este folosit pentru a

defini forma suprafeţei de alunecare, şi punctul axă este folosit pentru însumarea

momentelor.

Poziţia centrului momentelor are un efect neglijabil asupra factorilor de stabilitate

calculaţi cu metodele care satisfac atît echilibrul forţelor cât şi al momentelor (ex

metodele EGL, Morgenstern-Price şi Spencer). Factorul de stabilitate poate fi uşor afectat

de poziţia axei momentelor cînd suprafaţa de alunecare nu este circulară şi metoda

satisface numai echilibrul forţelor sau al momentelor.

Ca o regulă generală, punctul axă a fost amplasat aproximativ în centrul de rotaţie

al suprafeţelor de alunecare.


74

5. TEHNOLOGIA FLUIDULUI DENS

Folosirea tehnologiei hidraulice a evacuării zgurii şi cenuşii de la termocentrale a

creat dealungul anilor numeroase inconveniente de ordin economic şi tehnic, dar mai ales

privind condiţiile de protecţie a mediului. Standardele de mediu din ce în mai restrictive

au impus căutarea unor soluţii de îmbunătăţire a soluţiei clasice cu o soluţie modernă ce

prezintă un impact mult redus asupra mediului şi o siguranţă în exploatare mult ridicată

pentru depozitele de zgură şi cenuşă. Astfel s-a propus ca pentru termocentralele din

Romania să se introducă tehnologia de evacuare a zgurii şi cenuşii ca fluid dens

(tehnologia şlamului dens).

Tehnologia fluidului dens reprezintă procesul tehnologic de preparare a

amestecului zgură, cenuşă şi eventual a subproduselor de la desulfurare cu apă în scopul

obţinerii unui amestec bifazic (solid-lichid) omogen – fluid dens, pe de o parte, iar pe de

altă parte implică procesul tehnologic de depozitare a fluidului bazat pe solidificarea

amestecului bifazic în halda de depozitare rezultând aşa numita „piatră de cenuşă”.

Practic tehnologia transformă deşeurile reprezentate de zgură şi cenuşă în deşeuri inerte.

Această tehnologie poate fi implementată atât în termocentralele noi cât şi în cele

existente.

Începând de la punctele cazanului de colectare a cenuşii, cenuşa este furnizată în

formă solidă uscată abrazivă, reprezentând cenuşa grosieră provenită de la a doua trecere

a cazanului (cenuşa din zona economizorului şi a preîncălzitoarelor de aer), şi cenuşa

fină provenită de la electrofiltre şi de la canalul de desprăfuire a gazelor de ardere. Zgura

şi cenuşa provenită din punctele de colectare ale focarului cu ardere prin pulverizarea

prafului de cărbune sunt prea fierbinţi şi particulele prea mari pentru a fi uşor de

manevrat, astfel acestea sunt captate într-un transportor cu racleţi răcit cu apă – Kratzer –

după care sunt trecute printr-un concasor înainte de a fi transportate. Cenuşa uscată este

transportată pneumatic la mixerul de şlam unde se realizează amestecul de cenuşă-apă

până se obţine vâscozitatea prestabilită. Zgura şi cenuşa umedă captată de Kratzer poate

fi adăugată amestecului astfel încât să se păstreze vâscozitatea şi proprietăţile de

autoîntărire ale fluidului dens.


75

Implementarea tehnologiei de fluid dens în termocentralele existente necesită o

analiză complexă a proprietăţilor zgurii şi cenuşii prelevate precum şi realizarea unei

logistici de operare pentru a determina punctele optime de conectare a staţiei de fluid

dens în scopul minimizării costului de investiţie. Trebuie stabilită o amplasare optimă a

staţiei de fluid dens. Utilajul în care are loc formarea propriu – zisă a amestecului bifazic

omogen este mixerul hidraulic de fluid dens – prezentat în figura 5-1.

Mixerul hidraulic realizează amestecul efectiv de zgură şi cenuşă cu apă, operaţie

ce se desfăşoară in mod continuu la un raport de amestec lichid – solid prestabilit,

menţinând vâscozitatea şi proprietăţile fluidului.

Fig.5-1 Exemplu instalaţie preparare fluid dens cu tanc tip Circumix

În principal aparatul este compus dintr-un rezervor cilindric vertical prevăzut cu

un con în partea inferioară - evacuare, iar în partea superioară a cilindrului este montat

capul de amestec unde are loc amestecul preliminar cenuşă-apă. Aici are loc dozarea

cenuşii şi apei de injecţie pentru realizarea amestecului raport prestabilit. Zgura provenită

de la Kratzer este introdusă în circumix odată cu apa de injecţie luînd în calcul cantitatea

de apă conţinută de aceasta.


76

A doua etapă de mixare are loc în pompele de recirculare a fluidului ce aparţin

echipamentului, pompele preiau o parte din fluidul rezultat în partea inferioară a

mixerului hidraulic şi alimentează partea superioară a rezervorului de amestec şi capul de

mixare. Restul de fluid rezultat în partea inferioară a mixerului este preluat în mod

continuu de către pompele de transport, menţinându-se astfel un nivel constant de fluid în

mixer.

Pompele de transport fluid pot fi pompe centrifuge dacă distanţa de transport este

mică sau pompe cu piston dacă distanţă de transport este mare existând pierderi mari de

presiune pe traseu. Pierderile de presiune în conductele de transport fluid dens pot ajunge

până la 5-8 [bar/km] conductă. Fluidul preparat de mixerul hidraulic este o substanţă

omogenă cu un minim de bule de aer în masă şi proprietăţi excelente de autoîntărire.

Fig.5-2 Schema de principiu cu etapele de preparare a fluidului dens

Tehnologia fluidului dens este ecologică din punct de vedere al poluării.

Depozitele de zgură şi cenuşă clasice au un efect negativ asupra mediului înconjurător,

apa meteorică provenită din ploi şi zăpadă transportă substanţele nocive conţinute în

cenuşă şi zgură în pînza de apă freatică. De asemeni prezenţa apei în permanenţă în

depozit face ca nivelul curbei de infiltraţie să fie unul ridicat putînd conduce oricînd la

pierderea stabilităţii digurilor de susţinere în aval, după cum arată numeroase accidente

Zgură de la Kratzer

Cenuşă uscată

Apă uzată

Mixer fluid dens

Transport fluid dens

Depozitare fluid dens


77

prezentate pe larg în literatura de specialitate. Gradul de periculozitate al haldelor de

depozitare asupra mediului ambiant depinde de mai mulţi factori cum ar fi metodele

tehnologice de supraînălţare, exploatarea curentă, starea drenajelor etc.

O abordare din acest punct de vedere asupra tehnologiei de fluid dens consideră

că fluidul dens solidificat (roca de cenuşă) reprezintă un material neclasificat fiind

considerat poluant până în momentul în care testele de laborator şi de sol au demonstrat

că nu are nici un efect nociv asupra mediului ambiant.

Se menţionează două aspecte principale:

- proprietăţile fluidului dens diferă de proprietăţile zgurii şi cenuşii,

- fluidul dens în formă lichidă diferă de fluidul dens solidificat (solidificarea poate

fi considerată ca un proces de cementare).

Pentru fiecare stat există legi care descriu procedura de clasificare necesară

determinării gradului de poluare. O procedură tipică de clasificare implică efectuarea

următoarelor teste în laborator şi/sau teste în teren la halda de depozitare:

- efectuarea analizei chimice a fluidului,

- efectuarea testului de permeabilitate pe o probă de fluid în laborator şi pe o

suprafaţă de control în halda de depozitare (aprox. 25 m2),

- testul de disoluţie cu apă şi soluţii chimice specifice pe proba de laborator pentru

a determina dizolvarea componentelor nocive din compoziţia chimică a fluidului,

- investigarea parametrilor geotehnici pentru roca de cenuşă rezultată, cum ar fi

porozitatea, densitatea volumică uscată, forţa de comprimare.

Se mai efectuează şi alte teste pentru a determina proprietăţile fluidului în stare

lichidă ca densitatea şi vâscozitatea, date necesare în proiectarea procesului tehnologic.

De obicei aceste date se obţin cu ajutorul unui stand de probă mobil.


78

6. EVACUAREA ZGURII ŞI CENUŞII CA FLUID DENS LA

CET CRAIOVA II

6.1. Datele proiectului

CET Craiova II este printre cele mai noi centrale termoelectrice din sectorul

energetic românesc. Aceasta produce energie electrică pentru SEN şi energie termică

pentru oraşul Craiova, grupurile energetice fiind puse în funcţiune etapizat între 1987 şi

1989. Combustibilul folosit este cărbunele (lignit), cît şi gazul şi păcura. Evacuarea

resturilor de la arderea cărbunelui şi anume zgura şi cenuşa s-a efectuat încă de la început

în depozitul Valea Mănăstirii situat în zona de nord a centralei.

Pentru a permite o depunere în siguranţă a zgurii şi cenuşii în depozit peste cota

180,00 mdMB s-a considerat necesar ca, asociat cu măsurile ce s-au luat pentru

consolidarea digului de închidere, să se treacă la o tehnologie de depunere în fluid dens.

În această nouă tehnologie raportul de zgură şi cenuşă / apă este de cca. 1:1.

Fluidul dens rezultat care se depune în depozit este autoîntăritor datorită

substanţelor de tip cimentoid existente în cenuşă. Se urmăreşte ca apa folosită la transport

să intre în reacţie cu zgura şi cenuşa şi să nu mai reprezinte un factor perturbator care să

afecteze siguranţa depozitului.

Avînd în vedere faptul că CET Craiova II dispunea în urmă cu cîţiva ani de un

volum de depozitare de cca. 6.890.00 mc, suficient pentru un timp de funcţionare de

maxim 5 ani, rezulta ca fiind necesară o nouă investiţie pentru supraînălţarea depozitului

peste cota 180,00 mdMB, prin care să se asigure nu numai funcţionarea în condiţii de

siguranţă a centralei, cît şi stabilitatea depozitului şi reducerea impactului acestuia asupra

mediului.

Fazele de proiectare prefezabilitate au început în 2002, au continuat cu faza

fezabilitate 2003, proiect tehnic + caiete de sarcini şi detalii de execuţie între 2005-2007,

construcţia şi punerea în funcţiune 2008-2009.

În proiect s-a luat în considerare extinderea depozitului Valea Mănăstirii între

cotele 180,00 şi 202,00 mdMB, prin supraînălţarea digului de bază al compartimentului


79

1, cît şi recompartimentarea în compartimentele 2 şi 3 cu două diguri noi localizate în

amonte de cele existente pentru a reduce pe cît posibil eforturile transmise către digul de

bază al compartimentului 1 prin mărirea distanţei faţă de acesta. Depunerea de fluid dens

se recomandă a se începe amonte spre aval din acelaşi motiv de transmitere cît mai lentă

a eforturilor către digul de bază.

Fig.6-1 Instalaţia de preparare fluid dens Craiova 2 la montaj


80

Fig.6-2 Estacada de transport fluid dens la depozit

(3 conducte cu diametrul mai mic pentru fluid dens în partea stîngă şi 3 conducte D=0,5m în rezervă pentru evacuarea hidraulică, în partea dreaptă a estacadei)

6.2. Descrierea depozitului Valea Mănăstirii aferent CET Craiova II

Centrala electrică de termoficare Craiova II este amplasată în partea de nord a

municipiului Craiova la 1,1 km de pasajul inferior între str. Bariera Vâlcii şi linia de cale

ferată Craiova - Filiaşi.

Depozitul de zgură şi cenuşă Valea Mănăstirii este amplasat în judeţul Dolj, în

extravilan, la o distanţă de cca. 5 km Nord faţă de CET Craiova II, între comunele

Simnicul de Sus şi Simnicul de Jos.

Estacada de zgură şi cenuşă şi drumul adiacent, asigură legătura dintre incinta

CET şi depozitul de zgură şi cenuşă.

Depozitul de zgură şi cenuşă Valea Mănăstirii preia zgura şi cenuşa rezultată în

urma arderii cărbunelui în CET Craiova II (2 x 120/150 MW + 2 x 100 t/h + 2 x 100

Gcal/h). Cantitatea de zgură şi cenuşă rezultate anual este de circa 1.000.000 t.

De la punerea în funcţiune până în prezent, depozitul Valea Mănăstirii de la CET


81

Craiova II a funcţionat în condiţii de transport hidraulic a zgurii şi cenuşii într-un raport

de cca. 1:10 (zgură şi cenuşă/apă).

Depozitul de zgură şi cenuşă este un depozit de vale. Acesta a fost amenajat peste

cota +133,00 mdMB prin închiderea văii cu un dig de bază din argilă de 12 m înălţime

(cota coronament +145,00 mdMB).

În scopul unei exploatări raţionale care să permită funcţionarea neîntreruptă a

centralei depozitul a fost împărţit în trei compartimente: un compartiment în exploatare,

unul în rezervă şi unul în supraînălţare.

Situaţia şi volumul capacităţilor de depozitare până la cota 180,00 mdMB, este

următoarea:

- compartimentul I este supraînălţat la cota 180,00 dMB, nivelul depunerii este

cca. 180,00 mdMB şi depozitarea se realizează în fluid dens;

- compartimentul II este supraînălţat la cota 177,00 dMB şi se află în exploatare,

nivelul depunerii cca. 175,00 mdMB şi capacitatea de depozitare este de cca. 1.400.000

mc;

- compartimentul III este supraînălţat la cota 177,00 dMB, se află în rezervă,

nivelul depunerii este de 176,50 mdMB şi capacitatea de depozitare este de cca. 990.000

mc;

- suprafaţa amonte de digurile de atenuare a compartimentului II are o capacitate

de depozitare de cca. 600.000 mc;

- suprafaţa amonte de digurile de atenuare a compartimentului III are o capacitate

de depozitare de cca. 1.500.000 mc.

În anul 1994 a apărut un incident de pierdere a stabilităţii la barajul de închidere a

văii. Incidentul s-a declanşat în condiţiile în care depozitul prezenta apă în exces, curba

de depresie era prea ridicată, fenomenele apărând ca urmare a colmatării drenurilor de

adâncime ale depozitului.

În vederea asigurării stabilităţii depozitului au fost realizate lucrări de consolidare

a digului (barajului) de închidere a văii, pe zonele de cotă 133,00 ÷ 164,50 mdMB prin

acoperirea acestuia cu un strat de fluid dens.

În fotografiile de mai jos se pot vedea diferitele compartimente ale depozitului

Valea Mănăstirii:


82

Fig.6-3 Amplasament depozit Valea Mănăstirii

(imagine din timpul depunerii hidraulice a zgurii şi cenuşii)


83

Fig.6-4 Dig compartiment 1, pentru care s-a ralizat calculul factorului de stabilitate

Fig.6-5 Dig compartiment 1 cu estacada de evacuare hidraulică şi fluid dens


84

Fig.6-6 Compartimentul 2 acoperit de pamînt vegetal

(conductele verzi sunt de la evacuarea hidraulică a zgurii şi cenuşii)

Fig.6-7 Deversare apă surplus şi zgură+cenuşă din centrală în coada

compartimentului 2


85

Fig.6-8 Coada compartimentului 2 în proces de umplere cu zgură şi cenuşă

6.3. Situaţia investiţiei în 2011

Depunerea zgurii şi cenuşii sub formă de fluid dens în depozitul Valea Mănăstirii

aferent CET Craiova II a început în anul 2009 după finalizarea investiţiei şi recepţia

lucrărilor.

Pînă în prezent rezultatele au fost pozitive, sistemul vechi de evacuare a zgurii şi

cenuşii sub formă hidraulică nemaifiind folosit, fiind menţinut în rezervă.

În urma probelor de la PIF a apărut problema selecţiei adecvate a reţetei de

preparare fluid dens şi anume alegerea corectă a raportului apă/zgură şi cenuşă în aşa fel

încît în depozit să nu existe apă în exces care să nu se cimenteze în 24 de ore, iar

transportul în conducta de fluid dens spre depozit să nu prezinte o vîscozitate prea mare

care să conducă la blocarea conductelor. Astfel în prezent centrala funcţionează cu un

raport în care se introduce la o unitate de zgură şi cenuşă peste o unitate de apă, astfel

încît să existe apă în uşor surplus.


86

Fig.6-9 Schiţă depozit Valea Mănăstirii

cu prezentarea poziţiei secţiunii de calcul a digului de bază


87

În prezent în compartimentul 1 cota de fluid dens este la aproximativ 180 m.

Primul dig de supraînălţare s-a realizat din material local, următoarele diguri de

supraînălţare urmînd a fi realizate din fluid dens întărit din depozit. La nivelul anului

2011, conductele de evacuare fluid dens au fost montate numai în compartimentul 1. În

viitorul apropiat se vor extinde conductele pe compartimentul 3.

Pentru mărirea stabilităţii depozitului, a fost realizată lucrarea privind

consolidarea digului aval compartiment 1 prin acoperirea paramentului aval cu un strat de

fluid dens între cotele 133,00 – 164,50 mdMB, conform schiţelor prezentate în

continuare, în programul Slope.

Evacuarea fluidului dens se face astfel: se porneşte instalaţia de preparare fluid

dens din centrală. Conducta de fluid dens se pune sub presiune cu apă, apoi se măreşte

concentraţia de fluid dens evacuat pînă la atingerea raportului solid/lichid adecvat. La

oprirea instalaţiei de fluid dens se reduce concentraţia de solid evacuat în conducta spre

depozit pînă va rămîne numai 100% apă. Se continuă evacuarea apei din conductă care

astfel spală conducta de fluid dens. La momentul deversării apei cu concentraţie fluid

dens 0% în depozit, se opreşte evacuarea din conductă. În depozit, la un moment dat

funcţionează o singură conductă de fluid dens pe care se evacuează toată cantitatea ce

provine de la centrală în acel moment.


88

7. CALCULUL FACTORULUI DE STABILITATE

7.1. Date de intrare şi ipoteze de calcul

Pentru o simulare cît mai aproape de realitate a comportării în timp de depozitului

Valea Mănăstirii au fost luate în considerare următoarele date de intrare şi ipoteze

generale care apoi au fost modificate conform fiecărei situaţii presupuse a se întîlni în

perioada de analiză de 27 de ani.

Date de intrare Tabel 7-1

Nr. Crt. Materialul Densitatea γ φ c

Modulul de elasticitate

E

Coeficientul lui Poisson

υ Uni.Măs Tone/m3 ° kPa daN/cm2 1

1 Fluid dens 1,4..1,44..1,47 32 15 11240 0,33 2 Cenuşă uscată 1,25 29 10 11240 0,33 3 Cenuşă udă 1,4 29 15 1090 0,3 4 Balast 2 35 0 11240 0,33 5 Argilă dig 1,91 5,6 38,7 1090 0,3 6 Argilă bază depozit 1,99 7,37 77 1090 0,3

Datele din tabelul de mai sus provin din analizele efectuate la faza studiului de

fezabilitate elaborat de ISPE. Faţă de aceste date care au comasat analize de laborator ale

Geotec SA, ICIM, ISPE Timişoara, Geoconsulting International Ltd, au fost modificate

doar caracteristicile fludului dens, care după PIF a instalaţiei în 2009, în depozit a

înregistrat un φ = 32° faţă de 40° cum arătau studiile iniţiale şi un c = 15 kPa faţă de 45

kPa în studiile iniţiale.

Ipoteze de calcul

- Curba de depresie considerată a fost definită în programul Slope cu o linie frîntă

ce uneşte drenurile existente din depozit (drenuri funcţionale 100%). S-a

considerat că curba de depresie nu tranzitează fluidul dens, ci se regăseşte la baza

acestuia. Ieşirea din masa de zgură şi cenuşă pe paramentul aval se realizează la

cota 154 m, iar din stratul de fluid dens depus pentru consolidarea digului de bază,

ieşirea la suprafaţă se face la baza digului la cota 133,5 m.


89


ce urmăreşte linia drenurilor existente din depozit, dar se localizează la jumătatea

distanţei dintre fiecare dren şi suprafaţa liberă a terenului (drenuri funcţionale

50%).


ce urmăreşte linia terenului natural (drenuri funcţionale 0%, adică drenuri

colmatate).

- Densitatea depunerilor de fluid dens este constantă, materialul depus fiind

omogen şi izotrop.

- Prin fluidul dens nu se infiltrează apă.

- Supraînălţările realizate din fluid dens nu au apă liberă în exces.

- Materialul existent în depozit înaintea depunerii fluidului dens nu este consolidat,

nu este izotrop, existând posibilitatea unor tasări ulterioare.

- După întărire în depozit, fluidul dens nu devine rigid.

- Depunerea fluidului dens se realizează în fiecare compartiment din amonte spre

aval în strat uniform, într-un ritm de 0,8 m grosime strat pe an.

- Fluidul dens depus în compartimentele 2 şi 3 nu va fi niciodată la o cotă

superioară materialului depus în compartimentul 1

- La punerea în funcţiune a instalaţiei de fluid dens, se renunţă complet la

tehnologia hidraulică de evacuare.

- Posibila apă în exces ce poate apare în depozit este colectată de sistemul de

canalizare, se evaporă sau este reţinută de reacţiile chimice ulterioare din fluidul

dens. În mod uzual, nu există nivel de apă prezent în depozit peste suprafaţa de

fluid dens.

- Se consideră o singură zonă de analiză a factorului de stabilitate între cotele

164,5-202 m. Programul SLOPE arată că există doua suprafeţe posibile de

alunecare, prima între cotele 133-164,5 m şi a doua între cotele 164,5-202 m.

Chiar dacă factorul de stabilitate a primei zone rezulta în analizele iniţiale ca fiind

mai mic, nu s-a analizat în lucrarea de faţă deoarece este executată de beneficiar

consolidarea cu fluid dens a zonei respective, ceea ce a mărit considerabil factorul


90

de stabilitate în zona respectivă, problema factorului minim mutîndu-se între

cotele 164,5-202 m, în zona unde se depune fluidul dens.

În continuare s-au efectuat mai mult calcule în cîteva situaţii de evacuare a

fluidului dens prezentate sub formă de ipoteze. Scopul calculelor este acela de a urmări

evoluţia în timp a factorului de stabilitate pe întreaga perioadă de 27 de ani pînă la

umplerea la cota finală a depozitului Valea Mănăstirii (202 mdM).


91

Fig.7-1 Schema logică a etapelor de calcul cu programele din GEO-Slope

SIGMA In-Situ

SLOPE Cota 180m

SLOPE Cota180,8m

SLOPE Cota 202m

QUAKE Static

QUAKE Dinamic

SLOPE Cota 202m

SIGMA Cota 202m

SLOPE Cota 202m

STOP

+ Cutremur pseudostatic

Deplasări finale z+c şi fluid dens

Fs < 1

Fs > 1 SLOPE

Cota201,6m

Ipoteze

de calcul

SEEP Infiltraţii


92

Pentru schema logică de mai sus a fost desenată în Geo-Slope o schiţă a

depozitului de la Craiova 2 sub forma unei secţiuni prin mijlocul compartimentului 1. S-a

presupus din start faptul că celelalte două compartimente 2 şi 3 aflate în continuarea

compartimentului 1 nu vor avea depus fluid dens la o cotă superioară celui din

compartimentul 1 astfel încît să rezulte o a treia posibilă suprafaţă de alunecare.

Schema logică porneşte de la ipotezele de calcul necesare pentru simplificarea

modelului matematic prin reducerea volumului de calcul, cît şi creşterii posibilităţii de a

interpreta în mod real rezultatele calculelor.

După stabilirea ipotezelor, cu ajutorul programuli Seep, special realizat pentru a

simula curgerea apei prin diferite materiale cu caracteristici geotehnice specifice, au fost

identificate direcţiile preferenţiale de infiltraţie ale apei existene în depozit la cota 180 m,

spre baza paramentului aval compartiment 1.

Apoi a fost realizat un calcul cu programul Sigma pentru a determina starea

iniţială de eforturi din masivul de zgură şi cenuşă depuse pînă la cota de 180 m, cotă de la

care va începe depunerea în fluid dens.

După calculul cu programul Sigma, datele au fost folosite în Slope pentru a

calcula factorul de stabilitate la cota 180 m, fără depunere de fluid dens. Au fost alese

pentru expunerea datelor metodele Ordinary, Bishop, Janbu, Morgenstern-Price, Spencer

şi EGL.

Au fost calculaţi 27 de factori de stabilitate corespunzători celor 27 de ani de

depunere fluid dens, care vor urca cota depozitului de la 180 m la 202 m. Depunerea de

fluid dens a început la Craiova 2 în anul 2009.

La cota 202 m s-a calculat o deformare a depozitului de zgură şi cenuşă + fluid

dens cu programul Sigma, în ideea de a identifica tasarea totală în cei 27 de ani. De

asemeni tot la cota 202 m s-a introdus în calcul o forţă suplimentară echivalentă pe

orizontală şi apoi pe verticală în diferite combinaţii pentru a simula influenţa unui

cutremur. Metoda este considerată una pseudostatică.

Programul Quake permite o simulare adecvată a unui cutremur pornind de la un

calcul static şi apoi alegerea unui exemplu de cutremur, limitarea acestuia la acceleraţia

maximă din zona depozitului Craiova 2, apoi calcularea deplasărilor depozitului. Astfel a

rezultat o simulare a deplasărilor din timpul cutremurului care poate fi vizionată sub


93

forma unui film în care s-a folosit un factor de mărire de 250 de ori pentru o mai bună

vizualizare. În urma acestui calcul a rezultat o zonă la jumătatea distanţei pe orizontală

între cele două posibile suprafeţe de alunecare, în zona unde digul are cota de 164,5 m;

zonă unde se observă valori în exces pentru presiunea din pori care poate fi interpretată

ca suprasolicitări ce pot conduce la deformaţii permanente.

Quake poate genera valori ale deformaţiilor care pot fi interpretate în două

moduri:

• Factor de stabilitate Fs < 1

În acest caz depozitul şi-a pierdut stabilitatea în urma cutremurului aşa că nu mai are

sens a calcula un nou factor de stabilitate cu Slope.

• Factor de stabilitate Fs > 1

În acest caz depozitul rămîne stabil, dar cutremurul a generat deformaţii care pot fi

folosite ca noi date de intrare pentru un calcul cu Slope.

Cu datele de intrare şi ipotezele iniţiale s-au făcut numeroase simulări şi calcule

luînd în considerare pe rînd variaţia a cîte unui parametru iniţial, în plaja ± 10-20% şi

menţinerea celorlalţi parametrii constanţi. Acest lucru s-a realizat pentru a determina

sensibilitatea modelului matematic faţă de datele de intrare. Astfel s-a observat că dintre

toţi parametrii şi dintre principalele presupuneri şi ipoteze iniţiale, factorul de stabilitate

variază semnificativ în funcţie de poziţia curbei de inflitaţie a apei prezente în depozit cît

şi de amplitudinea cutremurului în modelarea dinamică. Cu cît curba apei subterane se

situează mai aproape de suprafaţa liberă şi cu cît amplitudinea acceleraţiei cutremururlui

este mai mare, factorul de stabilitate scade considerabil. Astfel în continuare au fost

descrise cazurile de calcul care evidenţiază influenţa acestor doi parametrii.


94

7.2. Descrierea modelării în Slope

Setul de programe existent în pachetul Geo-Slope are ca prim program după cum

îi spune şi denumirea programul Slope (pantă), care se prezină ca un software profesional

de modelare şi calcul a unor posibile suprafeţe de alunecare a masivelor de pămînt

folosind mai multe metode de calcul diferite. Pentru studiul de caz de faţă au fost folosite

pentru comparare metodele de calcul Ordinary, Bishop, Janbu, Morgenstern-Price

(funcţia half-sine (semi-sinusoidal)), Spencer şi General Limit Equilibrum.

Etapele modelării în Slope au fost următoarele:

• Desenarea depozitului

Depozitul a fost desenat ca o secţiune transversală prin digul de bază al

compartimentului 1 pornind de la cota 133,5 m pînă la cota finală de depunere a zgurii şi

cenuşii în mod hidraulic la 180 m. Au fost schiţate ca regiuni: terenul de la baza

depozitului considerat din argilă, drenurile de la baza depozitului din balast, digul de bază

din argilă, consolidarea digului de bază cu fluid dens, zona depunerii de zgură şi cenuşă

uscată deasupra curbei de depresie, respectiv zgura şi cenuşa udă sub curba de depresie,

zona depunerii fluidului dens între cotele 180m şi 202m şi primul dig de supraînlţare la

cota 180m din argilă, următoarele fiind realizate din fluid dens consolidat, din materialul

depus în spatele primului dig.

• Introducerea şi atribuirea caracteristicilor materialelor

Materialele introduse şi propietăţile lor au fost următoarele:

Tabel 7-2

Nr. Crt. Materialul Densitatea

γ φ c Culoarea zonei în desen

U.M. kN/m3 ° kPa 1 Fluid dens 14 32 15 Galben 2 Cenuşă uscată 12,5 29 10 Maro deschis 3 Balast 20 35 0 Gri 4 Cenuşă udă 1,4 29 15 Maro închis 5 Argilă dig 19,1 5,6 38,7 Roz 6 Argilă bază depozit 19,9 7,35 77 Bleu


95

• Definirea nivelului apei subterane

Prgramul permite introducerea curbei apei subterane din depozit sub forma unei

linii piezometrice. Astfel a fost trasată o linie piezometrică de la extremitatea dreaptă a

desenului pînă la cea stîngă în trei cazuri posibile:

1) Unind cu o linie frîntă linia drenurilor existente în depozit (drenaj funcţional 100%)

2) O linie frîntă care urmăreşte suprafaţa liberă a depozitului de zgură şi cenuşă (drenaj

funcţional 0%)

3) O linie frîntă poziţionată la jumătatea distanţei dintre cele două linii de la cazurile

anterioare (drenaj funcţional 50%)

• Stabilirea suprafeţelor de alunecare critice

Posibilele suprafeţe de alunecare au fost definite după metoda „grid and radius”

adică desenarea unei zone deasupra depozitului în care prespupunem că se va afla centrul

suprafeţelor de alunecare şi desenarea unei alte suprafeţe în masivul de zgură şi cenuşă +

fluid dens unde presupunem că se va afla punctul maxim al razei cercului suprafeţei de

alunecare. După numeroase schiţări şi încercări succesive au fost alese cele două

suprafeţe conform desenului din fugura 7-2.

Fig.7-2 Definierea celor două zone pentru factorul de stabilitate (zona verde de sus) şi

pentru sufprafaţa de alunecare (zona verde de jos)

Pentru a nu creşte foarte mult volumul de calcul s-a ales o rezoluţie a punctelor de

calcul a suprafeţelor de alunecare astfel încît durata simulării să nu fie foarte mare dar


96

toruşi densitatea punctelor să fie suficient de mare astfel încît să nu pierdem valori

importante ale factoului de stabilitate între două puncte alăturate.

• Aplicarea modelului de calcul

Fiecare modelare în Geo-Slope trebuie verificată înainte de a rula programul.

Dacă nu sunt erori sau avertismente se poate trece la calcul.

• Afişarea rezultatelor

În mod automat, după calcul, programul afişează cu verde suprafaţa de alunecare

pentru care factorul de stabilitate calculat este minim. Programul a luat în calcul de

asemeni o optimizare a factorului de stabilitate astfel încît forma suprafeţei de alunecare

să fie în limitele rezultatelor rezonabil a fi interpretate în mod real. Deasemeni folosind

modul de afişare “Contour” se pot vizualiza liniile pentru care se regăseşte acelaşi factor

de stabilitate. Pentru a regăsi valoarea minimă, se recomandă a realiza multiple calcule cu

diferite zone ale factorului de stabilitate suficient de mari astfel încît acesta să nu se

găsească pe una din cele 4 linii ale suprafeţei definite. Dacă se întîmplă acest lucru,

suprafaţa definită pentru Fs trebui mărită în direcţia punctului de minim calculat,

deoarece în acea direcţie se poate regăsi un factor de stabilitate chair mai mic.


97

7.3. Cazul 1 – Drenaj funcţional 100%

Acest caz presupune un drenaj funcţional la întreaga capacitate proiectată pe toată

suprafaţa depozitului. Cu toate că pe parcursul anilor, drenurile de la baza depozitului au

cunoscut un grad ridicat de colmatare, iar decolmatarea lor este imposibilă, s-a considerat

acest caz ca fiind unul teoretic, rezultatele calculului factorului de stabilitate fiind folosite

ca punct de referinţă, faţă de care să se poată calcula valorile în cazurile mai defavorabile,

cu drenaj parţial colmatat.

În cazul de faţă linia piezometrică aşa cum este ea definită în Slope ca dată de

intrare pentru nivelul apelor subterane a fost desenată ca o linie frîntă ce uneşte drenurile

existente din depozit. Astfel nivelul apei subterane este considerat constant faţă de nivelul

depunerilor de fluid dens pe parcursul celor 27 de ani de funcţionare.

Calculele au fost efectuate fără a lua în considerare influenţa cutremurelor.

Fig.7-3 Linia piezometrică a apei subterane: în desen linia albastră

100% drenaj funcţional


98

Cu ajutorul programului Slope a fost calculat factorul de stabilitate pentru cota

iniţială de pornire a depunerii fluidului dens în compartimentului 1 şi anume 180 mdMB.

Apoi au fost calculaţi 27 de factori de stabilitate, cîte unul pentru fiecare an de exploatare

a depozitului, an în care cota depunerilor a crescut cu 0,8 m. Ultima cotă pentru care s-a

calculat factorul de stabilitate a fost 202 mdMB.

Factor de stabilitate calculat pentru 100% drenaj funcţional Tabel 7-3

Factor de stabilitate Cota în depozit


Echilibrul forţelor Echilibrul forţelor şi momentelor

Nr. crt.

Cota [mdMB] Ordinary Bishop Janbu Morgenstern-

Price Spencer General Limit

Equilibrum1 180 2,135 3,050 2,656 3,056 3,056 3,055 2 180,8 2,135 3,050 2,656 3,056 3,056 3,055 3 181,6 2,135 3,035 2,655 3,041 3,041 3,041 4 182,4 2,135 3,002 2,631 3,009 3,009 3,009 5 183,2 2,083 2,840 2,485 2,847 2,847 2,847 6 184 2,083 2,840 2,485 2,847 2,847 2,847 7 184,8 2,083 2,837 2,485 2,844 2,845 2,844 8 185,6 2,059 2,814 2,485 2,821 2,820 2,821 9 186,4 1,931 2,702 2,381 2,710 2,710 2,709 10 187,2 1,931 2,668 2,377 2,676 2,676 2,676 11 188 1,931 2,631 2,353 2,639 2,640 2,639 12 188,8 1,925 2,592 2,319 2,600 2,600 2,599 13 189,6 1,862 2,474 2,186 2,482 2,482 2,482 14 190,4 1,862 2,467 2,186 2,476 2,476 2,475 15 191,2 1,862 2,456 2,186 2,463 2,463 2,463 16 192 1,862 2,437 2,176 2,444 2,444 2,444 17 192,8 1,862 2,416 2,162 2,423 2,423 2,423 18 193,6 1,855 2,358 2,119 2,366 2,366 2,366 19 194,4 1,855 2,358 2,119 2,366 2,366 2,366 20 195,2 1,855 2,356 2,119 2,363 2,362 2,363 21 196 1,845 2,348 2,119 2,356 2,356 2,355 22 196,8 1,802 2,318 2,099 2,325 2,325 2,325 23 197,6 1,802 2,318 2,098 2,325 2,325 2,325 24 198,4 1,802 2,318 2,093 2,325 2,325 2,325 25 199,2 1,800 2,277 2,048 2,284 2,284 2,284 26 200 1,800 2,273 2,048 2,280 2,280 2,280 27 200,8 1,800 2,267 2,048 2,274 2,274 2,274 28 201,6 1,800 2,258 2,047 2,264 2,264 2,264 29 202 1,802 2,253 2,046 2,260 2,259 2,259


99

În tabelul anterior sunt prezentate valorile pentru factorul de stabilitate aferent

suprafeţei de alunecare ce trece prin zona de zgură şi cenuşă la cota 180m şi zona de fluid

dens depusă între cotele 180m şi 202m. În primii ani ai depunerii în fluid dens, factorul

de stabilitate minim corespunde unei suprafeţe de alunecare care trece prin digul de bază

al depozitului, în zona consolidării cu fluid dens, dar această valoare nu scade sub 1,5

pentru nici una din metodele de calcul.

Fig.7-4 Exemplu de factor de stabilitate la cota 180,8 m



100




101

Fig.7-8 Exemplu de factor de stabilitate la cota 202 m

Fig.7-9 Valorile factorilor de stabilitate pentru perioada de funcţionare a depozitului:

28 de ani - 100% drenaj funcţional


102

Din graficul de mai sus se pot trage cîteva concluzii:

- de la PIF a instalaţiei de fluid dens, pe toată periada de 28 de ani în care aceasta

va funcţiona, factorul de stabilitate nu scade sub valoarea limită 1, pentru nici o

metodă din cele 6 metode de calcul, ceea ce înseamnă că depozitul este stabil.

- trecerea la tehnologia de evacuare a zgurii şi cenuşii ca fluid dens nu rezolvă

complet problema stabilităţii depozitului, factorul de stabilitate începînd să scadă

după primii ani de funcţionare.

- se observă o scădere în trepte a factorului de stabilitate, datorită supraînălţării

depozitului. La fiecare supraînălţare, digul nou construit contribuie destul de mult

în calculul factorului de stabilitate, avînd 3 m înălţime. Ulterior, depunerea de

fluid dens pe 0,8m verticală anual în spatele lui, contribuie mai puţin în calculul

de stabilitate, pînă la atingerea cotei superioare a digului.

- se observă că la atingerea cotei finale 202 m se înregistrează cel mai mic factor de

stabilitate din perioada de funcţionare a depozitului, acesta fiind şi cel care se va

regăsi după retragerea din exploatare a depozitului.


103


Acest caz presupune un drenaj funcţional la jumătatea capacităţii proiectate pe

toată suprafaţa depozitului. Astfel a fost considerată o variaţie direct proporţională între

nivelul apei subterane din depozit şi gradul de colmatare al drenurilor. Acest caz este cel

mai apropiat de situaţia actuală din depozit, rezultatele calculului factorului de stabilitate

fiind mai apropiate de realitate.


intrare pentru nivelul apelor subterane a fost desenată ca o linie frîntă ce se situează la

jumătatea distanţei dintre fiecare dren şi suprafaţa liberă a terenului, înaintea depunerii de

fluid dens. Nivelul apei subterane este considerat constant faţă de nivelul depunerilor de

fluid dens pe parcursul celor 27 de ani de funcţionare.










104


Factor de stabilitate

Cota în depozit



Nr. crt.



Equilibrum1 180 1,809 2,497 2,224 2,505 2,505 2,504 2 180,8 1,809 2,497 2,224 2,505 2,505 2,504 3 181,6 1,8 2,494 2,217 2,502 2,502 2,501 4 182,4 1,793 2,477 2,206 2,485 2,486 2,485 5 183,2 1,772 2,376 2,114 2,384 2,384 2,383 6 184 1,744 2,378 2,115 2,396 2,386 2,385 7 184,8 1,75 2,376 2,113 2,384 2,384 2,383 8 185,6 1,732 2,376 2,113 2,384 2,384 2,384 9 186,4 1,735 2,335 2,067 2,343 2,343 2,342 10 187,2 1,735 2,332 2,067 2,34 2,340 2,339 11 188 1,725 2,316 2,061 2,324 2,324 2,323 12 188,8 1,727 2,289 2,044 2,297 2,297 2,296 13 189,6 1,714 2,181 1,974 2,145 2,167 2,163 14 190,4 1,713 2,181 1,974 2,145 2,166 2,163 15 191,2 1,708 2,179 1,971 2,144 2,162 2,163 16 192 1,71 2,171 1,975 2,144 2,162 2,165 17 192,8 1,703 2,156 1,962 2,139 2,154 2,159 18 193,6 1,702 2,116 1,933 2,101 2,115 2,120 19 194,4 1,702 2,116 1,933 2,101 2,115 2,120 20 195,2 1,692 2,116 1,932 2,101 2,115 2,119 21 196 1,716 2,113 1,937 2,1 2,113 2,119 22 196,8 1,687 2,099 1,909 2,077 2,088 2,092 23 197,6 1,683 2,099 1,908 2,076 2,088 2,092 24 198,4 1,692 2,099 1,907 2,084 2,088 2,092 25 199,2 1,729 2,099 1,9 2,064 2,072 2,076 26 200 1,729 2,099 1,9 2,064 2,072 2,076 27 200,8 1,729 2,099 1,9 2,064 2,072 2,076 28 201,6 1,681 2,097 1,892 2,064 2,070 2,075 29 202 1,716 2,092 1,898 2,066 2,071 2,058


105




106




107





108


- de la PIF a instalaţiei de fluid dens, pe toată periada de 28 de ani în care aceasta

va funcţiona, factorul de stabilitate nu scade sub valoarea limită 1, pentru nici o

metodă din cele 6 metode de calcul, ceea ce înseamnă că depozitul este stabil.

Totuşi faţă de cazul drenajului funţional 100%, în cazul de faţă cu doar 50%

drenaj funţional, se observă că toate valorile au scăzut.

- trecerea la tehnologia de evacuare a zgurii şi cenuşii ca fluid dens nu rezolvă

complet problema stabilităţii depozitului, factorul de stabilitate începînd să scadă

din primul an de funcţionare.

- la depunerea fluidului dens între cota 180m şi 202m, suprafaţa de alunecare

pentru care factorul de stabilitate este minim se regăsesşte de fiecare dată în zona

supraînălţărilor cu fluid dens.

- se observă o scădere în trepte a factorului de stabilitate, datorită supraînălţării

depozitului. La fiecare supraînălţare, digul nou construit contribuie destul de mult

în calculul factorului de stabilitate, avînd 3 m înalţime. Ulterior, depunerea de

fluid dens pe 0,8m verticală anual în spatele lui, contribuie mai puţin în calculul

de stabilitate, pînă la atingerea cotei superioare a digului.

- se observă că la atingerea cotei finale 202 m se înregistrează cel mai mic factor de

stabilitate din perioada de funcţionare a depozitului, acesta fiind şi cel care se va

regăsi după retragerea din exploatare a depozitului. Pentru a menţine depozitul în

parametrii optimi şi după încheierea exploatării va fi necesară o bună administrare

a nivelului apei subterane.


109


Acest caz presupune un drenaj nefuncţional pe toată suprafaţa depozitului.

Urmărind datele din măsurători ale nivelurilor apei subterane din puţurile de observaţie

pe depozit, tendinţa în timp este de creştere a gradului de colmatare a drenurilor. Acest

caz este cel mai defavorabil stabilităţii depozitului, conducînd la valorile cele mai mici

ale factorului de stabilitate.


intrare pentru nivelul apelor subterane a fost desenată ca o linie frîntă ce urmăreşte linia

terenului natural, înaintea depunerii de fluid dens. Nivelul apei subterane este considerat

constant faţă de nivelul depunerilor de fluid dens pe parcursul celor 27 de ani de

funcţionare.








110




Factor de stabilitate

Cota în depozit



Nr. crt.



Equilibrum1 180 1,448 2,116 1,637 1,758 1,799 1,768 2 180,8 1,385 2,046 1,599 1,707 1,748 1,776 3 181,6 1,385 2,046 1,599 1,707 1,748 1,721 4 182,4 1,341 2,136 1,635 1,757 1,775 1,773 5 183,2 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 6 184 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 7 184,8 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 8 185,6 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 9 186,4 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 10 187,2 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 11 188 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 12 188,8 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 13 189,6 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 14 190,4 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 15 191,2 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 16 192 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 17 192,8 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 18 193,6 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 19 194,4 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 20 195,2 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 21 196 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 22 196,8 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 23 197,6 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 24 198,4 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 25 199,2 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 26 200 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 27 200,8 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 28 201,6 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739 29 202 1,382 2,042 1,615 1,734 1,742 1,739


111




112




- factorul de stabilitate nu scade sub valoarea 1, dar faţă de cazurile anterioare cu

drenaje funţionale 100% sau 50%, se observă că toate valorile au scăzut foarte

mult apropiindu-se de valoarea 1.

- la depunerea fluidului dens între cota 180 m şi 202 m, suprafaţa de alunecare

pentru care factorul de stabilitate este minim se regăsesşte de fiecare dată în zona

supraînălţărilor cu fluid dens, iar programul idnetifică mereu acelaşi cerc de

alunecare indiferent de cota fluidului dens depus în amonte.

- nu se mai înregistrează o scădere în trepte a factorului de stabilitate, ceea ce ne

sugerează că programul interpretează nivelul maxim al apei subterane ca fiind

factorul determinant în calcule, nivelul de fluid dens depus fiind de o importanţă

mai mică. Practic factorul de stabilitate rămîne constatnt la o valoare minimă,


113

ceea ce ne atrage atenţia că suntem într-un caz extrem de simulare în care

programul îşi arată limitele, utilizarea lui permiţînd înregistrarea oricăror

rezultate, dar regăsirea acestui caz în realitate este puţin probabilă.

- factorul de stabilitate are cea mai mică valoare din cele 3 cazuri de calcul (drenaj

100%, 50%, 0%) ceea ce ne conduce la concluzia că suntem în cel mai periculos

caz, practic nerecomandîndu-se nici unui beneficiar de depozit ajungerea în acest

caz extrem cu o curbă de depresie atît de ridicată, fără a interveni din timp cu

metode adiţionale pentru coborîrea sa.


114

7.6. Drenaj funcţional 50% plus cutremur simulat prin modelarea pseudostatică în Slope, cu depozitul la cota 202 m

Cazul cu şansele cele mai mari de a fi întîlnit în practică în exploatarea de 27 de

ani a depozitului Valea Mănăstirii cu depozitare în fluid dens a fost conisderat cel cu

drenaj funcţional 50%.

Pentru o apropiere cît mai mare de realitate a rezultatelor calculelor a fost luată în

considerare şi influenţa cutremurului. Simularea cutremurului se poate face prin

modelarea pseudostatică în Slope şi dinamică în Quake. În continuare s-a realizat un

calcul cu ajutorul Slope.

O analiză pseudostatică reprezintă efectele mişcării cutremurului prin acceleraţii

care crează forţe inerţiale. Aceste forţe acţionează în direcţii orizontale şi verticale în

centrul fiecărei fîşii. Aceste forţe sunt definite astfel:

ah şi av= acceleraţiile pseudostatice orizontale şi verticale

g = acceleraţia gravitaţională

W = masa fîşiei

Raportul a/g este un coeficient numit k. În Slope efectul inerţial este specificat

prin coeficienţii kh şi kv. Aceştia pot fi consideraţi ca un procent din g. De exemplu un

coeficient kh de 0,2 înseamnă acceleraţie pseudostatică de 0,2g.

Coeficienţii verticali pot fi pozitivi sau negativi. Un coeficient pozitiv are sensul

în jos în direcţia gravitaţiei, iar unul negativ are sensul în sus, contra gravitaţiei.

Aplicarea coeficienţilor seismici verticali deseori are un impact minor asupra factorului

de stabilitate. Coeficienţii seismici orizontali pot avea însă un efect dramatic asupra

stabilităţii pantelor. Chiar şi coeficienţi seismici reduşi pot reduce considerabil factorul de

stabilitate, iar dacă coeficienţii sunt prea mari, devine imposibilă obţinerea unei soluţii.

Astfel au fost aleşi mai mulţi coeficienţi orizontali începînd de la 0 spre 1, mărind treptat

valorile pentru a urmări influenţa şi sensibilitatea parametrului asupra factorului de


115

stabilitate. S-a calculat factorul de stabilitate în 4 cazuri: coeficient vertical kv = 0,025;

0,05; 0,075 şi 0,1. Astfel au rezultat următoarele 4 grafice:

Factorul de stabilitate în funcţie de kh

(kv = 0,025) Factorul de stabilitate în funcţie de kh

(kv = 0,05)

Factorul de stabilitate în funcţie de kh

(kv = 0,075) Factorul de stabilitate în funcţie de kh

(kv = 0,1)

Conform standardului P100-1/2006 „zonarea valorii de vîrf a acceleraţiei

terenului pentru cutremure avînd IMR = 100 ani”, depozitul de la Craiova 2 se situează în

zona unei acceleraţii maxime de 0,16g.

Conform normativului NP 076/2002 revizuit în 2011, depozitul Valea Mănăstirii

fiind încadrat la clasa a 2-a de importanţă, coeficientul kh= 0,16 se înmulţeşte cu 0,35 dar

valoarea finală de calcul nu poate fi mai mică de 0,1g. Cum valoarea este de 0,056, s-a

considerat ca valoare finală kh= 0,1. Din graficele de mai sus se observă că cel mai


116

defavorabil caz se întîlneşte cînd kv are o valoare minimă. Pentru această valoare de

kh=0,1, se observă că pentru toate cele 4 metode de calcul factorul de stabilitate nu scade

sub valoarea limită 1.

Normativul NP 076/2002 revizuit în 2011 ne oferă toate valorile acceleraţiilor în

funcţie de clasa de importanţă a construcţiei hidrotehnice:

Tabel 7-6

Clasa sau categoria de importanţă a construcţiei hidrotehnice

Acceleraţia seismică maximă pentru OBE* (aOBE)

I sau A pentru lucrări noi 0,35 ag dar nu mai mic de 0,12g

II sau B pentru lucrări noi 0,35 ag dar nu mai mic de 0,10g

III sau C pentru lucrări noi 0,35 ag dar nu mai mic de 0,08g

IV sau D pentru lucrări noi 0,3 ag dar nu mai mic de 0,06g

V 0,3 ag dar nu mai mic de 0,05g

*OBE = Operating Basis Earthquake - Cutremurul de bază de exploatare 7.7. Drenaj funcţional 50% plus cutremur simulat prin modelarea dinamică în Quake, cu depozitul la cota 202 m

7.7.1. Programul Quake

Setul de programe existent în pachetul Geo-Slope conţine un program special

conceput pentru analiza la cutremur numit Quake. Programul este conceput pentru

probleme bidimensionale cu solicitări plane folosind teoria micilor deplasări, şi a micilor

eforturi. O descriere amănunţită a teoriei şi a ecuaţiilor de calcul se găseşte în fişierul

Help ataştat programului.

7.7.2. Analiza statică

Înainte de a efectua o analiză dinamică este necesar a stabili starea iniţială

statică a eforturilor din depozit. Quake are o secţiune pentru a stabili eforturile iniţiale.

Această secţiune este identică metodei de calcul Sigma „In-Situ”.

Etapele modelării în Quake au fost următoarele:


117


Schiţarea depozitului a fost folosită din desenul iniţial pentru cota 202 m realizat

în programul Slope. Sub acelaşi fişier se pot folosi mai multe simulări succesive (Sigma,

Slope, Quake etc.) pentru a avea continuitatea fluxului de date şi a prelua rezultatele

dintr-o modelare în următoarea. Pentru toate aceste simulări, geometria depozitului

rămîne unică.


Materialele introduse şi propietăţile lor au fost următoarele: Tabel 7-7

Nr. Crt. Materialul Densitatea

γ Raportul

de amortizare

Gmax Regiunea asociată în

desen

Culoarea în

desen

Coeficientul lui

Poisson υ U.M. kN/m3 - kPa - 1

1 Fluid dens 14 0,1 5000 4,10 Galben 0,33 2 Cenuşă uscată 12,5 0,1 5000 3 Maro deschis 0,33 3 Balast 20 0,1 5000 5,6,7 Gri 0,33 4 Cenuşă udă 14 0,1 5000 9 Maro închis 0,3 5 Argilă dig 19,1 0,1 5000 1,2 Roz 0,3 6 Argilă bază depozit1 19,9 0,1 5000 8 Bleu 0,3


Prgramul ne permite introducerea curbei apei subterane din depozit sub forma

unei succesiuni de puncte prin care trece aceasta, folosind opţiunea „water table”.

Aceasta se introduce pentru a afla distribuţia apei subterane în depozit şi influnţa sa în

calculul cutremurului. Presiunea maximă negativă deasupra nivelului apei subterane a

fost limitată la 5 m.

• Stabilirea condiţiilor de graniţă

Pentru modelul desenat necesită a fi precizate condiţiile care se întîlnesc la

limitele exterioare în partea stîngă, dreaptă şi de jos a secţiunii de calcul. Astfel pentru

analiza statică s-a considerat faptul ca pe direcţiile laterale depozitul nu se poate deplasa,

ci doar pe verticală, iar la partea de jos a depozitului s-a considerat că nu pot apare

deplasări nici orizontale nici verticale.

• Stabilirea schemei de discretizare în elemente finite

Pentru a calcula starea depozitului înainte de analiza dinamică, este necesară

stabilirea unei reţele de elemente finite conform desenului de mai jos. Programul va


118

calcula în fiecare punct ecuaţiile specifice metodei de calcul aleasă. Cu cît numărul de

elemente din reţea este mai mare cu ctît volumul de calcul este mai mare. Pentru a păstra

volumul de calcul la valori rezonabile şi pentru a vizualiza dimensiunile elementelor

finite la o afişare în program a secţiunii de calcul la un zoom 100% (recomandare Geo-

Slope), s-a ales o dimensiune medie a elementelor de aproximativ 13 m. Au fost folosite

ca elemente geometrice patrulatere şi triunghiuri, această combinaţie fiind cea mai larg

utilizată şi recomandată. De asemeni pentru a nu mări artificial numărul de puncte de

calcul în zone unde acestea erau prea apropiate, unele puncte au fost şterse pentru a păstra

o densitate relativ constantă a lor pe suprafaţa secţiunii de calcul a depozitului, iar

dimensiunile patrulaterelor şi triunghiurilor să fie proporţionale.

• Aplicarea modelului de calcul




În mod automat, după calcul, programul afişează o dispunere pe nuanţe de culori

a solicitărilor verticale efective.

Fig.7-21 Vizualizarea reţelei de elemente finite


119

7.7.3. Analiza Dinamică

După analiza statică a stării depozitului s-a trecut la analiza dimanică a

comportării lui supunîndu-l unui cutremur cu durata de 10 secunde disponibil ca exemplu

în arhiva Geo-Slope.

Etapele modelării în Quake au fost următoarele:


Schiţarea depozitului a fost folosită din desenul iniţial pentru cota 202 m realizat

în programul Slope. Sub acelaşi fişier pentru care s-a calculat starea depozitului cu Quake

ca analiză statică, s-a continuat cu analiza dinamică. Ca metodă de calcul a fost aleasă cea

din modelul linear elastic, unde eforturile sunt direct proporţionale cu solicitările.

Constantele de proporţionalitate sunt modulul de elasticitate E (măsură a rigidităţii) şi

coeficientul lui Poisson υ. O dată de intrare importantă la această analiză o reprezintă

alegerea unui model de cutremur. Arhiva Geo-Slope conţine un cutremur exemplu cu

durata de 10 secunde şi o amplitudine maximă de peste 0,16g. Acesta a fost redus ca

amplitudine la valoarea maximă de 0,16g conform zonării seismice a teritoriului

României pentru construcţii. Astfel în graficul de mai jos se observă cutremurul iniţial şi

cel folosit în modelarea matematică. A fost ales pentru calcul un nivel de detaliu dat de

500 de paşi succesivi, ceea ce înseamnă că la ficare 0,02 secunde din cutremur, Quake

face un calcul static pentru tot depozitul luînd în considerare acceleraţia din graficul

cutremurului de intrare. Programul a salvat datele la fiecare 10 paşi.

Fig.7-22 Solicitările verticale efective în kPA (static)


120

Fig. 7-23 Exemplu de cutremur din programul Slope. Amplitudinea sa maximă a fost redusă la 0,16g, în consecinţă amplitudinile mai mici au fost reduse proporţional


Materialele introduse şi propietăţile lor sunt aceleaşi de la analiza statică.

Pentru cenuşă este necesar a introduce încă două funcţii de intrare deoarece dorim

identificarea zonelor de presiune a porilor în exces. Acestea se numesc ”Pore Water

Pressure ratio” şi ”Cyclic Number Function”, iar ele se găsesc predefinite în program.


Condiţiile iniţiale a presiunii apei din pori sunt luate automat în calcul de către

program din analiza statică. De asemeni condiţiile eforturilor iniţiale vor fi luate automat

din aceeaşi etapă de calcul.


Faţă de analiza statică, pentru analiza dinamică condiţiile la limită trebuie

schimbate. Astfel s-a considerat faptul că pe direcţiile laterale depozitul se va putea

deplasa numai pe orizontală, iar la partea de jos a depozitului s-a considerat că nu pot

apare deplasări nici orizontale nici verticale.

• Discretizarea secţiunii de calcul elemente finite şi selectarea a două noduri

reprezentative în care să se reţină rezultatele calculului

Cum simularea dinamică o succede pe cea statică, reţeaua aleasă la analiza statică

rămîne aceeaşi. Cu această ocazie s-au definit două puncte din reţea numite „puncte

istorice” în care programul să salveze toate datele calculate pentru toţi cei 500 de paşi de


121

calcul. Unul a fost introdus la cota maximă a depunerii de fluid dens de 202m, chiar pe

marginea digului de supraînălţare, iar celălalt a fost ales pe verticală sub primul punct dar

la baza depozitului pe limita considerată a nu suporta deplasări nici orizontale nici

verticale.

• Aplicarea modelului matematic



• Afişarea rezultatelor în cele două noduri selectate

În mod automat, după calcul, programul afişează o dispunere pe nuanţe de culori

a solicitărilor verticale efective.

În anumite situaţii, analiza situaţiei depozitului post cutremur, poate fi interpretată

prin încercarea de a vizualiza zonele în care apar presiuni ale apei din pori în exces. De

asemeni se pot vizualiza zonele în care pot apare fenomene de lichefiere. În cazul de faţă

se identifică o singură zonă redusă ca dimensiuni unde cele două fenomene pot apare şi

anume în zona cotei de 164,5 m, aproximativ la jumătatea distanţei faţă de cele două

suprafeţe de alunecare calculate cu Slope.

Fig.7-24 Solicitările verticale efective în kPA (dinamic)


122

Acceleraţiile resimţite de cele două „puncte istorice” pot fi vizualizate pe acelaşi

grafic. Acceleraţia punctului de la cota 202m conform graficului din figura 7-27 nu

prezintă o acceleraţie de răspuns mai mare decît cea iniţială, dar luînd în considerare

valoarea cutremurului iniţial şi anume acceleraţia punctului de bază, dacă adunăm cele

două acceleraţii în fiecare punct de calcul al programului, se observă că punctul de la cota

202m prezintă totuşi o acceleraţie peste valoarea maximă de 0,16g din timpul

cutremurului.

Fig.7-25 Zonă cu presiuni ale apei din pori în exces

Fig.7-26 Zonă cu posibilă apariţie a fenomenului de lichefiere


123

Fig.7-27 Acceleraţiile de răspuns pentru cele două puncte selectate ▬ punct la baza digului ▬ punct la cota 202m pe dig

În urma calculelor a rezultat o simulare a deplasărilor depozitului din timpul

cutremurului care poate fi vizualizată sub forma unui film. Acesta poate vizualiza diferiţi

parametri pe rînd, cei mai sugestivi fiind „deformarea reţelei de elemente finite” şi

”vectorii acceleraţiilor”. Pentru o mai bună vizualizare s-a folosit un factor de amplificare

a deplasărilor de 250 de ori.

Fig.7-28 Imagine din filmul deplasării discretizării în elemente finite

Fig.7-29 Imagine din filmul mişcării vectorilor acceleraţiilor


124

7.8. Calculul factorului de stabilitate după cutremur în cazul în care Fs>1

Urmând schema logică de calcul de la începutul capitolului, după simularea

dinamică la cutremur, s-a efectuat un calcul final cu Slope pentru a determina un nou

factor de stabilitate post cutremur. Se precizează faptul că cutremurul exemplu a fost ales

şi limitat din start la o amplitudine maximă de 0,16g tocmai pentru a nu reduce factorul

de stabilitate final la o valoare sub 1, situaţie în care un nou calcul cu Slope nu ar mai fi

avut sens. Tabel 7-8

Factor de stabilitate la cota 202 m

Metoda de calcul >



Nr. crt.

Moment în timp Ordinary Bishop Janbu Spencer Morgenstern-

Price

General Limit

Equilibrum

1 Înainte de cutremur 1.384 2.051 1.661 1.781 1.805 1.823

2 După cutremur 1.347 2.024 1.632 1.782 1.778 1.795

Se observă din tabelul de mai sus că factorul de stabilitate scade cu mai puţin de

5% după cutremur.

Fig.7-30 Factorul de stabilitate cu metoda M-Price la cota 202 m, înainte de cutremur


125

Fig.7-31 Factorul de stabilitate cu metoda M-Price la cota 202 m, după cutremur

Concluzia care se poate trage după efectuarea calculelor din schema logică este că

pentru un cutremur de amplitudine relativ redusă cu un singur maxim de 0,16 g depozitul

Craiova 2 rămîne stabil.


126

7.9. Calculul infiltraţiilor cu programul Seep

Setul de programe Geo-Slope conţine un program numit Seep, special realizat

pentru a simula curgerea apei prin diferite materiale cu caracteristici geotehnice specifice.

Anterior a fost presupusă existenţa unei curbe de depresie pentru nivelul apei din depozit

ca o dată de intrare. Din compararea celor 3 cazuri la 100%, 50% şi 0% drenaj funcţional

s-a concluzionat că cel mai aproape de realitate este cazul 50%, dar fără a identifica în

mod real modul curegeii apei prin depozit. Astfel în paralel cu calculul de stabilitate a

fost realizat şi un calcul cu Seep cu scopul de identifica modul în care se infiltrează apa

prin depozit. Avînd în vedere faptul că evacuarea hidraulică se foloseşte în alternanţă cu

evacuarea în fluid dens, iar rezultatele nu diferă în zona digului de bază în funcţie de cît

de departe se evacuează apa în depozit, s-a ales un nivel de apă constant de 0,5 m

adîncime în compartimentul 1. Dacă alegem nivelul de apă numai în compartimentul 2

sau numai în coada depozitului în amonte de compartimentul 2, influenţa asupra nivelului

apei în zona diguluide bază este aceeaşi.

Etapele modelării în Seep au fost următoarele:


Depozitul a fost desenat ca o secţiune transversală prin digul de bază al

compartimentului 1 pornind de la cota 133,5 m pînă la cota finală de depunere a zgurii şi

cenuşii în mod hidraulic la 180 m. Au fost schiţate ca regiuni: terenul de la baza

depozitului considerat din argilă, drenurile de la baza depozitului din balast, digul de bază

din argilă, consolidarea digului de bază cu fluid dens, zona depunerii de zgură şi cenuşă

uscată şi primul dig de supraînălţare la cota 180m din argilă. Datorită existenţei în teren a

unor drenuri orizontale prin depozitul de bază, s-a considerat existenţa unui asemenea

dren în secţiunea de calcul prin desenarea unei zone de balast de 2 m grosime care

traversează pe orizontală digul de bază din argilă pînă la ieşirea pe paramentul aval, la

cota de 133,5 m.


Materialele introduse au fost următoarele: fluid dens, cenuşă uscată, balast, argilă

dig, argilă bază depozit. Pentru fiecare dintre ele a fost definită o funcţie conductivitate-


127

presiunea apei din pori, astfel încît să reflecte comportarea infiltraţiei apei subterane cît

mai aproape de realitate.


Pentru a avea un depozit stabil, s-a considerat ca punct de presiune egală cu 0

punctul de la baza digului de argilă la cota 133,5 m. O posibilă zonă unde ar putea apare

şiroiri pe paramentul aval a fost definită începînd de la cota 133,5 m spre amonte. Nivelul

apei în compartimentul 1 a fost definit dealungul unei linii orizontale cu o înălţime a apei

de 0,5 m situată la cota 180 m, peste zgura şi cenuşa deja depusă în depozit.

• Stabilirea schemei de discretizare în elemente finite

Pentru a calcula modul de curgere a apei subterane este necesară stabilirea unei

reţele de elemente finite. Programul va calcula în fiecare punct nivelul apei subterane

precum şi direcţia de curgere. Cu cît numărul de elemente din reţea este mai mare cu ctît

volumul de calcul este mai mare. Pentru a păstra volumul de calcul la valori rezonabile s-

a ales o dimensiune medie a elementelor de aproximativ 12 m. Au fost folosite ca

elemente geometrice patrulatere şi triunghiuri, această combinaţie fiind cea mai larg

utilizată şi recomandată.

• Aplicarea modelului matematic

Fiecare modelare în Seep trebuie verificată înainte de a rula programul. Dacă nu

sunt erori sau avertismente se poate trece la calcul.


În mod automat, după calcul, programul afişează distribuţia apei din pori pe

nuanţe de culori, direcţia şi sensul de curgere al apei cît şi viteza de curgere. Astfel se

identifică acele căi preferenţiale pe care le urmează apa pe parcursul infiltraţiei spre

piciorul paramentului aval, putîndu-se calcula efectul anumitor soluţii constructive

propuse pentru reducerea nivelului său, prin schimbarea adecvată a condiţiilor la limită.

Se observă din desenul 7-32 că direcţiile preferenţiale de curgere sunt din zona apei din

depozit spre paramentul aval al digului de bază. Trebuie menţionat faptul că fără acest

dren orizontal, calculul arată că apa stagnează în depozit între cota de bază 133,5 m şi

cota 164,5 m. Practic apa deversată în depozit la cota 180 m şi peste această cotă nu are

cum să se infiltreze prin drenurile existente, argila digului de bază şi fluidul dens depus

peste el pentru consolidare acţionînd ca un blocaj. Astfel curba de depresie rămîne la un


128

nivel destul de ridicat ce poate fi considerat un risc pentru stabilitatea depozitului, mai

ales în timpul cutremurelor.

Fig.7-32 Direcţii preferenţiale de curgere a apei din depozit de la cota deversării 180m

spre digul de bază cu drenurile aferente


129

8. SOLUŢII CONSTRUCTIVE DE ÎMBUNĂTĂŢIRE A

VALORII FACTORULUI DE STABILITATE

8.1. Introducere

Numeroasele probleme apărute la exploatarea haldelor de zgură şi cenuşă pe plan

mondial au atras atenţia asupra tratării specifice din punct de vedere tehnic a soluţiilor

adoptate pentru reducerea riscurilor de accidente.

Mărurile adoptate pînă în prezent au rezolvat probleme punctuale de stabilitate

locală prin menţinerea sub control a deplasărilor, a nivelului pînzei freatice, a circulaţiei

apei în depozit etc.

Odată cu aderarea României la UE, termocentralele din ţara noastră care folosesc

în prezent tehnologia de evacuare hidraulică a zgurii şi cenuşii sunt obligate a îşi schimba

tehnologia cu cea de evacuare sub formă de fluid (şlam) dens. Practic, România a încheiat

negocierile privind „Capitolul 14- Energia” şi „Capitolul 22- Mediu”, iar obiectivele

energetice vor trebui să accepte şi să respecte integral Acquis-ul Comunitar în domeniile

menţionate pentru a putea funcţiona pe piaţa energiei. În acest sens vor trebui

implementate directivele comunitare privind depozitarea deşeurilor, privind limitarea

emisiilor anumitor poluanţi în aer proveniţi din instalaţii mari de ardere şi directiva

privind prevenirea şi controlul integrat al poluării. În planul Guvernului României de

implementare a Directivei 1999/31/CE privind depozitarea deşeurilor (transpusă prin HG

349/2005) şi a Directivei 2001/80/CE privind limitarea emisiilor anumitor poluanţi în aer,

se prevede o perioadă de tranziţie pentru conformare între anii 2008 şi 2013, în care sunt

cuprinse toate centralele pe cărbune.

Această tehnologie a fluidului dens presupune evacuarea deşeurilor în amestec cu

apa într-o raport de aproximativ 1:1, iar fluidul rezultat se depune în depozit fiind

autoîntăritor datorită substanţelor specifice existente în cenuşă. Practic se urmăreşte ca

apa folosită la transport să intre în reacţie cu zgura şi cenuşa şi să nu mai reprezinte un

factor perturbator care să afecteze siguranţa depozitului.


130

8.2. Clasificarea metodelor de punere în siguranţă a depozitelor

Măsurile principale de mărire a stabilitării depozitelor se pot împărţi în două

categorii: constructive şi funcţionale.

8.2.1. Măsuri Constructive

Măsuri construtive pentru asigurarea stabilităţii depozitelor se aplică în mai multe

direcţii şi anume:

• asupra fundaţiei;

• asupra digurilor primare şi de înălţare;

• asupra materialelor depozitate.

Măsurile pentru asigurarea stabilităţii fundaţiilor depozitelor. În cele mai

multe cazuri haldele pentru depozitarea deşeurilor sunt amplasate în zone neproductive şi

terenuri degradate cu rezistenţe şi portanţă scăzută. În aceste situaţii sunt necesare măsuri

de asigurare a stabilităţii ansamblului depozitului prin:

• decaparea materialelor necorespunzătoare şi amplasarea construcţiei pe

teren sănătos, cu rezistenţă şi portanţă bună;

• realizarea fundaţiilor în trepte şi cu pinteni de încastrare;

• consolidarea şi modificarea caracteristicilor geotehnice ale fundaţiei prin

drenaje adecvate care ca amplasament şi tip să ofere condiţii optime de

siguranţă (eliminarea tasărilor, refulărilor şi deformaţiilor de straturi);

• încărcarea lentă a fundaţiei combinată cu măsuri de drenare sau cu alte

măsuri constructive de tipul banchetelor.

Dintre tipurile de drenaje folosite la consolidarea fundaţiilor slabe cele mai

cunoscute sunt: saltelele şi benzile filtrante ce oferă suprafeţe mari de contact, piloţii de

nisip şi balast.

În cele mai multe cazuri depozitele ocupă suprafeţe mari de teren, avînd suprafeţe

mari de contact cu terenul de fundare. Este necesar să se ia în considerare şi posibilitatea

de alunecare după suprafeţe de fundare. În toate cazurile este obligatorie scoaterea

pămîntului vegetal şi deci eliminarea suprafeţelor înierbate, care ar putea crea planuri de


131

alunecare, mai ales în amplasamentele cu pante pronunţate şi amenajarea apelor pluviale

din bazinele hidrografice superioare ale depozitelor în vederea evitării facilitării

alunecărilor. La aceasta trebuie adăugate măsuri de tipul pintenilor de încastrare şi a

taluzelor cu pante inverse direcţiei de alunecare etc.

Măsuri constructive aplicate asupra digurilor – baraje de amorsare şi de înălţare a

depozitelor şi asupra materialelor depozitate. Dintre măsurile constructive aplicate pînă în

prezent, cele mai eficiente s-au dovedit:

• drenajele;

• micşorarea pantei generale exterioare, crearea de berme şi banchete;

• mărirea dimensiunilor digurilor – baraje de amorsare.

Drenajele depozitelor reprezintă mijlocul cel mai eficient de asigurare a

stabilităţii.

Prin drenarea materialelor din depozite, din barajele de amorsare şi de formare a

acestora, depozitate uscat sau hidraulic, se poate accelera procesul de consolidare,

mobilizându-se rezistenţele la forfecare a materialelor, modificându-le favorabil

comportarea sub sarcini. Un exemplu foarte elocvent este cel prezentat de cenuşa

industrială. Cenuşa nedrenată se prezintă sub formă de vază inconsistenţă pe cînd cenuşa

drenată în pereţi verticali şi chiar în surplombe, este foarte rezistentă la sarcini şi şocuri.

Consolidarea deşeurilor sau a materialelor din barajele de formare a depozitelor

reprezintă elementul esenţial în asigurarea stabilităţii atât pe perioada de exploatare cât şi

după abandonare şi valorificarea terenurilor ocupate pentru depozitare.

Dimpotrivă, la deşeurile care nu se drenează gravitaţional, nu se poate conta pe

acest efect de consolidare, materialul rămânând timp îndelungat sub formă de vază

inconsistenţă, fără capacitate portantă. La aceste tipuri de deşeuri consolidarea nu se

poate realiza decît prin mijloace chimice, termice, amestec cu alte materiale cu propietăţi

opuse (necoezive) etc.

Măsurile de drenare recomandabile pentru toate tipurile de depozite ca şi pentru

barajele de formare a acestora sunt: saltelele, benzile şi şliţurile filtrante unice sau

combinate între ele, puţurile de drenare de tipul celor absorbante şi autodeversante,

şanţurile de drenare sau alte elemente naturale ale amplasamentului legate la sistemele de

drenare şi de evacuare a apei drenate.


132

Aplatisarea pantei generale a haldei şi crearea de banchete de lăţimi mari (20

m, 50 m sau 100 m), amplasate la diferite înălţimi, prezintă eficienţă mult mai redusă

decît în cazul drenajelor şi au dezavantaje economice importante (micşorarea capacităţii

şi deci a timpului de depozitare în acelaşi amplasament, necesitatea unor noi

amplasamente).

Prevederea de banchete de lăţimi mari pentru taluzul exterior al depozitelor

prezintă eficienţă în special în cazul celor drenate.

Pentru cazul depozitelor nedrenate, toate aceste măsuri (de aplatisare a pantei

generale, prevederea de banchete de lăţimi mari etc) nu prezintă eficacitate şi siguranţă

din cauza instabilităţii locale permanente dată de curentul de infiltraţie pe taluz, din cauza

pericolului lichefierii deşeurilor nedrenate, în caz de cutremure sau de încărcări

suplimentare cu apă. Instabilitatea locală se poate transforma în orice moment în

instabilitate generală.

În multe cazuri, panta taluzului exterior a depozitelor, rezultată din calculul de

verificare a stabilităţii, trebuie îndulcită datorită condiţiilor impuse de valorificarea

terenurilor ocupate pentru depozitare sau de condiţiile de încadrare a acesteia în

ansamblul zonei, ceea ce favorizează stabilitatea ansamblului depozitului.

În ceea ce priveşte influenţa barajului de amorsare asupra stabilităţii depozitelor,

analiza efectuată asupra unei serii de cazuri a unor depozite realizate după sistemul spre

amonte sau spre aval, cu diguri de amorsare de înălţimi diferite în raport cu înălţimea

totală a depozitului, rezultă următoarele concluzii.

La depozite cu înălţime mică şi medie (H<30 m), dimensiunile digurilor de

amorsare au influenţă mare asupra stabilităţii lor.

La depozite înalte şi foarte înalte, dimensiunile digurilor de amorsare influenţează

relativ puţin valoarea coeficientului de siguranţă la stabilitate generală a depozitelor

drenate.

Mărirea exagerată a digurilor de amorsare la multe tipuri de depozite drenate aduc

prejudicii economice prin investiţii iniţiale mai mari şi lungirea timpului de lucru.


133

8.2.2. Măsuri funcţionale

Dintre măsurile funcţionale şi de exploatare cunoscute şi aplicate pînă în prezent,

cele mai eficiente sunt:

a) Asigurarea colectării şi evacuării apelor provenite din precipitaţii, a izvoarelor

sau a altor surse din bazinul hidrografic aferent depozitelor pentru a nu încărca

depozitele şi instalaţiile de drenare a acestora cu sarcini suplimentare, pentru a

preveni eventualele deversări şi şiroiri peste digurile de formare atît în timpul

exploatării cît şi după abandonarea şi valorificarea terenurilor ocupate;

b) Asigurarea unei înălţimi constante de apă deasupra deşeurilor depozitate în

vederea unei bune decantări, evacuării continue a acestor ape, prin puţuri şi

conducte de evacuare bine concepute şi întreţinute;

c) Urmărirea aducerii, distribuţiei şi sedimentării organizate a amestecului

hidraulic apă – deşeu, în vederea obţinerii unor caracteristici geo-mecanice

impuse de condiţiile de asigurarea stabilităţii, a drenării şi a execuţiei digurilor

de formare a depozitului;

d) Urmărirea, controlul şi execuţia digurilor de înălţare a depozitelor, a

drenajelor aferente acestora, pegătirea minuţioasă şi din timp a lucrărilor de

depozitare pentru iarnă ca şi a lucrărilor de abandonare şi de valorificare a

teritoriilor ocupate.

Din cele prezentate rezultă câteva idei importante la alegerea măsurilor de mărire

a stabilităţii depozitelor şi anume:

a) Principalul element care condiţionează stabilitatea depozitelor drenate îl

constituie calitatea drenării, un drenaj bun menţinând suprafaţa liberă de

infiltraţie cît mai departe de taluzul aval al haldelor; schimbarea poziţiei

suprafeţei de infiltraţie (curbei de depresie) duce la modificarea mărimii

forţelor active şi pasive, ceea ce are drept urmare schimbarea raportului dintre

forţele de stabilitate şi cele de răsturnare.

b) Depozitele drenate se pot realiza cu materiale locale sau din depozit,

necesitînd investiţii iniţiale reduse; depozitele nedrenate nu pot fi realizate


134

decît cu diguri-baraje dimensionate pentru a prelua presiunea dată de

amestecul apă-deşeu, corespunzător etapelor de dezvoltare ale depozitului.

c) Aplicarea unor măsuri de tipul îndulcirii pantei taluzului exterior, creării de

mari berme pe aceste taluzuri, nu sunt eficiente decât în cazul depozitelor

drenate şi prezintă inconvenienţe economice importante;

d) Aplicarea riguroasă a măsurilor funcţionale de exploatare constituie o condiţie

esenţială pentru asigurarea stabilităţii depozitelor pentru depozitarea

deşeurilor.


135

8.2.3. Consolidarea cu fluid dens a digului aval compartimentul 1

În momentul punerii în funcţiune a staţiei de preparare fluid dens s-a trecut la

executarea unui proiect al ISPE pornit din anul 2002 cu „Studiul privind fundamentarea

soluţiei de consolidare a taluzului de închidere a depozitului valea Mânăstirii„.

Astfel conform desenelor prezentate în SLOPE s-a trecut la depunerea unui strat

de fluid dens peste digul de închidere a văii, aferent compartimentului 1, între cotele

133,00 ÷ 164,50 mdMB Pentru cazul drenajului funcţional la 50% din capacitate, din calculele SLOPE se

observă o îmbunătăţire a condiţiilor de stabilitate prin deplasarea suprafeţei de alunecare

spre amonte pentru un nou factor de stabilitate minim, dar uşor superior celui dinaintea

consolidării. Graficele din figurile 8-1 şi 8-2 exemplifică cele două cazuri.

Fig.8-1 Secţiune prin compartimentul 1, fără consolidare dig, cota finala fluid dens

202m, Factor de stabilitate 1,608


136

Fig.8-2 Secţiune prin compartimentul 1, cu consolidare dig, cota finala fluid dens 202m,

Factor de stabilitate 1,805 regăsit într-o nouă zonă de alunecare aflată spre amonte


137

8.2.4. Amplasarea de drenuri verticale continuate cu drenuri orizontale

Pentru a scădea nivelul apei subterane în depozit se propune construirea unei noi

reţele de drenuri verticale începînd de la cota 179-180m, care apoi vor fi unite printr-o

nouă reţea de drenuri orizontale dispuse conform desenului din figura 8-3.

Fig.8-3 Propunere de amplasare a drenurilor verticale în depozit

Drenurile orizontale au fost considerate a fi amplasate la cotele 179m, 185m,

191m şi 197m, cîte două la fiecare cotă. A fost amplasat un prim dren în amonte de digul

compartimentului 1 la o distanţă de 70m faţă de acesta. Al doilea dren a fost amplasat la

40m în interiorul depozitului faţă de primul dren. Astfel au rezultat un total de 8 drenuri

care sunt amplasate începînd din momentul depunerii fluidului dens.

Drenurile se vor amplasa între cotele 179 m şi 202 m cu scopul de a menţine linia

apei subterane cît mai aproape de linia 179 m. Pe măsură ce se ridică cota depunerilor de

fluid dens se va ridica şi cota drenurilor verticale.

Drenurile orizontale se vor amplasa la jumătatea distanţelor dintre drenurile

verticale astfel încît să se obţină un efect uniform asupra nivelului apei subterane, fără a

crea zone unde apa să circule în mod preferenţial cu viteze mult superioare faţă de apa

din alte zone, ceea ce ar putea destabiliza depozitul în timp.


138

Fig.8-4 Vedere în plan cu depozitul Valea Mănăstirii şi amplasarea drenurilor

verticale şi direcţia drenurilor orizontale

Pentru a lua în calcul influenţa drenurilor noi asupra factorului de stabilitate, s-a

considerat că acestea influenţează nivelul apei subterane reducîndu-l considerabil în

apropierea locaţiilor drenurilor. Astfel s-a considerat că nivelul apei subterane variază în

funcţie de distanţa la care sunt amplasate drenurile faţă de digul de bază al

compartimentului 1. S-au considerat pentru analiza stabilităţii 4 cazuri în care distanţa

între piciorul digului spre amonte la cota realizării drenului variază astfel:

- Cazul 1: 0 m. Dren lipit de piciorul digului spre amonte.

- Cazul 2: 8 m. Dren amplasat la 8m faţă de piciorul digului spre amonte.

- Cazul 3: 16 m. Dren amplasat la 16m faţă de piciorul digului spre amonte.

- Cazul 4: 25m. Dren amplasat la 25m faţă de piciorul digului spre amonte.

În cele 4 cazuri nivelul apei subterane a fost considerat în consecinţă, fiind mai

ridicat în cazul 1 şi mai scăzut în cazul 4.


139

Fig.8-5 Amplasarea drenurilor în cazul 4, la distanţa cea mai mare faţă de digul

compartimentului 1 şi poziţia curbei de depresie a apei subterane Tabel 8-1

Factor de stabilitate la cota finală fluid dens 202 m După montarea drenurilor noi verticale şi orizontale



Caz Distanţa faţă de picior dig Ordinary Bishop Janbu Morgenst

ern-Price Spencer General Limit

Equilibrum 1 0 1,675 2,561 2,37 2,566 2,566 2,566 2 8 1,743 2,622 2,417 2,644 2,644 2,627 3 16 1,808 2,678 2,46 2,683 2,683 2,682 4 25 1,898 2,735 2,509 2,76 2,739 2,739

Din tabelul de 8-1 se observă că după instalarea unor drenuri verticale şi

orizontale noi începînd de la cota 180 m odată cu depunerea sub formă de fluid dens, cu

cît distanţa amplasării drenurilor orizontale faţă de digul de bază este mai mare, cu atît

creşte factorul de stabilitate. În figura 8-6 se observă că în nici unul din cazurile

considerate factorul de stabilitate nu scade sub valoarea 1,5 pentru nici una din metodele

de calcul.


140

Fig.8-6 Valorile factorului de stabilitate în funcţie de distanţa amplasării drenurilor

orizontale faţă de digul de bază


141

8.2.5. Consolidarea cu fluid dens a zonei cotei 164,5m pînă la baza digului de

fluid dens spre cota 202 m

În urma calculelor, s-a constatat o situaţie post cutremur care pune în pericol

omogenitatea depozitului şi comportarea sa unitară în timp. Chiar şi după un cutremur de

intensitate şi durată redusă, în zona cotei 164,5 m unde apa subterană este la adîncimea

minimă faţă de suprafaţa liberă a terenului, s-a constatat o situaţie în care deplasările din

timpul cutremurului au condus la o creştere spre suprafaţă a nivelului apei subterane

conform figurii 8-7.

Pentru a evita această situaţie negativă, se propune depunerea unui strat de fluid

dens la cota 164,5m după dimensiunile şi caracteristicile din figurile 8-8 şi 8-9. Au fost

propuse depuneri în 4 straturi succesive la o distanţă spre amonte suficient de mare pentru

a nu influenţa negativ capătul superior al suprafeţei de alunecare din aval, dar suficient de

aproape de capătul inferior al suprafeţei de alunecare din amonte astfel încît fluidul dens

să acopere o parte din această suprafaţă, rezultînd o influenţă pozitivă.

În tabelul 8-2 se prezintă rezultatele unei simulări cu 4 depuneri succesive de fluid

dens începînd de la cota 164,5 în trepte de 2,5m 3m 2m şi 2m pentru care s-a calculat

factorul de stabilitate înainte şi post cutremur.

Fig.8-7 Zonă unde apa subterană atinge suprafaţa liberă


142

Tabel 8-2

Factor de stabilitate la cota 202 m Înainte de cutremur/După cutremur

Metoda de calcul > Echilibrul momentelor Echilibrul

forţelor Echilibrul forţelor şi momentelor

Nr. crt.

Cote consolidări Ordinary Bishop Janbu Morgenstern-Price

1 167 1,559/1,552 2,161/2,158 1,973/1,97 2,156/2,153 2 170 1,595/1,594 2,344/2,342 2,134/2,095 2,351/2,350 3 172 1,599/1,598 2,424/2,422 2,158/2,157 2,430/2,428 4 174 1,648/1,646 2,488/2,487 2,208/2,207 2,494/2,493

Fig.8-8 În zona în chenar roşu se propune depunere fluid dens în trepte

Fig.8-9 Patru trepte propuse pentru depunerea de fluid dens pornind de la cota 164,5m


143

Fs înainte de cutremur Fs după cutremur Fig. 8-10 Factorul de stabilitate pentru cele 4 etape de consolidare propuse

Din graficele de mai sus se poate observa că există un efect pozitiv ca urmare a

consolidărilor de la cota 164,5m prin mărirea factorului de stabilitate a depozitului spre

valoari între 2 şi 2,5. În cadrul unui proiect viitor se poate analiza şi dimensiona varianta

optimă de consolidare prin depunerea de fluid dens sub forma unor terasamente în trepte

cu diguri de formare din material stabil (ex . argilă).


144

9. PROGNOZA COMPORTĂRII DEPOZITULUI VALEA MĂNĂSTIRII ÎN TIMP, PE DURATA DE VIAŢĂ DE 27 DE ANI A DEPUNERII ÎN FLUID DENS

Pe baza calculelor efectuate cu modulele de programe prezente în pachetul Geo-

Slope s-a realizat o simulare a comportării în timp asupra depozitului de zgură şi cenuşă

de la CET Craiova 2, în perioada de 27 de ani ce urmează a fi ocupată de către depunerea

exclusivă a reziduurilor solide de la arderea cărbunilor sub formă de fluid dens, material

care nu mai prezintă apă în exces. Perioda de analiză a început de la PIF instalaţie fluid

dens în 2009.

Au fost realizae numeroase simulări şi calcule verficatoare prin variaţia uşoară a

parametrilor de intrare şi a ipotezelor simplificatoare pentru a verifica sensibilitatea

modelului matematic şi a dimensiona corect depozitul în Slope astfel încît să putem

obţine rezultate posibil a fi interpretate în realitate.

Depunerea de fluid dens se realizează unifrom în toată suprafaţa depozitului pe

parcursul unui an, iar astfel vom avea o creştere a grosimii depunerii pe verticală de

aproxiamtiv 0,8m/an. Pornind de la cota 180 m în anul 2009 se va ajunge la cota 202 m în

anul 2036. După cum era de aşteptat, factorul de stabilitate calculat scade în timp de la an

la an pentru toate cele 6 metode de calcul folosite.

Calculele arată că la o supraînălţare cu dig din fluid dens realizată odată la 3-4

ani, digul realizîndu-se chiar în apropierea crestei digului anterior, factorul scade brusc,

dar nu semnificativ, rezultînd un grafic cu cîteva zone în trepte. Depunerea de fluid dens

în spatele fiecărui dig de supraînălţare nu contribuie cu un ordin de mărime superior la

scăderea factorului de stabilitate. Totuşi se observă o scădere de la an la an, ceea ce poate

cauza probleme depozitului dacă nu se respectă regimul absenţei apelor deversate în

depozit în perioada de 27 de ani şi nu se intervine cu măsuri compelmentare care să

forţeze coborîrea curbei apei subterane prezentă în masivul de zgură şi cenuşă deja depus.

Apariţia unui cutremur de amplitudine maximă redusă considerabil sub valoarea

de 0,16g nu pune probleme de cedare nici în anul 27 sau ulterior acestuia cînd se

preconizează închiderea depozitului la cota finală de 202m.


145

Fig.9-1 Calcul privind evoluţia factorului de stabilitate la Depozitul Valea Mănăstirii de la CET Craiova 2, din anul 2009 de la începerea depunerii fluidului dens, pînă în

anul 2036

Din calculele realizate s-a observat că menţinerea apei subterane la nivel ridicat şi

apariţia unui cutremur de amplitudine maximă 0,16g sau mai mare sunt cele mai mari

ameninţări asupra stabilităţii depozitului. În acest sens măsurile de ridicare a gradului de

siguranţă au fost propuse pentru a ameliora stabilitatea lui la aceşti doi factori. De

asemenea se recomandă desfinţarea celor 3 conducte (0,50 m diametru) pentru evacuarea

hidraulică de zgură şi cenuşă menţinute în rezervă pe estacada existentă între centrală şi

depozit pentru a elimina posibilitatea evacuării periodice a reziduurilor solide sau lichide

în depozit. Celelalte 3 conducte de fluid dens (12-15cm diametru) existente pe aceeaşi

estacadă vor fi singurele care vor putea fi folosite la evacuarea reziduurilor, două dintre

ele putînd acoperi funcţionarea centralei la capacitatea nominală, cea de a treia fiind în

rezervă.

Pentru a menţine factorul de stabilitate la alunecare la valori rezonabil şi relativ

ridicate faţă de valoarea limită de 1 au fost propuse mai multe metode de îmbunătăţire a

situaţiei în viitor:


146

- amplasarea unor drenuri verticale şi orizontale noi

- consolidarea cu fluid dens a cotei 164,5m

O altă metodă ce ar putea folosi beneficiarului este calcularea periodică

(săptămînal, lunar) a factorului de stabilitate în funcţie de valorile de intrare reale

măsurate în depozit: nivelul apei subterane în puţurile piezometrice, densitatea fluidului

dens depus în depozit, tasările şi deformaţiile materialului depus, etc. Astfel beneficiarul

ar putea să observe singur evoluţia şi tendinţa factorului de stabilitate cît şi valoarea sa

reală.

După atingerea cotei de 202 m şi închiderea definitivă a depozitului vor trebui

întreprinse măsuri pentru readucerea pe cît posibil a terenului la folosinţa sa naturală prin

acoperirea cu pămînt, realizarea unei pajişti sau a unei păduri, amplasarea de panouri

solare, după ce tasarea nu mai prezintă o problemă etc. De asemeni se vor menţine în

funcţiune elemente de UCC pentru monitorizarea ulterioară a eventualelor probleme

legate de deplasări în depozit.

Peste cota 202 m nu se recomandă depunerea nici unui reziduu de la centrală.

Dacă va fi necesar, se va identifica şi folosi un nou teren în apropierea centralei pentru

construirea unui nou depozit de reziduuri, ţinînd cont de legislaţia în vigoare la data

proiectării lui cît şi de caracteristicile îmbunătăţite ale reziduurilor care vor putea fi

depozitate folosindu-se progresul tehnologic acumulat pînă la atingerea cotei finale

202m.


147

10. CONCLUZII ŞI RECOMANDĂRI

Contribuţii în cadrul lucrării

În teza de doctorat s-au studiat efectele pe care noua tehnologie a fluidului dens

aplicată pentru evacuarea zgurii şi cenuşii rezultate din funcţionarea Centralelor

Termoelectrice le are asupra stabilităţii depozitelor de zgură şi cenuşă.

Concluziile sunt fundamentate pe un studiu de caz real, respectiv depozitul de

zgură şi cenuşă al CET Craiova 2 unde noua tehnologie se aplică din anul 2009. Pe baza

datelor din teren şi a prognozei depunerilor de fluid dens în depozit pe o perioadă de 27

de ani se analizează evoluţia factorului de stabilitate al depozitului în diverse scenarii de

exploatare şi funcţionare şi măsurile structurale care se impun pentru încadrarea

factorului de stabilitate în limitele general acceptate.

Concluziile formulate în studiul de caz sunt aplicabile şi la alte mari depozite de

zgură şi cenuşă ale CET la care se foloseşte tehnologia fluidului dens. De fapt această

tehnologie devine obligatorie şi în România de la sfîrşitul anului 2013 conform Tratatului

de aderare la UE.

România prezintă numeroase depozite mari de zgură şi cenuşă aferente centralelor

mari pe cărbune cum sunt Rovinari, Turceni, Işalniţa, Craiova 2 dar şi altele mai mici.

Avînd în vedere problemele de mediu pe care le generează întreţinerea şi exploatarea

acestor depozite, în perioada 2002-2006 au fost pornite mai multe studii pentru trecerea la

exploatarea lor prin depunerea reziduurilor rezultate din arderea cărbunelui sub o formă

numită fluid dens care se solidifică la 24 de ore de la depunerea în depozit.

La nivelul anilor 2011-2012 erau mai multe investiţii în derulare sau finalizate

pentru instalaţii de preparare transport şi evacuare fluid dens la CET SUD Timişoara,

Rovinari, Turceni, Işalniţa, Craiova 2 etc.

În România nu există experienţă în exploatarea unor depozite de fluid dens depus

nou înfiinţat sau cu depuneri de fluid dens peste un depozit de zgură şi cenuşă existent.

Prezenţa fluidului dens poate rezolva problemele de mediu, dar nu rezolvă problemele

cauzate de prezenţa în continuare a apei subterane în surplus. În cazul depozitelor

existente, depunerile în tehnologia fluid dens nu elimină riscul apariţiei în continuare a


148

unor volume de ape subterane excesive care ar necesita recircularea înapoi la centrală a

apei în exces. Apa evacuată la opririle accidentale a instalaţiilor de fluid dens, dar şi la

pornirea şi oprirea lor se va infiltra în depozit şi va ridica nivelul apei subterane la valori

semnificative care impun prevederea unor măsuri de drenare a lor.

În teză a fost elaborată o schemă de calcul bazată pe modulele Slope, Quake,

Sigma, Seep din programul Geostudio ale cărei avantaje sunt:

- poate fi uşor modificată şi adaptată fiecărui caz de depozit existent sau viitor;

- poate suferi adăugări sau restrîngeri ale etapelor intermediare;

- necesită realizarea unui efort iniţial pentru dimensionare, dar apoi utilizarea sa

periodică devine prietenoasă şi neconsumatoare de timp;

- înainte de fiecare etapă a depunerii fluidului dens se pot verifica în avans mai

multe metode de depozitare oferite de flexibilitatea şi disponibilitatea diferitelor

compartimente existente.

Importanţa acestei lucrări rezultă din faptul că schema logică de calcul propusă

poate fi folosită direct de beneficiar, nu numai de proiectant, pentru urmărirea evoluţiei

depozitului de fluid dens şi identificarea în acest mod a zonelor cu risc crescut de

pierdere a stabilităţii taluzelor. Astfel beneficiarul poate folosi programul suplimentar pe

lîngă activitatea curentă de urmărire a comportării construcţiei (UCC) pentru a calcula în

timp real evoluţia tasărilor, nivelul apei subterane, factorul de stabilitate în condiţii

statice, comportarea la cutremur, factorul de stabilitate post-cutremur, evoluţia diferiţilor

parametri în secţiunea de calcul etc.

Calculele efectuate în diverse scenarii de supraînălţare a depozitului de zgură

CET Craiova 2 au pus în evidenţă necesitatea unor măsuri constructive generale

aplicabile la aceste tipuri de depozite pentru încadrarea lor în limitele de risc de cedare

acceptabile, respectiv:

- menţinerea nivelului scăzut al apelor subterane în depozite prin sisteme adecvate

de drenaj (drenuri verticale, drenuri orizontale etc.);

- consolidarea cu fluid dens a unor zone cu risc crescut de alunecare, mai ales după

producerea unui cutremur major;

- optimizarea depunerilor pe baza calculării periodice a coeficientului de stabilitate

folosind date de intrare reale măsurate în depozit.


149

Direcţii de continuare a cercetărilor în domeniu

Studiul stabilităţii taluzelor depozitului în cadrul prezentei lucrări s-a făcut în

secţiune transversală, calcul bidimensional. Analiza tridimensională este o dezvoltare

logică în perspectivă care va permite modelarea matematică cu acurateţe crescută a

comportării reale a depozitelor de zgură şi cenuşă.

Stadiul incipient de aplicare a tehnologiei fluidului dens a impus ca unele date de

intrare (unghiuri de frecare internă, greutăţi volumetrice etc.) să fie asimilate din

literatură. Monitorizarea în următorii ani a comportării acestor tipuri de depozite de zgură

şi cenuşă realizate cu fluid dens va conduce la creşterea încrederii şi validarea rezultatelor

obţinute pînă în prezent pe bază de back-analysis (post-analize) folosind date reale din

monitorizarea comportării acestor lucrări. De real interes în acest sens se menţionează

variaţia în timp a unghiului de frecare internă, a greutăţii volumetrice, a modulului de

compresibilitate a materialelor depuse cu tehnologia fluidului dens.

Realizarea unei bănci de date privind comportarea în exploatare a depozitelor de

zgură şi cenuşă realizate cu tehnologia fluidului dens, prelucrarea datelor obţinute din

monitorizarea comportării lor cu stabilirea unor legi de comportare vîsco-elasto-plastice

pentru materialele depuse va constitui în viitor baza pentru perfecţionarea metodelor de

evaluare a siguranţei în exploatare a acestor lucrări.

2012

Ing. Cristian Popescu


150

11. BIBLIOGRAFIE

• Pietraru Janeta – „Halde pentru depozitarea şlamurilor, cenuşilor, zgurilor, sterilelor

şi deşeurilor menajere”, Ed. Tehnică Bucureşti, 1982

• Dan Stematiu – „Iazuri de decantare – Managementul Riscului”, Ed. Matrix Rom

Bucureşti, 2002

• Dan Stematiu, Şt. Ionescu – „Siguranţă şi risc în construcţii hidrotehnice” – Ed.

Didactică şi Pedagogică Bucureşti, 1999

• Radu Prişcu – „Construcţii hidrotehnice” vol. 1+2, Ed. Didactică şi Pedagogică

Bucureşti

• A. Popovici – „Baraje pentru acumulări de apă” vol.1+2, Ed. Tehnică Bucureşti 2000-

2002

• Gheorghe Lăzăroiu – “Impactul CTE asupra mediului”, Ed. Politehnica Press

Bucureşti, 2005

• ISPE Bucureşti – „Studiu de fezabilitate CET Craiova II. Mărirea stabilităţii

depozitului de zgură şi cenuşă Valea Mănăstirii folosind tehnologia de preparare a

fluidului dens autoîntăritor de zgură şi cenuşă de elecrofiltru”, 2003

• Prof.univ.dr.ing. Eugeniu Luca – „Notă de însuşire a soluţiilor tehnice aplicate la

Studiul de fezabilitate CET Craiova II”, 2003

• Ing.Dumitru Gârdan, Ing.Laurenţiu Maier Ing.Nistor Bujdei, Ing.Maria Kozora –

„Soluţie modernă de management al deşeurilor solide din centralele pe cărbune; ISPE

Timişoara”

• Dr. Ing. Ioana Ionel – „Determinarea parametrilor optimi de transport la distanţă prin

conducte a şlamului dens. Aplicaţie pentru CET SUD Timişoara”, Universitatea

Politehnică Timişoara

• Ioana Ionel, Corneliu Ungureanu, Daniel Bisorca – „Termoenergetica şi mediul”,

Editura Politehnica Timişoara, 2006

• Roxana Pătraşcu – „Producerea energiei şi impactul asupra mediului în contextul

dezvoltării durabile”, Editura Politehnica Press Bucureşti, 2006


151

• Tiberiu Apostol, Adrian Badea, Cosmin Mărculescu – „Managementul sistemelor de

mediu”, Editura Politehnica Press Bucureşti, 2005

• Oana David, Ana-Maria Neagu – „Elemente de legislaţie a mediului în România”,

Editura Politehnica Press Bucureşti, 2009

• * * * - „Determinarea parametrilor optimi de transport la distanţa prin conducte a

şlamului dens – Aplicaţie pentru CET Sud Timişoara”, Universitatea Politehnică

Timişoara – Facultatea de Mecanică, 2008

• Andreia Pişta – „Contribuţii privind evaluarea şi modelarea transferului de poluanţi

de la depozitele de zgură şi cenuşă în sol şi pânza freatică – pentru evaluarea riscului

pentru sănătatea populaţiei”, Teză de doctorat – UPB Fac. Energetică, 2007

• UTCB – Catedra de construcţii hidrotehnice – „Normativ de proiectare, execuţie şi

evaluare la acţiuni seismice a lucrărilor hidrotehnice din frontul barat – revizuire NP 076-

2002”, Revizuire 2011, în curs de publicare în 2012

• Modelare în Geo-Slope – „Manuale de utilizare a programelor Slope, Sigma, Quake,

Seep”, Geo-Slope International Ltd, 2007

• Wikipedia – Accidente la depozite de zgură şi cenuşă din SUA, 2000, 2008, 2009

• Eugeniu Marchidanu – „Geologie pentru ingineri constructori cu elemente de

protecţie a mediului geologic şi geologie turistică”, Ed. Tehnică Bucureşt, 2005

• Mariana Craiu – „Statistică Matematică. Teorie si probleme”, Ed. Matrix Rom

Bucureşti, 1998

• ICOLD Bulletin 121, Committee on Tailings Dams and Waste Lagoons – “Tailing

dams. Risk of dangerous occurrences”, 2001

• Republic of South Africa; Department: Water Affairs and Forestry – “Best Practice

Guideline – Pollution control dams”, 2007

• United States Society on Dams – “Materials for Embankment Dams”, 2011

• ICOLD Bulletin – “Impervious geomembranes for dams”, 2005

• ICOLD Bulletin – “Guidelines for use of numerical models in dam engineering”

• ICOLD Bulletin – „Integrated flood risk management”, 2010

Date post:	31-Jan-2018
Category:	Documents
Upload:	phamdieu
View:	221 times
Download:	1 times

Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a...

Documents