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 -
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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]
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor 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;
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor 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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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;
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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;
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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;
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
30
Fig.3-3 Compartiment II, cota 252.00 mdM
Fig.3-4 Puţ deversor
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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)
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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)
Fig.3-8 DEPOZITUL DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ UTVIN
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)
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
35
Fig.3-9 DEPOZITUL DE ZGURĂ ŞI CENUŞĂ UTVIN
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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)
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi 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).
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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,
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
56
Fig.4-2 Forţe acţionînd asupra unei fîşii din o masă de alunecare
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
57
Fig.4-3 Forţe acţionînd asupra unei fîşii din o masă de alunecare
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
82
Fig.6-3 Amplasament depozit Valea Mănăstirii
(imagine din timpul depunerii hidraulice a zgurii şi cenuşii)
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
86
Fig.6-9 Schiţă depozit Valea Mănăstirii
cu prezentarea poziţiei secţiunii de calcul a digului de bază
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
89
- Curba de depresie considerată a fost definită în programul Slope cu o linie frîntă
ce urmăreşte linia drenurilor existente din depozit, dar se localizează la jumătatea
distanţei dintre fiecare dren şi suprafaţa liberă a terenului (drenuri funcţionale
50%).
- Curba de depresie considerată a fost definită în programul Slope cu o linie frîntă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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).
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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 momentelor
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Fig.7-5 Exemplu de factor de stabilitate la cota 185,6 m
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
100
Fig.7-6 Exemplu de factor de stabilitate la cota 191,2 m
Fig.7-7 Exemplu de factor de stabilitate la cota 196,8 m
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
103
7.4. Cazul 2 – Drenaj funcţional 50%
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.
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 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.
Calculele au fost efectuate fără a lua în considerare influenţa cutremurelor.
Fig.7-10 Linia piezometrică a apei subterane: în desen linia albastră
50% drenaj funcţional
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
104
Factor de stabilitate calculat pentru 50% drenaj funcţional Tabel 7-4
Factor de stabilitate
Cota în depozit
Echilibrul momentelor
Echilibrul forţelor Echilibrul forţelor şi momentelor
Nr. crt.
Cota [mdMB] Ordinary Bishop Janbu Morgenstern-
Price Spencer General Limit
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
105
Fig.7-11 Exemplu de factor de stabilitate la cota 180,8 m
Fig.7-12 Exemplu de factor de stabilitate la cota 185,6 m
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
106
Fig.7-13 Exemplu de factor de stabilitate la cota 191,2 m
Fig.7-14 Exemplu de factor de stabilitate la cota 196,8 m
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
107
Fig.7-15 Exemplu de factor de stabilitate la cota 202 m
Fig.7-16 Valorile factorilor de stabilitate pentru perioada de funcţionare a depozitului:
28 de ani - 50% drenaj funcţional
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
108
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.
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
109
7.5. Cazul 3 – Drenaj funcţional 0%
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.
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 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.
Calculele au fost efectuate fără a lua în considerare influenţa cutremurelor.
Fig.7-17 Linia piezometrică a apei subterane: în desen linia albastră
0% drenaj funcţional
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
110
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 0% drenaj funcţional Tabel 7-5
Factor de stabilitate
Cota în depozit
Echilibrul momentelor
Echilibrul forţelor Echilibrul forţelor şi momentelor
Nr. crt.
Cota [mdMB] Ordinary Bishop Janbu Morgenstern-
Price Spencer General Limit
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
111
Fig.7-18 Exemplu de factor de stabilitate la cota 180,8 m
Fig.7-19 Exemplu de factor de stabilitate la cota 202 m
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
112
Fig.7-20 Valorile factorilor de stabilitate pentru perioada de funcţionare a depozitului:
28 de ani - 0% drenaj funcţional
Din graficul de mai sus se pot trage cîteva concluzii:
- 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,
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
117
• Desenarea depozitului
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.
• Introducerea şi atribuirea caracteristicilor materialelor
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
• Definirea nivelului apei subterane
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
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 o dispunere pe nuanţe de culori
a solicitărilor verticale efective.
Fig.7-21 Vizualizarea reţelei de elemente finite
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
• Desenarea depozitului
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)
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
• Introducerea şi atribuirea caracteristicilor materialelor
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.
• Definirea nivelului apei subterane
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.
• Stabilirea condiţiilor de graniţă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
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 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)
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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 >
Echilibrul momentelor
Echilibrul forţelor Echilibrul forţelor şi momentelor
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
• 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 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.
• Introducerea şi atribuirea caracteristicilor materialelor
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-
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
127
presiunea apei din pori, astfel încît să reflecte comportarea infiltraţiei apei subterane cît
mai aproape de realitate.
• Stabilirea condiţiilor de graniţă
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.
• Afişarea rezultatelor
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Echilibrul momentelor
Echilibrul forţelor Echilibrul forţelor şi momentelor
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
140
Fig.8-6 Valorile factorului de stabilitate în funcţie de distanţa amplasării drenurilor
orizontale faţă de digul de bază
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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).
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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:
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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.
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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
Contribuţii la mărirea siguranţei în exploatare a depozitelor de zgură şi cenuşă
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