Doctoral Nr1!2!2011

BULETINUL ŞTIINŢIFIC

AL

UNIVERSITĂŢII TEHNICE DE CONSTRUCŢII

BUCUREŞTI

SERIE NOUĂ

No. 1-2- Iunie 2011

Disclaimer With respect to documents available from this journal neither T.U.C.E.B. nor any of its employees make any warranty, express or implied, or assume any legal liability or responsibility for the accuracy, completeness, or usefulness of any information, apparatus, product, or process disclosed. Reference herein to any specific commercial products, process, or service by trade name, trademark, manufacturer, or otherwise, does not necessarily constitute or imply its endorsement, recommendation, or favoring by the T.U.C.E.B. The views and opinions of authors expressed herein do not necessarily state or reflect those of T.U.C.E.B., and shall not be used for advertising or product endorsement purposes …………………………………………. …………………………………………. …………………………………………. Cu privire la documentele prezente în acest buletin, nici UTCB şi niciunul din angajaţii săi nu garantează, explicit sau implicit, şi nici nu îşi asumă vreo obligaţie legală sau responsabilitate pentru corectitudinea, caracterul complet sau utilitatea oricăror informaţii, aparate, produse sau procese prezentate. Orice referinţă care se face în documentul de faţă la produse comerciale, procese sau servicii, folosindu-se numele de marcă, numele producătorului sau altele de acelaşi tip nu constituie în mod necesar o susţinere, recomandare sau favorizare a acestora de către UTCB. Părerile şi opiniile autorilor, exprimate în documentul de faţă, nu reflectă în mod necesar părerile şi opiniile UTCB şi ele nu vor fi folosite pentru a face reclamă sau pentru a susţine vreun produs.

CUPRINS

RĂSPUNSUL SEISMIC AL STRUCTURII DE REZISTENŢĂ A TEATRULUI DE OPERETĂ ŞI A CLĂDIRII CORP ANEXE DIN CADRUL ANSAMBLULUI TEATRUL NAŢIONAL BUCUREŞTI............. 5

MIRCEA IEREMIA, VOICU DORDEA

METODE DE ANALIZĂ A INTERACŢIUNII STRUCTURĂ - TEREN .......................................................... 17

DANIELA DOBRE

METODE DE CALCUL PENTRU STUDIUL STABILITĂŢII STRUCTURILOR METALICE................... 25

CRISTINA ALEXANDRA TOPALĂ

ANALIZE COMPARATIVE PRIVIND ÎNCĂRCAREA DIN ACŢIUNEA ZĂPEZII PE ACOPERIŞURILE SENSIBILE LA ZĂPADĂ ÎN CONFORMITATE CU ULTIMELE TREI CODURI DE PROIECTARE DIN ROMÂNIA................................................................................................................................................................. 33

SORINA CONSTANTINESCU

STADIUL ACTUAL PRIVIND METODELE DE REDUCERE A EFECTELOR CIOCNIRILOR ............... 44

PANAGHIOTIS TRAGAKIS, MĂDĂLIN ILIESCU

SPECIFICUL DEPOZITĂRII CONTROLATE A DEŞEURILOR PROVENITE DIN INDUSTRIA DE GAZE ......................................................................................................................................................................... 55

CAMELIA MANOLIU

COMPARAŢII ÎNTRE METODELE DE ANALIZĂ PUSHOVER SPAŢIALE............................................... 62

ANDREI ZYBACZYNSKI

IMPERMEABILIZAREA PRIN INJECŢII DE CIMENT ÎN MASIVE DE ROCI STÂNCOASE, FISURATE. STUDIU DE CAZ: BARAJ GURA APELOR – RETEZAT........................................................... 70

LILIANA FLORENTINA FEDIUC (DUMITRU)

MODELAREA 3D A MONUMENTELOR ISTORICE ....................................................................................... 82

IOANA FETEA (DANCI)

APLICAŢIE A REGRESIEI LINIARE MULTIPLE ÎN EVALUAREA GLOBALĂ A PROPRIETĂŢILOR IMOBILIARE ........................................................................................................................................................... 89

IRINA ANA-MARIA MIHĂILESCU

REALIZAREA MODELELOR 3D VIRTUAL REALISTICE PENTRU LOCALITĂŢI ................................ 96

OCTAVIAN LAURENŢIU BALOTĂ

PROCEDURA TESTULUI DE FORFECARE DIRECTA LA SCARA MARE .............................................. 109

MIHAI BOBEI

REABILITAREA APELOR SUBTERANE CU CONŢINUT DE CROM HEXAVALENT COMBINAT CU HIDROCARBURI ALIFATICE CLORINATE .................................................................................................. 116

DĂNUŢ ILINA

DETERMINAREA INFLUENŢEI GRADULUI DE FUNCŢIONARE A SISTEMULUI DE IRIGAŢII GIURGIU – RĂZMIREŞTI ZONA A+C ASUPRA RANDAMENTULUI DE TRANSPORT AL APEI ...... 122

DIANA ELENA ALECU, FELICIA IONELA BUDEA

GESTIUNEA CALITATIVĂ A RESURSELOR DE APĂ DIN BAZINUL HIDROGRAFIC IALOMIŢA.. 132

MARIA LAZISCOVICI

EFECTUL LUCRĂRILOR DE REABILITARE ŞI MODERNIZARE ASUPRA ECONOMIEI DE APĂ ŞI ENERGIE DE POMPARE ÎN SISTEMUL HIDROTEHNIC DE IRIGAŢII TITU-OGREZENI................. 148

MARIN ZAMFIR

CERCETĂRI PRIVIND PROIECTAREA SISTEMELOR DE EPUISMENT PENTRU FUNDAŢII ADÂNCI, PE TERITORIUL MUNICIPIULUI BUCUREŞTI .......................................................................... 158

LAURA FLORINA CHEŢAN

INSTALAŢII DE EPURARE A LIXIVIAŢILOR PROVENIŢI DIN DEPOZITELE DE DEŞEURI MENAJERE............................................................................................................................................................ 172

VIORICA AVRAM

ULTRASONAREA NĂMOLULUI ORĂŞENESC CA METODĂ DE VALORIFICARE ENERGETICĂ PARŢIALĂ ............................................................................................................................................................. 180

IOANA BERCU

SIMULĂRI DINAMICE ALE INSTALAŢIILOR FRIGORIFICE SOLARE CU ABSORBŢIE.................. 186

CĂTĂLINA VASILESCU, DRAGOŞ HERA

SISTEME TERMICE INOVATIVE PENTRU CASE PASIVE ........................................................................ 192

GABRIEL IVAN, RĂZVAN CALOTĂ

Buletinul Ştiinţific al U.T.C.B. nr.1-2 / 2011 5

RĂSPUNSUL SEISMIC AL STRUCTURII DE REZISTENŢĂ A TEATRULUI DE OPERETĂ ŞI A CLĂDIRII CORP ANEXE DIN CADRUL

ANSAMBLULUI TEATRUL NAŢIONAL BUCUREŞTI

SEISMIC RESPONSE OF THE STRUCTURAL SYSTEM FOR OPERETTA THEATRE AND ANNEXES COMPONENTS OF THE NATIONAL

THEATRE IN BUCHAREST

Mircea IEREMIA1, Voicu DORDEA2

Rezumat: Prezenta lucrare urmăreşte consolidarea generală - pe partea de rezistenţă, şi optimizarea funcţională, tehnologică şi organizatorică - pe partea de arhitectură şi instalaţii, a două din cele patru corpuri de clădire ale complexului Teatrul Naţional: Corpul B - Anexe şi Corp C - Teatrul de Operetă (Sala Studio). Structurile de rezistenţă ale clădirilor s-au verificat prin calcul atât la solicitările gravitaţionale, cât şi la solicitările extraordinare (provenite din acţiunile seismelor de tip vrâncean caracteristice zonei Bucureştiului). Concluziile expertizei din anul 2006 prevedeau necesitatea elaborării unor proiecte de consolidare şi restructurare a elementelor constructive ale tuturor corpurilor de clădire. Pentru Corpul B şi Corpul C s-au elaborat calcule detaliate privind distribuţia eforturilor în elementele de rezistenţă, folosind programe speciale de calcul pentru analizele numerice statice şi dinamice realizate în două etape: constructiile existente cu structura proiectată în anii ’60 şi construcţiile corpurilor de clădire după consolidare şi remodelare. Sunt prezentate rezultatele obţinute pentru deplasările relative de nivel, deplasările absolute, perioadele proprii de vibrare, participarea în vibraţie a masei construcţiilor.

Cuvinte cheie: operetă, consolidare, calcul numeric, valori, vectori proprii, deplasare relativă

Abstract: This paper aims at the seismic retrofitting - for structural perspective and at functional, technological and organizational optimization - for arhitectural and building services perspective, of two buildings belonging to the National Theatre assembly: Section B - Annexes and Section C - Operetta Theatre (Studio Hall). The stress structures of the buildings were checked by computing both the gravitational and seismic loads (Vrancea earthquake type characteristics for Bucharest). The expert assessment developed in 2006 foresaw the need for consolidation and retrofitting projects for stress structures of all the buildings. For Section B and Section C were developed detailed calculations on the distribution efforts and stresses of the resistance elements, using special computer programs for static and dynamic numerical analysis carried out in two stages: the structure of existing buildings and the retrofitted buildings. Results are presented for drifts, displacements, periods of vibration, mass participation.

Keywords: operetta, retrofitting, numerical analyse, eigenvalues and eigenvectors, drift

1. Introducere

1.1. Scurt istoric În anul 1834 ia fiinţă Societatea Filarmonică, la iniţiativa lui Ion Heliade Rădulescu şi Ion Câmpineanu, societate care peste numai 2 ani, adică in anul 1836, avea să cumpere Hanul Câmpinencii pentru a construi clădirea Teatrului Naţional. 1 Prof. dr. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Hydrotechnical Faculty), e-mail: [email protected]. 2 Ing., (Eng.), S.C. CONSTRUCT DESIGN '97 IMPEX S.R.L. Bucureşti, e-mail [email protected] Referent de specialitate: Prof. asociat.dr.ing. Emil Voiculescu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)

6 Buletinul Ştiinţific al U.T.C.B. nr.1-2 / 2011

În anul 1840, Domnitorul Alexandru Ghica aprobă proiectul şi este ales planul arhitectului vienez Heft. Clădirea, construită în stil baroc, va exista până în anul 1944,când va fi bombardată în unul din raidurile aeriene germane.

20 Decembrie 1973 - este inaugurată noua clădire a Teatrului Naţional cu trei săli de spectacol: Sala Mare, Sala Mică şi Sala Atelier. Proiectul iniţial (1964-1973) a fost semnat de arhitecţii Horia Maicu, Romeo Belea, Nicolae Cucu, iar structura de rezistenţă de inginerul Alexandru Cişmigiu. Arhitectura clădirii se înscria în modernismul anilor '60, dar a rămas neterminată la exterior. După incendiul din anul 1978 la Sala Mare va fi remodelata, atât la exterior, cât şi la interior; în urma modificărilor a apărut o nouă sală, Sala Amfiteatru.

2.1. Obiectivul proiectului de consolidare a Ansamblului TNB

Prin prezentul proiect se doreşte ca Ansamblul instituţional Teatrul Naţional "I. L. Caragiale" Bucureşti să se alinieze noilor norme de siguranţă şi stabilitate în exploatare, printr-o consolidare generală, pe partea de rezistenţă, precum şi o optimizare funcţională, tehnologică şi organizatorică pe partea de arhitectură şi instalaţii.

Structurile de rezistenţă ale clădirilor ce alcătuiesc ansamblul Teatrul Naţional din Bucureşti, s-au verificat prin calcul atât la solicitările gravitaţionale, cât şi la solicitările extraordinare (solicitari provenite din acţiunile seismelor de tip vrâncean caracteristice zonei Bucureştiului).

Expertiza elaborată în anul 2006 s-a referit la toate corpurile de clădire ale complexului Teatrului Naţional:

- Corpul A1( Sala mare) si Corpul A2 (Turnul scenei);

- Corpul B (Anexe – birouri, ateliere, depozite);

- Corpul C (Sala Studio, actualmente Teatrul de Operetă);

- Corpul D (Corp Anexe tehnice, centrala termică, etc.).

Concluziile expertizei prevedeau necesitatea elaborării unor proiecte de consolidare şi restructurare a elementelor constructive ale corpurilor de clădire.

In consecinţă s-au elaborat calcule detaliate privind distribuţia eforturilor în elementele de rezistenţă ale corpurilor folosind programe speciale de calcul în care au fost implementate caracteristicile specifice fiecărului corp în parte (dimensiuni, sarcini, nivele).

Fig. 1. Geometria structurii şi modelul de calcul pentru situaţia existentă


Fig. 2. Geometria structurii şi modelul de calcul pentru situaţia propusă

Analizele numerice statice şi dinamice au fost făcute în două etape:

a. constructiile existente cu structura de rezistenţă avută în vedere la proiectarea din anii ’60 (corpurile B si C) precum si structura de rezistenţă a corpurilor A1 si A2 aşa cum au fost ele modificate în anul 1983;

b. construcţiile corpurilor de clădire după elaborarea proiectelor de consolidare şi remodelare executate în anii 2009 si 2010.

Trebuie să menţionăm faptul că odată cu execuţia lucrărilor din anul 1983, clădirea corpului A1 a suferit modificări importante care au condus la o distribuţie a eforturilor complet diferită faţă de cea avută în vedere iniţial in anii ’60. De asemenea lucrările din anul 1983 au supraîncărcat structura de rezistenţă a parcajului subteran adiacent corpului A1 al Teatrului National, situaţie care contravine normelor elementare de proiectare şi dimensionare a construcţiilor care au fost în vigoare la acea data şi care în prezent sunt şi mai restrictive.

2. Conţinutul lucrării

2.1. Verificarea de rezistenţă şi stabilitate a Corpului Anexe

Corpul B - corpul Anexe se desfăşoară pe o suprafaţă de 47mx54m, având un subsol general, parter si 6 nivele (S+P+6E). Cota subsolului general se află la -6.70m şi cota superioară maximă se află la +25.50m, aceasta fiind cota aticului.

Funcţiunile existente: Corp tehnic cuprinzând: cabine actori si cabine de figuraţie, săli de repetiţii, depozite, ateliere, vestiare, grupuri sanitare, galerie de manevră decoruri, birouri personal administrative, holuri acces personal.

Funcţiunile propuse: Corp tehnic cuprinzând funcţiunile existente în cadrul perimetrului pe diverse nivele precum şi o sală polivalentă de 200 locuri amplasată la cota -1,00 - cota parterului şi o sală de spectacol de 286 locuri situată la cota +5,50, accese, holuri şi foaiere public, două scări suplimentare pentru deservirea noilor funcţiuni.

Se propune reamplasarea unor spaţii în cadrul aceluiaşi volum. Ultimul nivel rămâne situat la cota +18,00, iar planşeul acoperiş la cota +22,65m.


2.1.1. Situaţia existentă Corpul B -Anexe este corpul central al ansamblului TNB.

Fundaţiile corpului B - sunt fundaţii de adâncime, adâncimea de fundare fiind la cota -10.00m; fundare directă de tip tălpi continue pentru cadrele longitudinale la care stâlpii sunt la distanta de 3.00m (şirurile a, c, f, i), si fundaţii izolate pentru restul cadrelor de pe şirurile b, d, e, g si h.

Betonul folosit la blocurile de fundare este beton simplu cu marca B75 (C4/5), iar betonul pentru cuzineţi si tălpile armate B150 (C8/10); betonul de egalizare are marca B25.

Sistemul constructiv este alcătuit din cadre din beton armat, pe cele două direcţii, rigidizate în plan orizontal cu planşee din b. a. cu o grosime de 10cm în general, pe alocuri grosimea fiind de 12cm, respectiv 20cm.

Cadrele transversale au o dispunere relativ neomogenă, deschiderile fiind inegale, respectiv secţiunile utilizate la stâlpi si grinzi fiind diferite de la ax la ax. Pe cealaltă direcţie, cea longitudinală, stâlpii de cadru sunt la distanta de 3.00m interax, având în mare parte aceleasşi secţiuni pentru toate deschiderile. Pereţii interiori si închiderile perimetrale sunt realizate din cărămida plină presată.

Stâlpii au secţiunea aproape constantă pentru cadrele longitudinale "a"-"i":

- şirul "a"-50x60cm; şirul "b"-75x90cm; şirul "c"-50x100cm; şirul "d"-30x50cm; şirul "e"-30x50cm; şirul "f" - 50x100cm; şirul "g" - 80x80cm; şirul "h" - 50x40cm; şirul "i" - 50x60cm.

Grinzile ce formează cadre transversale au lungimi şi secţiuni diferite de la o deschidere la alta:

- între şirurile "a" si "b" lungimea L=7.05m si secţiunea 30x50cm;

- între şirurile "b" si "c" lungimea L=7.55m si secţiunea 30x50cm;

- între şirurile "c" si "f" lungimea L=15.00m si secţiunea 30x100cm;

- între şirurile "f" si "g" lungimea L=7.05m si secţiunea 30x50cm;

- între şirurile "g" si "h" lungimea L=7.05m si secţiunea 30x50cm;

- între şirurile "h" si "i" lungimea L=7.05m si secţiunea 30x50cm.

2.1.2.Situaţia propusă În urma refuncţionalizării spaţiilor, prezentul corp va suferi următoarele modificări structurale pe cote de nivel:

- Cota -6.70m - la nivelul fundaţiilor nu apar modificări majore, decât 5 fundaţii noi pentru preluarea încărcărilor pereţilor introduşi. Aceste fundaţii se află pe colţurile clădirii pe axele 15 si 33, între şirurile "a"-"b"si "h"-"i". In restul cazurilor, elementele verticale-pereţii şi stâlpii, se vor ancora cu ancore chimice în fundaţiile existente. De asemenea, la nivelul pardoselii apare o îngroşare a plăcii pentru suţinerea unei rampe.

- Cota -3.85m - se păstrează elementele verticale, acestea fiind continuate până la cota -1.10m. Ingroşările stâlpilor, precum şi pereţii noi se vor realiza cu beton clasa C25/30 (marca B400).

- Cota -1.10m - curtea engleză se va acoperi cu un planşeu nou cu grosimea de 10cm şi grinzi transversale noi care sunt ancorate în structura existentă - stâlpii cu secţiunea de 50x60cm din şirul "a" şi peretele din beton armat care delimitează actuala curte de lumină. De asemenea, de menţionat, sunt consolidările stâlpilor începute la nivelul fundaţiilor şi care continuă şi pe înălţimea acestui etaj. Planşeele vor prezenta goluri de instalaţii, goluri care nu au dimensiuni semnificative; în planşeul de la această cotă se vor forma două goluri noi pentru două lifturi, goluri bordate perimetral cu grinzi. Aceste goluri sunt situate între axele 18-19 si 22-24 si şirurile


"b"-"c". Pe faţada principală de pe - şirul "a", se vor crea goluri pentru realizarea unor vitrine, între axele 15-30. De asemeanea, pe faţada posterioară - şirul "i", se vor crea aceste vitrine între axele 17-33. Pentru rigidizarea cadrelor şi limitarea deplasărilor se vor prevedea măsuri locale pentru suplimentarea rigidizării nodurilor, precum si măsuri generale cum ar fi apariţia diafragmelor din şirul "a" între axele 30-31, respectiv 32-33.

- Cota +2.15m - planşeul între axele 8-29 se va demola, creându-se astfel o sală de spectacole nouă şi de asemenea se vor respecta golurile de mai jos, de la cota -1.10m, goluri bordate cu grinzi, pentru cele două lifturi. Elementele verticale îşi păstrează şi la această cotă secţiunile, prezentând o continuitate pe verticală.

- Cota +5.40m - la această cotă, pe lângă cele două goluri de la cotele inferioare, se va adauga un nou gol între axele 16-17, respectiv între şirurile "e"-"f". Pe lângă aceste goluri mari, s-au prevăzut şi alte goluri noi de instalaţii. Elementele structurale verticale/orizontale se vor realiza din beton clasa C25/30 (B400).

- Cota +8.65m - la această cotă intervenţiile cele mai importante le reprezintă consolele de pe şirurile "c" si "f", precum şi consola de pe axul 17. Plăcile consolelor de pe şirurile "c" si "f" reazemă pe câte două grinzi stânga-dreapta stâlpilor aferenţi, formând un jug. Aceste grinzi au secţiune variabilă de la 50cm, înălţimea ajungând la capătul consolei la 25cm, lăţimea rămânând constantă de 20cm. În axul 21, între şirurile "c" si "f", se va crea un perete din zidărie care va avea stâlpişori din beton armat. Consolidările şi elementele noi vor fi realizate din beton clasa C25/30 (B400).

- Cota +11.90m - la aceasta cota golurile de la luminatoare se vor astupa şi astfel întregul planşeu existent va forma o şaiba rigidă. În plus mai apare un nou planşeu între axele 29-33, respectiv şirurile "g" - "i".

- Cota +15.15m - se va crea un planşeu nou între axele 17-21, între şirurile "g" - "i", care are o grosime de 10cm. De asemenea mai sunt de menţionat goluri pentru trecerea instalaţiilor, dar care nu au deschideri semnificative.

- Cota +18.50m - între şirurile "c"-"f", respectiv axele 19-28, placa se va completa cu un planşeu nou, cu o grosime de 10cm, care reazemă pe grinzi cu secţiunea de 30x100cm, care se ancorează chimic in stâlpii existenţi consolidaţi, realizându-se astfel o şaibă rigidă la aceasta cotă. Elementele noi se vor realiza din beton clasa C25/30 (B400). Totodată, în zona axelor 27-29, respectiv şirurile "b"-"c", placa se va întregi şi se va ancora în grinzile de pe contur. In zona şirurilor "h"-"i" între axele 15-17 apar trei goluri noi încadrate de grinzile existente. Pentru montajul şi funcţionarea lifturilor se vor mai executa două goluri de lift între axele 17-18 si 28-29 cu şirurile "b"-"c". De menţionat sunt şi golurile de instalaţii din planşeu, goluri cu dimensiuni mai mari de 1.00mp. Elementele verticale îşi păstrează secţiunea de la cota inferioară. Pentru închiderile de la centrala de ventilaţie din şirul "h", se va monta o structură metalică, care va susţine pereţii tip sandwich.

- Cota +22.65m - la această cotă planşeul existent se va completa cu un planşeu nou, pentru a ajunge la dimensiunile aproximative de 47x54m, corespunzătoare planşeelor superioare. De aceea, stâlpii existenţi care se opreau la cota +18.50m s-au prelungit, iar cei care existau la aceasta cota s-au consolidat, pentru a putea prelua încărcări distribuite pe noile arii aferente. Planşeele şi cadrele existente se desfăşoară în forma literei U între axele 15-27 si şirurile "b"-"g", prezentând un gol pe aria delimitată de axele 17-27, respectiv şirurile "c"-"f". Pe restul suprafeţelor se va completa planşeul cu grinzi şi plăci cu grosimi de 10cm, 15cm (în zona planşeului casetat între axele 28-33, respectiv şirurile "c"-"f" şi zona din imediata apropiere dinspre axul "g" între aceleaşi axe) respectiv cu grosime de 18cm (zona între axele 15-33,


respectiv şirurile "a"-"b", având cota superioară mai jos decât a întregului planşeu - +21.75m). Intre axele 17-27 şi şirurile "h"-"i" nu există placă, dar grinzile se vor păstra.

2.2. Verificarea de rezistenţă şi rigiditate a Corpului Teatru de Operetă

Construcţia este amplasată în oraşul Bucureşti. Conform Codului de Proiectare Seismică P100-1/2006, amplasamentul se găseşte în zona de hazard seismic căreia îi corespunde o acceleraţie maximă la nivelul terenului de 0.24 g ( ks=0.24), având o perioadă de colţ a spectrului seismic Tc=1.6s pentru un cutremur cu un interval mediu de recurenţă de 100 de ani, cutremur ce trebuie considerat în proiectare la starea limită ultimă. Coeficientul de amplificare dinamică este, β=2.75, pentru palierul 0÷Tc.

Clădirea Teatrului de Opereta ( Corp C ) are o structură mixtă - diafragme si cadre din beton armat. Planşeele şi scările sunt de asemenea din beton armat. Compartimentările (funcţiunilor anexate sălii ) sunt realizate din zidărie.

Categoria de importanţă a construcţiei este C.

Clasa de importanţă a construcţiei este clasa II, ceea ce conduce la un coeficient γ=1,2.

2.3. Acţiuni luate în calcul asupra construcţiei şi încadrarea în zone

Încărcări permanente peste placa de beton: Finisaje : Σ=4.5kN/m2; Terasa : Σ=5.5kN/m2;

Încărcarea utilă este de 300daN/mp. Încărcări datorate vântului Acţiunea vântului nu este semnificativă datorită regimului relativ mic de înălţime al construcţiei. Calculul la vânt se va realiza ţinând cont că amplasamentului îi corespunde o presiune de referinţă de 0.5 kPa, cu interval mediu de recurenţă de 50ani (2% probabilitate anuală de depăşire). Încărcări datorate zăpezii Din punct de vedere al încărcărilor din zăpadă amplasamentul corespunde unei valori caracteristice a încărcării din zăpadă pe sol de s0,k=2.0 kN/m2 având interval mediu de recurenţă -50 ani.

Acţiunea seismică Forţa tăietoare de bază corespunzătoare modului propriu fundamental de vibraţie, pentru fiecare direcţie orizontală principală considerată în calculul clădirii, se determină conform Codului de proiectare seismică P100-1/2006. Coeficientul seismic ce reprezintă fracţiune din greutatea suprastructurii în gruparea de lungă durată este:

gTSc db

1)( 11 λγ ⋅⋅= (1)

unde: 1γ - factor de importanţă - expunere a construcţiei, considerat cu valoarea de 1.2 pentru clasa

II de importanţă-expunere a clădirii analizate - 1γ = 1.2; )( 1TS d - ordonata spectrului de raspuns de proiectare corespunzatoare perioadei fundamentale 1T ;


λ - factor de corecţie care ţine seama de contribuţia modului propriu fundamental prin masa modală efectivă asociată acestuia, a cărui valoare este egală cu 1 daca 1T > CT sau construcţia are mai putin de două niveluri;

ga - valoarea de vârf a acceleraţiei terenului pentru proiectare (egala cu 0,24g pentru Bucuresti) - ga =0,24g;

)( 1Tβ - forma normalizată a spectrului de răspuns elastic pentru componentele orizontale ale acceleraţiei terenului; q - factor de comportare a structurii (factorul de modificare a raspunsului elastic în raspuns inelastic), cu valori în functie de tipul structurii si capacitatea acesteia de disipare a energiei seismice.

2.2.2. Gruparea acţiunilor Gruparea efectelor structurale ale acţiunilor pentru verificarea structurilor la stări limită ultime:

Gruparea fundamentală:

,1

,1

1.35 1.5

1.35 1.5 1.05

n

k j kj

n

k j k kj

G U

G V U

=

=

+ ⋅∑

+ ⋅ + ⋅∑ (2)

ikG , - efectul pe structură al acţiunii permanente i, luată cu valoarea sa caracteristică;

kU - efectul pe structură al acţiunii utile, luată cu valoarea sa caracteristică;

kV - efectul pe structură al acţiunii vântului, cu valoarea sa caracteristică. Gruparea specială:

∑=

⋅+⋅+n

jkEkjk UAG

11, 40.0γ (3)

EkA - valoarea caracteristică a acţiunii seismice ce corespunde intervalului mediu de recurenţă, adoptat de cod (IMR = 100 ani conform P100-2006). Gruparea efectelor structurale ale acţiunilor, pentru verificarea la stări limită de serviciu:

∑=

+n

jkjk UG

1, ∑

=

⋅++n

jkkjk UVG

1, 70.0 (4)

Rezultatele calculului structural Rezultatele calcului static şi dinamic în cazul structurilor proiectate în anii 1961 si respectiv 1983 au arătat faptul că aplicând codurile de proiectare seismică, corpurile de clădire nu prezintă stabilitatea şi siguranţa în exploatare cerute nici de vechile normative (1992/96) si nici de cele noi.

Fig. 3. Situaţia existentă – Modul 1 de vibraţie




Fig. 6. Situaţia propusă – Modul 1 de vibraţie




Corpurile B si C prezintă torsiuni semnificative în modurile superioare de vibrare care trebuie preluate prin soluţii de stabilitate în zona colţurilor clădirilor.

Sunt arătate spre exemplificare rezultatele obţinute prin rulajele efectuate la corpul C, atât în situaţia actuală cât şi după consolidare pentru: a) deplasările relative de nivel; b) deplasarile totale; c) perioadele proprii de vibrare; d) participarea masei construcţiei în regim dinamic.

Deplasări absolute şi relative pentru situaţia existentă (direcţia x)

Deplasări Etaj Elevaţia A Elevaţia P

Drift max.

Drift adm.

cota +30,30 0,00000 0,017492 0,000128 0,00074

cota +18,50 0,030386 0,014902 0,000549 0,00074

cota +16,20 0,029568 0,01349 0,000575 0,00074

cota +13,40 0,028232 0,011574 0,000820 0,00074

cota +11,15 0,025438 0,0099 0,001158 0,00074

cota +8,65 0,020576 0,00799 0,001356 0,00074

cota +5,40 0,011758 0,005606 0,000913 0,00074

cota +2,15 0,005824 0,00355 0.000778 0,00074

cota -1,10 0,00077 0,001448 0,000273 0,00074

cota -3,60 0,000466 0,000688 0,000196 0,00074


Deplasări absolute şi relative pentru situaţia exitentă (direcţia y)

Deplasări Etaj Elevaţia11 Elevaţia15

Drift max.

Drift adm.

cota +30,30 0,024572 0,0000 0,000265 0,00074

cota +18,50 0,020674 0,022832 0,000472 0,00074

cota +16,20 0,018966 0,02211 0,000545 0,00074

cota +13,40 0,016454 0,020192 0,000685 0,00074

cota +11,15 0,014264 0,017112 0,000950 0,00074

cota +8,65 0,011722 0,012856 0,001029 0,00074

cota +5,40 0,00837 0,00766 0,000764 0,00074

cota +2,15 0,005286 0,004834 0,000534 0,00074

cota -1,10 0,002782 0,001584 0,000282 0,00074

cota -3,60 0,001368 0,000034 0,000190 0,00074

Deplasări absolute şi relative pentru situaţia propusă (direcţia x)

Deplasări Etaj Elevaţia A Elevaţia P

Drift max.

Drift adm.

cota +30,30 0,00000 0,011328 0,000128 0,00074

cota +18,50 0,011976 0,00879 0,000295 0,00074

cota +16,20 0,011032 0,008542 0,000329 0,00074

cota +13,40 0,009802 0,007752 0,000394 0,00074

cota +11,15 0,008474 0,006838 0,000491 0,00074

cota +8,65 0,006888 0,005534 0,000485 0,00074

cota +5,40 0,004816 0,003600 0,000292 0,00074

cota +2,15 0,002944 0,002398 0,000240 0,00074

cota -1,10 0,00145 0,001270 0,000162 0,00074

cota -3,60 0,000766 0,000754 0,000125 0,00074


Deplasări absolute şi relative pentru situaţia propusă (direcţia y)

Deplasări Etaj Elevaţia11 Elevaţia15

Drift max.

Drift adm.

cota +30,30 0,016600 0,000000 0,000158 0,00074

cota +18,50 0,013860 0,014068 0,000260 0,00074

cota +16,20 0,012780 0,012926 0,000282 0,00074

cota +13,40 0,011202 0,011438 0,000350 0,00074

cota +11,15 0,009824 0,009860 0,000524 0,00074

cota +8,65 0,008210 0,008038 0,000590 0,00074

cota +5,40 0,006052 0,005750 0,000502 0,00074

cota +2,15 0,004016 0,003802 0,000257 0,00074

cota -1,10 0,002274 0,002134 0,000219 0,00074

cota -3,60 0,001168 0,001170 0,000162 0,00074

a) Deplasări de relative de nivel (drift admis = 0,00074)

- situaţia existentă la cota +8,75 pe direcţia x = 0,001356 > drift admis; - situaţia după consolidare la cota +8,75 pe direcţia x =0,000485 < drift admis.

După cum se observă driftul pe direcţia x a scăzut cu 35,76%. - situatia existentă la cota +8,75 pe direcţia y = 0,001029 > drift admis; - situatia după consolidare la cota +8,75 pe direcţia y =0,000590 < drift admis

După cum se observă driftul pe direcţia y a scăzut cu 57,33%.

Tabelul arată că deplasarile relative de nivel (drifturile max) au scăzut semnificativ pe directia x şi la cotele +13,40m, 11,15m, +5,40m. Pe directia y deplasările relative de nivel (drifturile max.) au scăzut şi la cotele +11,15 si 5,40. Astfel torsiunea care apare în cazul situaţiei existente este diminuată, sub nivelul difturilor maxime admise (0,00074).

b) Deplasările absolute ale structurii Din tabelele de mai sus se constată că deplasarea totală (cota 18,50) a scăzut pe directia x cu 40,60% iar pe direcţia y cu 32,06%.

Tabel masă participativă – Situaţia existentă Mod Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ

1 0.57995 47.788 3.2925 0 47.7882 3.2925 0 4.6584 66.6239 12.1941 4.6584 66.6239 12.1941

2 0.53849 0.1786 2.1851 0 47.9669 5.4775 0 2.7749 0.2328 0.0003 7.4333 66.8567 12.1944

3 0.53714 0.3205 0 0 48.2873 5.4776 0 0.0013 0.5687 0.2891 7.4346 67.4255 12.4835

4 0.49846 3.5801 60.2055 0 51.8674 65.683 0 87.3495 5.284 0.0062 94.7841 72.7095 12.4896

5 0.33029 11.758 0.5956 0 63.6251 66.2786 0 1.0261 21.4252 52.6954 95.8101 94.1347 65.185 6 0.3145 0.2592 0.0001 0 63.8842 66.2787 0 0.0001 0.0171 0.0158 95.8102 94.1518 65.2008

7 0.31426 0.0001 0 0 63.8844 66.2787 0 0.0003 0 0 95.8105 94.1518 65.2009

8 0.24673 0.0001 0.0009 0 63.8845 66.2796 0 0.0005 0.0003 0.0038 95.811 94.1521 65.2047

9 0.24515 0 0.0447 0 63.8845 66.3243 0 0.0012 0 0 95.8122 94.1521 65.2047

10 0.23967 0 0.0787 0 63.8845 66.403 0 0.0031 0 0 95.8153 94.1521 65.2047

11 0.22814 0 0.0253 0 63.8845 66.4284 0 0.0029 0 0 95.8182 94.1521 65.2047

12 0.22814 0.0189 0 0 63.9034 66.4284 0 0 0.0031 0.001 95.8182 94.1552 65.2057


Tabel masă participativă – Situaţia propusă Mod Period UX UY UZ SumUX SumUY SumUZ RX RY RZ SumRX SumRY SumRZ

1 0.53772 0.1591 0.0007 0 0.1591 0.0007 0 0.0008 0.1463 0.0049 0.0008 0.1463 0.0049 2 0.53762 0.0006 0.323 0 0.1597 0.3237 0 0.3154 0.0005 0.0007 0.3161 0.1469 0.0055 3 0.40946 0.8194 68.0527 0 0.9791 68.3764 0 94.5607 1.0526 1.0052 94.8768 1.1995 1.0108 4 0.3814 63.834 1.0055 0 64.8134 69.382 0 1.4498 89.6346 1.2011 96.3266 90.8341 2.2118 5 0.3143 0.0417 0 0 64.8551 69.382 0 0 0.0354 0.0196 96.3266 90.8695 2.2314 6 0.31426 0.0003 0 0 64.8554 69.382 0 0.0004 0.0004 0.0002 96.3271 90.8699 2.2316 7 0.24648 0.003 0.0625 0 64.8584 69.4445 0 0.0459 0.0091 0.1512 96.373 90.879 2.3828 8 0.24514 0 0.0257 0 64.8584 69.4702 0 0 0 0.0002 96.373 90.879 2.383 9 0.23965 0.0001 0.0481 0 64.8584 69.5183 0 0.0001 0.0002 0.0037 96.3731 90.8792 2.3866

10 0.22843 0.6804 0.1838 0 65.5388 69.7021 0 0.5668 2.7082 54.4287 96.9399 93.5874 56.8154

11 0.22814 0.0019 0.0221 0 65.5408 69.7242 0 0.0042 0 0.0145 96.9441 93.5874 56.8299

12 0.22809 0.2026 0.0593 0 65.7433 69.7834 0 0.1039 0.4942 8.6139 97.048 94.0816 65.4438

c) Perioadele de vibrare - pentru modul 1 prioada fundamentală de vibraţie a scăzut cu 7,30%; - pentru modul 2 perioada de vibraţie cu 8,20%; - pentru modul 3 perioada de vibraţie cu 23,80%. După cum se poate observa din tabelele şi modelele de calcul, făcute după efectuarea consolidărilor propuse, se asigură stabilitatea şi siguranţa clădirilor în cazul unui cutremur major respectându-se prevederile codurile şi normativele în vigoare la această dată în România.

3. Concluzii

În concluzie, considerăm că pentru asigurarea seismică conform legislaţiei în vigoare a corpului B - corp Anexe al Teatrului Naţional Bucureşti şi pentru realizarea optimizării funcţionale şi organizatorice, soluţia aleasă, consolidarea cadrelor din beton, introduerea diafragmelor pe toată înălţimea clădirii, realizarea şaibelor rigide la nivelul planşeelor, conduc la perioade proprii de vibraţie şi deplasări laterale optime pentru acest tip de clădire, încadrându-se normelor actuale. Acolo unde soluţia clasică de consolidare nu s-a putut realiza din diferite motive, s-au folosit metode alternative, cum ar fi ancorele chimice, badijonarea cu benzi de carbon. Au fost luate în analiza recomandari şi încadrari ale constructiei în acord cu prevederile din normative, iar calculele s-au efectuat în raport cu acestea. Cu respectarea condiţiilor menţionate pe parcursul lucrării, lucrarile de demolare nu vor afecta rezistenţa şi stabilitatea construcţiilor învecinate. În urma consolidării structurii de rezistenţă, rezultatele analizelor numerice realizate arată că deplasarile relative de nivel (drifturile max) au scăzut semnificativ pe direcţia x şi la cotele +13,40m, 11,15m, +5,40m. Pe direcţia y deplasările relative de nivel (drifturile max.) au scăzut şi la cotele +11,15 si 5,40. Astfel torsiunea care apare în cazul situaţiei existente este diminuată, sub nivelul difturilor maxime admise (0,00074). Deplasarea absolută la cota 18,50 a scăzut pe direcţia x cu 40,60%, iar pe direcţia y cu 32,06%. Perioada proprie fundamentală pentru modul 1 a scăzut cu 7,30%, pentru modul 2 cu 8,20% şi pentru modul 3 cu 23,80%. După cum se poate observa din tabelele şi modelele de calcul, făcute după efectuarea consolidărilor propuse, se asigură stabilitatea şi siguranţa clădirilor în cazul unui cutremur major respectându-se prevederile codurile şi normativele în vigoare la această dată în România.

Bibliografie [1] Ieremia, M., Dordea, V. - Reconfigurarea spaţiului Pieţei Universităţii Spaţiului Pieţei Universităţii cu Teatrul

Naţional Bucureşti într-o poziţie emblematică, Review A.I.C.P.S., nr.4, Ediţie nouă, pag. 26-33, ISSN 2067-4546, 2010

[2] Manolache, A, Ieremia, M. - Proiectarea bazată pe performanţă. Consolidarea clădirilor vulnerabile seismic", Buletinul A.G.I.R. - Asociaţia Generală a Inginerilor din România, anul XV, nr. 4, Editura AGIR, pag. 31-33, ISSN 1224-7928, Octombrie-Decembrie 2010.


METODE DE ANALIZĂ A INTERACŢIUNII STRUCTURĂ - TEREN

METHODS OF ANALYSIS FOR SOIL - STRUCTURE INTERACTION

Daniela DOBRE1

Rezumat: Stadiul actual al dezvoltărilor în privinţa analizei numerice liniare a interacţiunii la nivelul sistemului structură-fundaţie-teren este caracterizat prin diferite metode, precum metoda elementelor finite, metoda elementelor de frontieră, metoda diferenţelor finite etc. sau combinaţii ale acestora, două câte două. În acest articol se va prezenta o corelare între metoda directă şi metoda substructurilor.

Cuvinte cheie: elemente finite, grade de libertate, ecuaţie de mişcare, interacţiune structură-teren

Abstract: The state of the art concerning the numerical analysis of interaction at the level of structure-foundation-soil system consists of different methods, as the finite elements method, the boundary elements method, the finite differences method etc. or some combination two of these. A correlation between the direct method and the substructures method is presented in this paper.

Keywords: finite elements, degree of freedom, motion equation, soil-structure interaction

1. Introducere

Abordările analitice ale sistemului structură-fundaţie necesită luarea în considerare a influenţei mediului de fundare. Pentru analize numerice, au fost dezvoltate modele cu elemente finite, principalele metode de analiză a interacţiunii structură-fundaţie-teren fiind metoda directă şi metoda substructurilor (două formulări echivalente semi-discrete) [1-6].

Forţele induse, de mişcarea seismică incidentă în sistemul discretizat, sunt obţinute utilizând mişcarea de câmp liber. Aceste forţe acţionează la frontiera sistemului, sau în interiorul regiunii de teren discretizate, în cazul metodei directe, şi numai la interfaţa structură-teren în cazul formulării cu substructuri.

Pentru a investiga problema interacţiunii structură-fundaţie-teren, se consideră că fenomenul mecanic este descris de ecuaţii liniare (liniaritate geometrică şi fizică), proprietăţile mecanice ale materialelor sunt descrise de o lege reologică liniară de tip Kelvin-Voigt, nu se iau în considerare neliniarităţile de contact (liniaritate fizică, fără separare între fundaţie şi teren) şi suprafaţa de contact are un număr finit de grade de libertate.

2. Metoda directă

În metoda directă:

modelul este constituit dintr-un sistem structural şi o zonă de teren finită, analizate într-o singură etapă (în domeniul liniar/neliniar, timp/frecvenţă);

1 Asistent ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof. onorific.dr.ing.d.h.c. Horea,Sandi Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


formularea cu elemente finite necesită discretizarea unui volum de teren determinat; această discretizare închide energia care intră în interiorul modelului şi, pentru a evita această problemă, sunt introduse frontierele de transmitere (metoda dinamică a elementelor finite);

mişcarea seismică este aplicată la baza modelului şi este obţinută din mişcarea de la suprafaţa terenului prin procesul de deconvoluţie (nu există forţe externe care acţionează asupra sistemului structural, numai nodurile din exteriorul frontierelor domeniului terenului sunt încărcate);

nu se aplică suprapunerea deplasărilor, fiind astfel posibilă includerea efectelor neliniare prin utilizarea metodei liniare echivalente (Seed&Lysmer).

Schematizarea metodei este arătată în Fig. 1.

Fig. 1. Schematizare metoda directă

În domeniul timp, din echilibrul forţelor dinamice, ecuaţia generală de mişcare se scrie pentru întreg sistemul discretizat (masa, rigiditatea elastică şi rigiditatea vâscoasă, raportate la gradele de libertate considerate în nodurile de contact sunt suma contribuţiei structurii şi terenului; a se vedea lista de notaţii):

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧=

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

++⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

++⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+000

0

0

0

0

000000

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gg

gbb

sbb

ss

UUU

KKKKKK

KK

UUU

CCCCCC

CC

UUU

MMM

M

(1) Vectorul deplasărilor absolute corespunzător sistemului structură-teren, U, se defineşte în funcţie de vectorul deplasărilor relative, u, şi vectorul deplasărilor de câmp liber, 0u , în nodurile care

aparţin structurii, interfeţei şi terenului (în mod asemănător, pentru vectorul acceleraţiilor): 0sss uuU += , 0

bbb uuU += , 0ggg uuU += , 0

sss uuU += , 0bbb uuU += , 0

ggg uuU +=

(2) Astfel, ecuaţia (1) devine:

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

++⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gg

gbb

sbb

ss

uuu

KK0KKKK

0KK

uuu

CC0CCCC

0CC

uuu

M000MM000M

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+−⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+−0

0

0

0

0

0

0

0

000000

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gg

gbb

sbb

ss

uuu

KKKKKK

KK

uuu

MMM

M (3)


Pentru a se evita calculul deplasărilor la frontierele terenului, se calculează răspunsul dinamic al terenului fără structură, i.e. răspunsul de câmp liber.

Dacă deplasarea de câmp liber este sincronă la baza structurii (la interfaţă, raportată la gradele de libertate b), ecuaţia se simplifică pentru mişcarea de corp rigid a structurii:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛00

uu

KKKK

0b

0s

sbbbs

sbss . (4)

Pentru mişcarea de câmp liber a terenului se scrie:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜

⎝

⎛

00

u

uKKKK

u

uM0

0M0g

0b

gggb

bggbb

0g

0b

gg

gbb (5)

şi, după cele două simplificări, termenul drept al ecuaţiei devine:

⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

00000000

0

0

b

ssbb

ss

uu

MM

(6)

Deoarece membrul drept al ecuaţiei nu mai conţine masa terenului, se poate scrie ecuaţia de echilibru dinamic pentru sistemul structură-teren, sub forma:

=⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

++⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

+

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gggb

bggbb

sbbbs

sbss

g

b

s

gg

gbb

sbb

ss

uuu

KK0KKKK

0KK

uuu

CC0CCCC

0CC

uuu

M000MM000M

- { } { }ff0b

0s

sbb

ssFQ

0uu

0000M000M

++

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡, sau sub formă restrânsă

[ ]{ } [ ] [ ]{ } [ ][ ]{ } { } { }ffseism FQumMuKuCuM ++−=++ 0' (7)

3. Metoda substructurilor

În metoda substructurilor: modelul constă în două substructuri: structura şi terenul adiacent (substructura 1) şi

terenul nemărginit (substructura 2); aceste substructuri sunt conectate printr-o interfaţă (interfaţa câmp apropiat-câmp depărtat);

pentru Substructura 1, se scriu ecuaţii de mişcare în nodurile localizate pe interfaţă şi în interior;

pentru Substructura 2 se scriu ecuaţii liniare, de tip ecuaţie integrală pe frontieră (de tip Fredholm), pentru determinarea relaţiei forţă-deplasare.

Răspunsurile subsistemelor individuale sunt combinate prin impunerea condiţiilor de interacţiune de-a lungul suprafeţelor separate. Ecuaţia generală de mişcare se scrie pentru fiecare substructură, apoi se cuplează ecuaţiile. Schematizarea metodei este arătată în Fig. 2.

Astfel,

pentru S1: ⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

bb

s

bbbs

sbss

b

s

bbbs

sbss

b

s

bbbs

sbssR0

UU

KKKK

UU

CCCC

UU

MMMM

(8)


pentru S2: ⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡0

RUU

KKKK

UU

CCCC

UU

MmMM f

g

f

gggf

fgff

g

f

gggf

fgff

g

f

gggf

fgff (9)

Pentru a analiza problema de interacţiune prin metoda substructurilor, se consideră ecuaţiile de câmp liber:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡00

uu

KKKK

uu

CCCC

uu

M00M

0g

0f

gggf

fgff0g

0f

gggf

fgff0g

0f

gg

ff (10)

şi dacă deplasările relative sunt 0fff uUu −= , 0

ggg uUu −= (11)

rezultă

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡0

R

u

uKKKK

u

uCCCC

u

uMMMM f

g

fgggf

fgff

g

fgggf

fgff

g

fgggf

fgff (12)

Conexiunea dintre cele două substructuri este asigurată prin forţele de interacţiune, care acţionează în direcţii opuse pe teren şi pe structură.

Condiţiile de contact, din respectarea compatibilităţii/continuităţii deplasărilor între structură şi teren şi respectarea echilibrului forţelor la interfaţă/principiul acţiunii şi reacţiunii, se scriu

fb uu = , fb RR −= (13)

Pentru a se obţine ecuaţiile complete ale fenomenului de interacţiune (ecuaţii deterministe), este necesară cunoaşterea relaţiilor forţă-deplasare la nivelul structurii şi terenului.

Fig. 2. Schematizare metoda substructurilor

b


Determinarea forţelor de interacţiune de la interfaţa structură-teren:

prin determinarea rigidităţii dinamice şi mişcării relative la teren

Contribuţia unui impuls infinitezimal { } { } ττ−τ d))(u)(U( bb0 , care acţionează la timpul τ, la

forţele de interacţiune { })t(dR f la timpul t (t>τ), depinde de rigiditatea dinamică evaluată pentru diferenţa de timp t - τ, [Sbb

0(t - τ)]:

{ } [ ]{ } { }( ) ττ−ττ−= d)(u)(U)t(S)t(dR bbbbf00 (14)

În acest fel, termenul Rf(t) este egal cu integrala de convoluţie a rigidităţii dinamice [Sbb0(t )] şi

mişcarea relativă la teren )uU( bb0− (deplasare relativă pe direcţia gradelor de libertate b şi

menţinută fixă poziţia relativă a sistemului pe celelate direcţii):

{ } ( )[ ]{ } { }( ) ττ−ττ−= ∫ d)(u)(UtS)t(R bb

t

bbb0

0

0 (15)

În final, ecuaţia de bază a mişcarii pentru S1 este:

( )[ ]{ } { }( )⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

ττ−ττ−=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡∫t

bbbbb

s

bbbs

sbss

b

s

bbbs

sbss

b

s

bbbs

sbssd)(u)(UtSU

UKKKK

UU

CCCC

UU

MMMM

0

00

0

sau rescrisă sub forma

[ ]{ }

( )[ ]{ }⎪⎭

⎪⎬

⎫

⎪⎩

⎪⎨

⎧

τττ−=

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢⎢

⎣

⎡

τττ−++⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

∫

∫

t

bbb

b

st

bbbbbbs

sbss

b

s

bbbs

sbss

b

s

bbbs

sbss

d)(utS

UU

d)(U)t(SKK

KK

UU

CCCC

UU

MMMM

0

00

0

0

0 (16)

altă abordare dezvoltată complet în [7] presupune mai întâi determinarea deplasării comune a structurii şi terenului/deplasarea la interfaţă, UUU fb

~~~ == , dintr-o ecuaţie de forma

)(~)(~)(~ ωω=ω − FZU 1 , în domeniul frecvenţei circulare, dar cu posibilitate de trecere la soluţia original prin inversa tranformatei Fourier;

Determinarea matricei de impedanţă pentru structură )(~ ωbZ se poate face prin tehnici de

condensare, iar a matricei de impedanţă pentru teren )(~ ωfZ din studiul soluţiilor pentru semispaţiul deformabil, deplasările neperturbate ale structurii şi ale terenului, stabilite numai sub formă stochastică. formulare în termeni de flexibilitate a deplasărilor relative; relaţia dintre forţa de interacţiune

şi deplasare este { } { } ( )[ ]{ } τττ−=τ−τ ∫ d)(RtF)(u)(U b

t

bbbb0

00 .

Rezultă ecuaţiile de continuitate (pentru contact între structură şi teren) [7] şi acestea constituie un sistem liniar de ecuaţii integrale Volterra de ordinul I în raport cu forţele de interacţiune necunoscute. Metodele de rezolvare a sistemului de ecuaţii de continuitate: metoda sumelor finite, metoda calculului operaţional şi metoda iterativă.


Ecuaţiile de mişcare pentru cele două substructuri sunt scrise în domeniul timp, dar pot fi scrise şi în domeniul frecvenţelor, utilizând transformata Fourier directă:

pentru S2:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ω+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ω−

02 f

g

fgggf

fgff

gggf

fgff

gggf

fgff R~

u~u~

KKKK

CCCC

iMMMM

, (17)

sau ecuaţia poate fi restrânsă pentru fiecare frecvenţă ω , pentru gradele de libertate f, )(R~)(u~)(S fff ω=ωω .

pentru S1:

⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ω+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ω−

bb

s

bbbs

sbss

bbbs

sbss

bbbs

sbssR~U~

U~

KKKK

CCCC

iMMMM 02 =

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

− )(~)(~0

ωω ff uS (18)

şi dacă 00fbbbb u~U~u~u~U~ −==−

( ) ⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ω+

+⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡ω+⎥

⎦

⎤⎢⎣

⎡ω−

b

s

fbbbs

sbss

bbbs

sbss

bbbs

sbssu~u~

SKKKK

CCCC

iMMMM2 =

⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

− )(~)(~0

0 ωω bf uS (19)

sau pentru un model liniar general, ( )⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

++−b

s

uu

KCiM ~~

2 ωω =⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

ωω− )(u~)(S bf0

0, S(ω)U(ω)=P(ω).

Ecuaţia guvernează mişcarea structurii cu efectele interacţiunii datorite mişcărilor de câmp liber considerate la interfaţa structură-teren, cu observaţii privind soluţiile analitice pentru )(~ ωfS , obţinerea mişcării libere la interfaţă etc. Pentru )(~ ωfS există soluţii analitice, funcţii de impedanţă pentru plăci circulare rigide fără masă pe un semispaţiu elastic omogen izotrop, sau semispaţiu elastic stratificat/semispaţiu vâsco-elastic etc.; dependenţa de frecvenţă a matricei )(~ ωfS poate fi eliminată aproximativ prin

introducerea valorilor statice ale )(~ ωfS şi a unei mase virtuale de teren asociată cu structura. S-a demonstrat, de asemenea, că utilizarea coeficienţilor de impedanţă independenţi de frecvenţă, definiţi la w=0 sau la frecvenţa fundamentală a sistemului, se obţin soluţii destul de exacte. Soluţia exactă presupune rezolvarea ecuaţiei (17), pentru un număr de frecvenţe din domeniul frecvenţelor de interes, prin două metode (a. condensare statică aplicată pentru gradele de libertate f şi b. calcul matrice de flexibilitate pentru teren, pentru încărcare armonică unitară, aplicată la interfaţă).

a. ⎭⎬⎫

⎩⎨⎧

=⎪⎭

⎪⎬⎫

⎪⎩

⎪⎨⎧

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡

0

~~~

f

g

f

gggf

fgff Ruu

GGGG

, ( ) ffgfggTfgff RuGGGG ~~1 =− − , gfgg

Tfgfff GGGGS 1~ −−=

b. )(~)(~ 1 ωω −= FS f

4. Formulare comună pentru metoda directă şi metoda substructurilor

Dacă în metoda substructurilor se extinde zona de teren adiacent structurii suficient de mult, la limită se ajunge în cazul metodei directe, astfel că se impune în continuare o formulare comună pentru metoda directă şi metoda substructurilor.


Abordarea comună, în domeniul frecvenţei, conduce la scrierea următoarei ecuaţii pentru întregul sistem:

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

=

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

+

+

ff

i

b

s

gff

ifffi

ifiiib

biibb

sbbbs

sbss

P000

uuuu

SSS00SSS00SSSS00SS

(20)

Dacă terenul excavat se întinde până la interfaţă, ffff uKP = , uf mişcarea de câmp liber.

Dacă terenul se consideră în starea iniţială -fără structură, gradele de libertate ale terenului sunt înlocuite cu gradele de libertate pentru zona de teren excavată pentru subsol şi se scrie ecuaţia cu componentele vectorului de răspuns reprezentând mişcarea de câmp liber:

⎪⎪⎭

⎪⎪⎬

⎫

⎪⎪⎩

⎪⎪⎨

⎧

=

⎪⎪

⎭

⎪⎪

⎬

⎫

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

⎟⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

+

+

ff

i

b

e

gff

ifffi

ifiiib

biibb

ebbbe

ebee

P000

u

u

uu

SSS00SSS00SSSS00SS

(21)

Se extrage ultima linie şi fiffifif

gfff uSuSuSP ++= (Pf=forţe de interacţiune în exteriorul

interfeţei+ forţe de interacţiune în interiorul interfeţei). Cu excepţia nodurilor aflate imediat în interiorul interfeţei, ecuaţia este adevărată pentru răspunsul de câmp liber liniar sau neliniar din zona cu gradele de libertate i. Dacă se înlocuieşte Pf şi se obţine o ecuaţie valabilă pentru ambele metode, ecuaţia de mişcare se mai poate simplifica prin scrierea răspunsului total la interfaţă relativ la răspunsul de câmp liber.

Fig. 3. Schematizare comună pentru metoda directă şi metoda substructurilor

5. Concluzii

Lucrarea reprezintă o sinteză a două dintre metodele clasice cu elemente finite, metoda directă şi metoda substructurilor, utilizarea acestor metode la studiul interacţiunii structură-teren implicând o serie de avantaje care ţin de discretizarea ansamblului structură-teren, rezolvarea condiţiilor la limită, abordarea unor structuri complexe etc. Cu toate acestea, pentru evaluări riguroase ale


efectelor fenomenului de interacţiune dintre structură şi teren asupra răspunsului structural, este necesară cunoaşterea limitărilor acestor metode.

Bibliografie

[1] Zienkiewicz, O. C. - The finite element method in engineering science, McGraw Hill, London, 1971. [2] Bayo, E., Wilson, E.L.- Numerical techniques for the evaluation of soil-structure interaction effects in the time

domain, EERC report 83/04, 1983. [3] Beleş, A. A., Mihăilescu, C., Mihăilescu, Ş.- Calculul construcţiilor amplasate pe terenuri deformabile, Editura

Academiei, 1977. [4] Clough, R. W, Penzien, J.- Dynamics of Structures, New York, McGraw-Hill, 1993. [5] Ming, M. Y.- Earthquake Wave-Soil-Structure Interaction Analysis of Tall Buildings, Dissertation, 2010. [6] Aydinoglu, M. N.- Consistent formulation of direct and substructure methods in nonlinear soil-structure

interaction, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 1993. [7] Sandi, H.- Interacţiunea dinamică dintre structură şi terenul de fundare, Revista Construcţii nr. 4-5, 1985. Listă de notaţii:

s indice pentru gradele de libertate ale nodurilor care aparţin structurii b indice pentru gradele de libertate ale nodurilor structurii, care aparţin interfeţei f indice pentru gradele de libertate ale nodurilor terenului, care aparţin interfeţei g indice pentru gradele de libertate ale nodurilor care aparţin terenului liber r indice pentru gradele de libertate ale nodurilor care aparţin rocii de bază U vectorul deplasărilor absolute corespunzător sistemului structură-teren u vectorul deplasărilor relative faţă de interfaţă, corespunzător sistemului structură-teren

0u vectorul deplasărilor de câmp liber corespunzător sistemului structură-teren 0seismu vectorul acceleraţie indusă de mişcarea seismică

ubg vectorul deplasărilor terenului după gradele de libertate de contact/în nodurile b

ubf vectorul deplasărilor în câmp liber după gradele de libertate de contact/ în nodurile b

us vectorul deplasărilor structurii ub uf

vectorul deplasărilor structurii/terenului la interfaţă

ug vectorul deplasărilor terenului Mbb

s Kbb

s Cbb

s

submatricele maselor/de rigiditate elastică/de rigiditate vâscoasă din contribuţia structurii în nodurile de pe interfaţă

Mbbg

Kbbg

Cbbg

submatricele maselor/de rigiditate elastică/de rigiditate vâscoasă din contribuţia terenului în nodurile de pe interfaţă

M C K

matrice mase/ amortizare/ rigiditate sistem structură-teren

Qf vectorul forţă input cu valori diferite de 0 doar la baza modelului Ff vectorul forţelor corespunzător frontierelor artificiale

m vectorul încărcărilor pentru 0u =1 Rb Rf

vectorul forţelor de interacţiune/forţelor de legătură care apar în nodurile interfeţei pe structură sau pe teren

S matricea de impedanţă dinamică Sbb

f(ω) matrice de impedanţă dinamică câmp liber, în acele noduri care vor aparea la interfaţa teren-structură (după gradele de libertate de contact)

Fbbg(ω) matricea de flexibilitate dinamica a terenului cu excavaţie

Sffg matricea dinamică de impedanţă a terenului nemărginit

Pf vectorul forţelor care depinde de alegerea zonei de teren utilizate pentru a defini răspunsul de câmp liber


METODE DE CALCUL PENTRU STUDIUL STABILITĂŢII STRUCTURILOR METALICE

ANALYSIS METHODS FOR STEEL STRUCTURES STABILITY STUDY

Cristina Alexandra TOPALĂ1

Rezumat: Comportarea structurilor este neliniară. Proiectarea şi verificarea structurilor se poate face utilizând calculul de ordinul I sau de ordinul II. Scopul acestui studiu este compararea rezultatelor obţinute pentru două structuri metalice analizate cu cinci metode diferite. Structurile metalice analizate au o deschidere şi unul sau două etaje. Metodele utilizate sunt manuale sau programe automate, considerând efectul neliniarităţii geometrice, efectul neliniarităţii de material sau ambele tipuri de nelniaritate menţionate.

Cuvinte cheie: articulaţie plastică, analiză neliniară, structură metalică, neliniaritate de material

Abstract: The behavior of structures is nonlinear. Designing and checking of structures can be made using first order or second order analysis. The aim of this study is to compare the results obtained for two steel structures analyzed with five different methods. The analyzed steel structures have one span and one or two stories. The used methods are by hand or computing programs, considering the geometrical nonlinearity effect, the material nonlinearity effect or both types of nonlinearity mentioned.

Keywords: plastic hinge, nonlinear analysis, steel structure, material nonlinearity

1. Introducere

Determinarea eforturilor din structurile de rezistenţă se poate realiza printr-un calcul de ordinul I sau de ordinul II. În unele cazuri, datorită flexibilităţii structurilor, rezultatele obţinute prin calculul de ordinul I nu sunt suficiente, deoarece a fost neglijată influenţa deformaţiilor asupra eforturilor. Cum structurile trebuie să satisfacă atât cerinţe de rezistenţă cât şi de stabilitate apare ca necesară utilizarea calculului de ordinul II care introduce efectul modificării geometriei structurii asupra stării de eforturi.

În calculul structurilor, în general, se consideră două tipuri de neliniarităţi: - neliniaritatea geometrică - se referă la influenţa modificării geometriei structurii (prin

deformarea structurii sub actiunea Încărcărilor exterioare) asupra stării de eforturi; ecuaţiile de echilibru static se scriu pe forma deformată a structurii. Acest tip de neliniaritate este cuprins în calculul de ordinul II, calculul structurilor cu deplasări mari şi calculul de stabilitate.

- neliniaritatea fizică (de material) - se referă la legile constitutive ce descriu comportarea materialului în timpul exploatării structurii, astfel cunoscându-se capacitatea secţiunii de a disipa energie prin plasticizare.

Calculul neliniar al structurilor poate include una sau ambele tipuri de neliniarităţi menţionate anterior. În calculul elasto-plastic pot fi consideraţi mai mulţi factori pentru caracterizarea comportării structurii precum: modelul curbei caracteristice a materialului (curba Prandtl, curba Ramberg-Osgood), modelarea articulaţiilor plastice (zone plastice, articulaţii plastice punctuale), interacţiunea dintre forţa axială şi momentul încovoietor, reducerea modulului de elasticitate datorită tensiunilor reziduale.

1 Asist. univ. drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant, PhD Student, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică (Faculty of Hydrotechnics), e-mail: [email protected]. Referent de specialitate: Prof.dr.ing. Bănuţ Valeriu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


2. Metode pentru determinarea comportării structurilor

Metodele de calcul utilizate pentru determinarea răspunsului structurii sunt:

Calculul de ordinul I elasto-plastic (metoda plastică simplă sau metoda biografică). Ipotezele specifice calculului de ordinul I elasto-plastic sunt: forţele cresc toate în funcţie de un singur parametru, momentul încovoietor nu poate depăşi în nicio secţiune valoarea momentului plastic, structura nu îşi pierde stabilitatea înainte de formarea mecanismului de cedare elasto-plastic [1].

Calculul de ordinul II elasto-plastic prin metoda deplasărilor. În acest tip de calcul se poate ţine seama atât de efectele neliniarităţii geometrice cât şi de cele ale neliniarităţii de material şi se consideră că structura poate ajunge la colaps fie prin formarea articulaţiilor plastice fie prin pierderea stabilităţii prin deformare continuă.

Programele utilizate în prezenta lucrare sunt:

-CALESPA I – CALculul de ordinul I ElaSto-PlAstic -CALESPA II – CALculul de ordinul II ElaSto-PlAstic prin metoda deplasărilor Aplicaţiile CALESPA I, CALESPA II utilizează o modalitate mixtă de calcul (programul Mathcad precedat de o fază manuală de calcul).

- PAAP – realizat de Seung-Eock Kim, Purdue University, School of Civil Engineering ([email protected]) [2], acest program este utilizat pentru calculul elasto-plastic considerând modelul Prandtl al materialului, metoda articulaţiilor plastice detaliate (cu considerarea reducerii treptate a rigidităţii), interacţiunea N-M, reducerea modului de elasticitate. Pentru determinarea soluţiei utilizează metoda pas cu pas. În acest studiu PAAP este folosit în două variante:

-PAAP 1 – nu ţine seama de existenţa forţelor axiale acţionând direct pe stâlpi (forţele concentrate 2P- fig. 2 şi forţele concentrate 0.9P, 1.65P - fig. 7)

-PAAP 2 – ţine seama de efectul forţelor axiale acţionând direct pe stâlpi.

-GEONEL – realizat de conf. Mireca Teodorescu (Catedra de Mecanică, Statica şi Dinamica Construcţiilor, [email protected]) [3], acest program se bazează pe formularea matriceală a calculului geometric neliniar, utilizând o metoda incremental iterativă.

În calculul de ordinul II eforturile sunt funcţie de nivelul forţelor axiale din bare. Articulaţiile plastice pot apărea atât pe rigle cât şi pe stâlpi. În literatură sunt prezentate expresiile momentelor încovoietoare pentru tipurile de bare puternic comprimate utilizate în metoda deplasărilor pentru diferite tipuri de solicitări (translaţii, rotiri, forţe exterioare) [4].

Pentru realizarea aplicaţiei CALESPA II a fost necesară determinarea expresiei momentului încovoietor din încastrare pentru bara încastrat-articulată solicitată de momentul plastic în capătul articulat (fig.1).

Într-o secţiune curentă momentul încovoietor are expresia:

2'' 2

2

x pl

plx

M M Py Hx

Md y HM EI y k y xEI EIdx

= + −

= − ⇒ + = − (1)

Se notează 2 PkEI

=


H

P

y

M2MplP

H

x

xL

y

PMplP

Mpl

M2

Fig. 1 - Bara încastrat-articulată încărcată cu momentul plastic Mpl

Soluţia ecuaţiei este:

1 2'

1 2'' 2 2

1 2''' 3 3

1

sin cos

cos sin

sin cos

cos sin

y C kx C kx Ax B

y kC kx kC kx A

y k C kx k C kx

y k C kx k kx

= + + +

= − +

= − −

= − +

(2)

Pentru determinarea constantelor, se utilizează următoarele condiţii:

2

2

0 00

0

0

'

pl pl

x yx L y

x L y

d yx M M EI Mdx

= → == → =

= → =

= → = ⇒ − =

(3)

Se notează v kL= parametrul de încărcare axială.

2

1 2

1 22

2

0sin cos 0cos sin 0

pl

C BC v C v AL BkC v kC v A

EIk C M

+ =+ + + =

− + =

− = −

(4)

De unde rezultă:

2

11 cos sin

sin cos1 cos

sin cos

pl

pl

pl

pl

MC

PM

BP

M v v vCP v v v

M vA kP v v v

=

= −

− −=

−−

=−

(5)

La limită, pentru 20 0.5 plM Mυ = ⇒ = (cazul barei nesolicitată la compresiune).


3. Tema studiului

Scopul lucrării este compararea rezultatelor obţinute din analiza a două structuri metalice prin metodele de calcul prezentate anterior.

4. Cadru C1

4.1. Descrierea structurii

Cadrul C1 cu un etaj şi o deschidere (fig.2) are caracteristicile geometrice:

- rigle: ţeavă rectangulară 200x200x10 27257A mm= , 6 44.25 10I mm= × , 3 3508 10plW mm= × , 119.38pl pl yM W f kNm= × = ,

1705.395pl yN A f kN= × =

- stâlpi: ţeavă rectangulară 160x160x10 25657A mm= , 6 420.5 10I mm= × , 3 3311 10plW mm= × , 73.085pl pl yM W f kNm= × = ,

1329.395pl yN A f kN= × =

- modulul de elasticitate 2210000000 /E kN m= şi rezistenţa la curgere 2235000 /yf kN m=

Fig. 2. Cadrul C1

a) CALESPA I, PAAP 1, PAAP 2 b) CALESPA II

Fig. 3. Ordinea de formare a articulaţiilor plastice pentru cadrul C1


4.2. Rezultate

Pentru cadrul C1 s-a obţinut ordinea de formare a articulaţiilor plastice prezentată în fig.3. Conform CALESPA I şi CALESPA II cadrul C1 îşi atinge limita de rezistenţă printr-un mecanism total de cedare. În tabelul 1 sunt prezentate valorile forţei orizontale 1 0.4P P= şi a deplasărilor pe direcţie orizontală Au corespunzătoare nodului A obţinute cu ajutorul programelor menţionate anterior pentru succesiunea de articulaţii plastice aparute. În fig. 4 este prezentată curba forţă-deplasare corespunzătoare punctului A. Forţa de cedare plastică obţinută prin calculul biografic este cu 8.7% mai mare decât forţa de cedare plastică obţinută în calculul elasto-plastic de ordinul II. De asemenea se observă că deplasările obţinute în momentul colapsului structurii prin calculul de ordinul II (CALESPA II, PAAP 2) sunt mai mici cu 6-11% decât cele obţinute în calculul de ordinul I (CALESPA I, PAAP 1). Datorită influenţei forţei axiale, în CALESPA II ordinea de formare a articulaţiilor plastice este diferită de cea obţinută în CALESPA I (fig. 3 b)).

Tabelul 1

Forţele de cedare plastică P1 şi deplasările corespunzătoare pentru cadrul C1

Articulaţia/ Hinge 1 2 3 4 P1(kN) 36.54 42.34 42.648 46.182 CALESPA I uA(cm) 3.28 4.23 4.52 11.2 P1(kN) 25.3 26 27.075 PAAP I uA(cm) 4.87 5.71 11.48 P1(kN) 35.76 40.648 41.384 42.47 CALESPA II uA(cm) 3.2 4.585 4.88 10 P1(kN) 23.03 24.43 PAAP II uA(cm) 4.85 6.75

PAAP 1 determină formarea a numai trei articulaţii plastice iar apoi structura îşi pierde stabilitatea prin deformare continuă.

PAAP 2 determină formarea a două articulaţii plastice. Acest lucru se întâmplă deoarece rigiditatea unor elemente a scăzut brusc, structura pierzându-şi stabilitatea înainte de formarea mecanismului de cedare.

Deoarece programul PAAP consideră modulul de elasticitate tangent şi interacţiunea N-M, valorile momentelor plastice sunt corectate în fiecare pas de calcul [2].

Fig. 4. Curba P-U pentru cadrul C1


1 2 3 4AP1

AP40

1020304050

P1 (k

N)

AP1AP2AP3AP4

1 2 3 4AP1

AP40

5

10

15

Dep

lasa

rea

u (c

m)

AP1AP2AP3AP4

Fig. 5. Forţele de cedare plastică pentru cadrul C1 Fig. 6. Deplasarea uA pentru cadrul C1

Evoluţia forţei de cedare plastică şi a deplasării uA pe parcursul formării articulaţiilor plastice, pentru fiecare metoda de calcul sunt prezentate în fig. 5 şi fig. 6.

În fig. 5 şi fig. 6 pe direcţia x, cifra 1 reprezintă CALESPA I, 2- CALESPA II, 3- PAAP 1, 4-PAAP 2.

5. Cadru C2

5.1. Descrierea structurii

Cadru C2 cu două etaje şi o deschidere (fig. 7) are caracteristicile geometrice:

- rigle: ţeavă rectangulară 250x250x10

29257A mm= , 6 487.1 10I mm= × ,

3 3822 10plW mm= ×,

193.17pl pl yM W f kNm= × =,

2175.395pl yN A f kN= × =

- stâlpi: ţeavă rectangulară 300x300x10

211257A mm= , 6 4155 10I mm= × ,

3 31211 10plW mm= ×,

284.585pl pl yM W f kNm= × =,

2645.4pl yN A f kN= × =

4m

P

3m 3m

0.25P1.65P

1.65P

1.2P0.9P 0.9P0.55P

4m

Fig. 7. Cadrul C2 Fig. 8. Ordinea de formare a articulaţiilor plastice pentru cadrul C2

- modulul de elasticitate 2210000000 /E kN m= şi rezistenţa la curgere 2235000 /yf kN m=


5.2. Rezultate

Pentru cadrul C2 s-a obţinut ordine de formare a articulaţiilor plastice prezentată în figura 8.

Se constată că sub acţiunea sistemului de forţe considerat cadrul C2 ajunge la colaps prin formarea unui mecanism parţial de cedare la nivelul inferior. Pentru trasarea curbei forţă-deplasare s-au înregistrat P2 - forţa orizontală aplicată în nodul B şi deplasarea orizontală uB corespunzătoare nodului B (tabel 2, fig. 8).

Tabelul 2

Forţele de cedare plastică P2 şi deplasările corespunzătoare pentru cadrul C2

Articulaţia 1 2 3 4 5 6 P2(kN) 67.32 73.37 88.275 96.195 96.68 96.91 CALESPA I uB(cm) 4.5 5.3 8.6 12.625 13.035 13.295 P2(kN) 76.01 77.11 88.11 91.96 PAAP I uB(cm) 6.418 6.68 10.86 16.26 P2(kN) 64.625 70.73 85.58 CALESPA II uB(cm) 4.7 5.6 9.797 P2(kN) 75.075 76.175 85.745 86.185 PAAP II uB(cm) 6.673 6.99 12.09 13.54

Din tabelul 2 se poate observa că doar CALESPA I furnizează informaţii despre toate articulaţiile plastice, celelalte metode oprindu-se în momentul în care structura îşi pierde stabilitatea prin deformare continuă.

Diferenţa dintre forţa de cedare plastică ultimă din CALESPA I şi forţa de pierdere a stabilităţii din CALESPA II este de 6%.

Fig. 9. Curba P-U pentru cadrul C2

De asemenea se observă că deplasările obţinute în momentul colapsului structurii prin calculul de ordinul II (CALESPA II, PAAP 2) sunt mai mici cu 20-35% decât cele obţinute în calculul de ordinul I (CALESPA I, PAAP 1).

Momentul plastic calculat cu PAAP scade cu până la 3% faţă de momentul plastic de referinţă deoarece acesta este corectat în funcţie de curba de interacţiune N-M [2].

După apariţia primelor două articulaţii plastice, structura devine mai flexibila ceea ce conduce la creşterea mai rapidă a deplasărilor.


1 2 3 4AP1

AP40

20

40

60

80

100P2

(kN

)AP1AP2AP3AP4AP5AP6

1 2 3 4AP1

AP40

5

10

15

20

Dep

lasa

rea

u (c

m)

AP1

AP2

AP3

AP4

AP5

AP6

Fig. 10. Forţele de cedare plastică pentru cadrul C2 Fig. 11. Deplasarea uB pentru cadrul C2

Fig. 10 prezintă evoluţia forţei de cedare plastică pe parcursul formării articulaţiilor plastice. Fig. 11 prezintă deplasarea pe direcţie orizontală a punctului B.

În fig. 10 şi fig. 11 pe directia x, cifra 1 reprezintă CALESPA I, 2- CALESPA II, 3- PAAP 1, 4-PAAP 2.

6. Concluzii

Metoda plastică simplă în ambele cazuri a furnizat valoarea cea mai mare pentru forţa de cedare plastică.

Considerarea în calcul a efectului P − Δ poate conduce fie la un alt mecanism de cedare (cadrul C1) fie poate reliefa faptul că structura este scoasă din exploatare nu prin formarea mecanismului de cedare ci prin pierderea de stabilitate prin deformare continuă (cadrul C2).

În concluzie validitatea şi precizia rezultatelor obţinute printr-o metodă de analiză a structurilor depinde de:

- respectarea ipotezelor simplificatoare considerate; - metoda de determinare a soluţiei (iterativă, incrementală, mixtă); - factorii care influentează sau modelează comportarea structurii; - modul de aplicare a metodei ( calculul se poate realiza într-o secvenţă de încărcare, aşa

cum a fost considerat în acest studiu, sau în două secvenţe de încărcare, conform normativului P100, metoda statică neliniară [5]).

Bibliografie

[1] Bănuţ, V., Teodorescu, M. E. – Despre limitele metodei plastice simple, Buletinul Ştiinţific nr.2 UTCB, 2002 [2] Chen, W. F., Seung-Eock Kim – LRFD Steel Design using Advanced Analysis, CRC Press, Florida 1997 [3] Teodorescu, M. E. - Studiu comparativ al metodelor pentru determinarea soluţiei în calculul neliniar al

structurilor, Teză de doctorat, 1999 [4] Bănuţ, V. - Calculul de ordinul II şi de stabilitate al elementelor şi structurilor de rezistenţă, Ed. Conspress,

Bucuresti 2005 [5] Cod de proiectare seismică P1001/2006 Prevederi de proiectare pentru clădiri


ANALIZE COMPARATIVE PRIVIND ÎNCĂRCAREA DIN ACŢIUNEA ZĂPEZII PE ACOPERIŞURILE SENSIBILE LA ZĂPADĂ ÎN CONFORMITATE

CU ULTIMELE TREI CODURI DE PROIECTARE DIN ROMÂNIA

COMPARATIVE STUDY ABOUT SNOW LOADS ON THE SNOW SENSITIVE ROOFS, ACCORDING TO THE LAST THREE DESIGN CODES

Sorina CONSTANTINESCU1

Rezumat: Lucrarea de faţa doreşte să stabilească dacă construcţiile cu acoperiş sensibil la acţiunea zăpezii proiectate conform normelor ce nu mai sunt în vigoare necesită intervenţii în vederea consolidării, pentru ca acestea să aibă o capacitate portantă comparabilă cu cele construite dupa normele actuale. În România, codurile de evaluare a încărcării din zăpadă au fost schimbate de trei ori din 1977 până azi; aceste norme de proiectare sunt: STAS 10101/21-78 “Încărcări date de zăpadă” folosit între anii 1978-1992, STAS 10101/21-92 “Încărcări date de zăpadă” care a fost în vigoare în perioada 1992-2005, CR 1-1-3-2005: “Evaluarea acţiunii zăpezii asupra construcţiilor”, în vigoare din 2005 până azi; deci valorile încarcarilor de calcul s-au schimbat de asemenea; scopul acestei lucrări este de a determina cum. Acest studiu comparativ prezintă rezultatele evaluării încărcării de calcul din zăpadă pentru acoperişuri sensibile la zăpadă (acoperişuri cu greutate proprie redusă executate din elemente de suprafaţă din beton armat, cu structura din lemn sau metalică) proiectate conform fiecăreia dintre normele de mai sus, pentru SLS (starea limită de serviciu) si ULS (starea limită ultimă).

Cuvinte cheie: încărcare din zăpadă, acoperiş sensibil, cod de proiectare.

Abstract: The present article establishes if the buildings with a snow sensitive roof built according to standards no longer in use need any consolidation in order to have a bearing capacity close to those built according to standards used today. In Romania, the design snow load evaluation codes have been changed 3 times form 1977; these codes are: STAS 10101/21-78 “Loads due to the snow” used between 1978-1992, STAS 10101/21-92 “Loads due to the snow” used between 1992-2005, CR 1-1-3-2005 “Evaluation of snow actions upon structures” used from 2005-the present day; so the design snow loads have also been changed; the aim of the study is to determine how. This comparative study presents the results of the evaluation of design snow loads for snow sensitive roofs (low self weight: roofs made of reinforced concrete surface elements, of timber and steel structures) designed according to one of the codes above , for SLS (service limit state) and ULS (ultimate limit state).

Keywords: snow load, sensitive roof, design code.

1. Introducere

Prezentul studiu comparativ îsi propune să arate dacă acoperişurile sensibile la zăpadă (acoperişuri cu greutate proprie redusă, care acoperă deschideri mari, din elemente de suprafată din beton armat, acoperişuri cu structura din lemn sau cu structura metalică), la proiectarea cărora, încărcările din zăpadă au fost evaluate conform unor norme ce nu mai sunt în vigoare ar trebui consolidate sau nu, altfel spus dacă ele rezistă la încarcarile din normele din prezent. Acoperişurile în discuţie prezintă pantă mică (de la 0.5% până la 7%), aşa încât acţiunea vântului generează sucţiune, deci poate fi neglijată in calcul, fără atic, sau cu atic de dimensiuni reduse, astfel încât nu apar aglomerări de zăpadă pe acoperiş. 1 Prep. univ. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering), Catedra de Construcţii Civile, Inginerie Urbană şi Tehnologie, email:[email protected] Referent de specialitate: Conf.dr.ing. Stoica Nicolae Daniel, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


După cum este ştiut, din anul 1977 şi până în prezent, codurile de proiectare care privesc acţiunea zăpezii au fost schimbate de 3 ori.

Studiul comparativ se referă la cele 3 coduri de proiectare, din perioade de timp diferite:

STAS 10101/21-78: “Încărcări date de zăpadă” folosit între anii 1978-1992; STAS 10101/21-92 : “Încărcări date de zăpadă” care a fost în vigoare in perioada 1992-2005; CR 1-1-3-2005: “Evaluarea acţiunii zăpezii asupra construcţiilor” în vigoare din 2005 până azi.

În timpul acestor perioade au fost realizate o serie de construcţii cu acoperişuri sensibile la acţiunea zăpezii, cum ar fi acoperişurile alcătuite din elemente de suprafaţa din beton armat cu greutate proprie redusă, care pot avea deschideri de peste 12m, acoperişuri cu structura din lemn sau metal ale căror deschideri pot depaşi 18m; aceste acoperişuri sunt considerate sensibile la acţiunea zăpezii din cauza greutăţii lor proprii reduse (în gruparile de încărcari zăpada prezintă o pondere importantă). Un acoperiş obişnuit (de exemplu un planşeu de terasă), nu poate prezenta deschideri de valori atât de mari, din cauza eforturilor considerabile (provenite mai ales din greutatea proprie) la care ar fi supus; un astfel de acoperiş nu poate fi considerat sensibil la acţiunea zăpezii.

Scopul prezentei lucrări este analiza comparativă a încărcărilor din zăpadă care au intrat în calculul de dimensionare a acoperişurilor sensibile la zăpadă conform codurilor de proiectare în vigoare în cele trei perioade si verificarea conformităţii proiectarii acestora cu normele în vigoare, în vederea stabilirii eventualei necesităti de consolidare a acestor acoperişuri, pentru asigurarea rezistenţei necesare. În vederea comparării valorilor încărcării de calcul din zăpăda conform celor trei coduri de proiectare în vigoare în cele trei perioade recente, vor fi analizate încărcările ce intră în grupările specifice stării limită ultime şi stării limită de serviciu (sau stării limită a exploatării normale); în fiecare grupare încărcarea din zăpadă va intra cu coeficienţii specifici următoarelor coduri de combinaţii de încărcări: STAS 10101/0A-77 “Acţiuni în construcţii. Clasificarea si gruparea acţiunilor pentru

construcţii civile si industriale”, în vigoare între anii 1978-1992, pentru valorile normate stabilite de STAS 10101/21-78;

STAS 10101/21-92 “Încărcări date de zăpadă”, în vigoare între anii 1992-2005, care conţine atȃt valorile normate cât si coeficienţii aferenţi încărcării din zăpadă;

CR 0-2005 “Bazele proiectării” în vigoare din 2005 până azi, pentru încărcările stabilite conform CR 1-1-3-2005.

2. Evaluarea încărcării de calcul din zăpadă pentru acoperişuri sensibile la acţiunea zăpezii conform celor trei coduri de proiectare

2.1. Evaluarea încărcării de calcul din zăpadă pentru acoperişuri sensibile la acţiunea zăpezii datând din perioada (1978-1992), conform STAS 10101/21-78 şi STAS 10101/0A-77

2.1.1. Evaluarea încărcării normate din zăpadă aferentă celor cinci zone geografice A, B, C, D si E Conform cu STAS 10101/21-78 “Încărcări date de zăpadă”, încarcarea din zăpadă ce acţionează asupra unui acoperiş cu pantă mică n

zp este calculată după formula:

* *nz pz zc cp g= [KN/m2] (1)

unde: zg - greutatea de refereinţă a stratului de zăpadă, determinată pe baza distribuţiei statistice a

greutaţilor extreme anuale la nivelul terenului plat [KN/m2]; zc - coeficient de aglomerare pentru suprafaţa construcţiei expusă zăpezii;


pc - coeficient de sensibilitate, care reflectă ponderea sporită a solicitărilor datorite acţiunii zăpezii în cazul elementelor şi structurilor uşoare;

zg ia valori diferite in funcţie de zona: există cinci zone (A, B, C, D si E) conform cu harta din figura 1:

Fig. 1. Zonarea teritoriului din punct de vedere al acţiunii zăpezii conform STAS 10101/21-78

Tabelul 1

Încărcare din zăpadă la nivelul terenului conform STAS 10101/21-78

regiune zg [KN/m2]

A 0.5 B 0.7 C, D 1 E 0.7+0.0015(H-600)

H [m] este altitudinea la care se consideră amplasată construcţia în cazul zonei E; zc = 1 pentru un acoperiş cu pantă mică;

pc = 1.05; Încărcările din zăpadă pentru cele cinci regiuni sunt prezentate în tabelul 2 (pentru zona E, H a fost considerată 700m):

Tabelul 2

Încărcarea din zăpadă cu valoare normată la nivelul acoperişului

regiune g z[KN/m2]

zc pc p n

z [KN/m2]

A 0.5 1 1.05 0.525 B 0.7 1 1.05 0.735 C, D 1 1 1.05 1.05 E 0.85 1 1.05 0.892


2.1.2. Evaluarea încărcării din zăpadă la starea limită ultimă şi de serviciu În tabelul 3 sunt prezentate valorile încărcărilor precum şi coeficienţii de grupare specifici stărilor limită ULS si SLS:

Tabelul 3

Încărcări de calcul la SLS si ULS

Regiune

Încărcare din zăpadă [KN/m2]

Coeficient pentru ULS

Valoarea încărcării la ULS

[KN/m2]

Coeficient pentru SLS

Valoarea încărcării

la SLS [KN/m2]

A 0.525 1.4 0.74 0.4 0.21 B 0.735 1.4 1.03 0.4 0.3 C 1.05 1.4 1.47 0.4 0.42 D 1.05 1.6 1.68 0.4 0.42 E 0.892 1.6 1.43 0.6 0.54

2.2. Evaluarea încărcării de calcul din zăpadă pentru acoperişuri sensibile la acţiunea zăpezii datȃnd din perioada (1992-2005), conform STAS 10101/21-92

2.2.1.Evaluarea încărcării normate din zăpadă conform celor 5 regiuni A, B, C, D si E

Conform cu STAS 10101/21-92 “Încărcări datorate zăpezii”, încărcarea din zăpadă în cazul unui acoperiş cu pantă mică z

np este calculată prin urmatoarea formulă:

* *nz ez zc cp g= [KN/m2] (2)

unde: zg este încărcarea de referinţă a stratului de zăpadă, măsurată în [KN/m2]

ec este coeficientul care ţine cont de condiţiile de expunere a construcţiei şi poate avea

valorile: Tabelul 4

Coeficient de expunere

ec Expunerea la vânt

0.6 Vânt frecvent si intens 0.8 Condiţii normale de expunere 1 Condiţii de adăpostire 1.1 Acoperişuri cu obstacole în calea zăpezii

zc este coeficientul care ţine cont de aglomerarea cu zăpadă pe suprafaţa construcţiei expusă zăpezii;

În acest caz zc va fi folosit cu valoarea 1.

zg ia diferite valori, în funcţie de zonarea teritoriului ţarii (există 5 zone posibile: A, B, C, D si E) conform cu tabelul 5:

Tabelul 5

Încărcare din zăpadă la nivelul terenului conform STAS 10101/21-92

regiune g z

[KN/m2]

A 0.9 B 1.2 C, E 1.5 D 1.8


zc =1;

ec a fost considerat 1.1, pentru a se studia cazul cel mai defavorabil;

Încărcările din zăpadă pentru 5 regiuni sunt prezentate în tabelul 6 (pentru zona geografică E, H a fost considerat 700m), H este altitudinea la care se consideră amplasată construcţia în cazul zonei E;

Fig. 2. Zonarea teritoriului din punct de vedere al acţiunii zăpezii conform STAS 10101/21-92

Tabelul 6

Încărcare din zăpadă cu valoare normată la nivelul acoperişului

regiune zg [KN/m2] zc ec p n

z [KN/m2]

A 0.9 1 1.1 0.99 B 1.2 1 1.1 1.32 C, E 1.5 1 1.1 1.65 D 1.8 1 1.1 1.98

2.2.2. Evaluarea încărcărilor din zăpadă pentru starea limită ultimă si starea limită de serviciu Coeficienţii pentru ULS şi SLS se vor determina folosind formulele din tabelul 7:

Tabelul 7

Formule pentru determinarea coeficienţilor încărcării din zăpadă

regiune ULS (starea limită ultimă) SLS (starea limită de serviciu) A, B, C, D

aze

paF gc

gγγγ *3.0

**4.0 ≥−= c

ze

pc gc

gγγγ *3.0

**2.00 ≥−=

E b

ze

pbF gc

gγγγ *3.0

**4.0 ≥−= d

ze

pd gc

gγγγ *3.0

**2.00 ≥−=


Clasa de importanţă a fost considerată III, si coeficienţii Fγ şi 0γ prezintă valori diferite în funcţie de categoria din care face parte acoperişul: elemente de suprafaţă din beton armat (BA), structura din lemn (SL), sau structură metalică (SM).

Tabelul 8

Calculul coeficienţilor încărcării din zăpadă

regiune aγ bγ cγ dγ ec gp/gz BA

Fγ BA

0γ gp/gz SL

Fγ SL

0γ gp/gz SM

Fγ SM

0γ A 2.2 1.4 1.1 1.05 1.82 1.02 0.75 1.93 1.13 0.5 2.02 1.22 B 2.2 1.4 1.1 1.05 1.82 1.02 0.75 1.93 1.13 0.5 2.02 1.22 C 2.2 1.4 1.1 1.05 1.82 1.02 0.75 1.93 1.13 0.5 2.02 1.22 D 2.2 1.4 1.1 1.05 1.82 1.02 0.75 1.93 1.13 0.5 2.02 1.22 E 2.4 1.6 1.1 1.05 2.02 1.22 0.75 2.13 1.33 0.5 2.22 1.42

Se observă ca valoarea gp/gz diferă pentru fiecare categorie de acoperiş, deoarece diferenţa dintre valoarea încărcării din zăpadă şi încărcării permanente poate fi mai mică (pentru acoperişurile din elemente de suprafaţă de beton armat) sau mai mare (pentru acoperişurile cu structura din lemn sau din metal). Conform cu regiunea geografică, cu strarea limită de calcul şi cu categoria acoperişului, valorile încărcărilor sunt prezentate în tabelul 9.

Tabelul 9

Încărcări de calcul la ULS şi SLS pentru fiecare tip de acoperiş

regiune p n

z

[KN/m2]

ULS BA [KN/m2]

SLS BA [KN/m2]

ULS SL [KN/m2]

ULS SL [KN/m2]

ULS SM [KN/m2]

ULS SM [KN/m2]

A 0.99 1.80 1.01 1.91 1.12 2.00 1.21 B 1.32 2.40 1.34 2.54 1.49 2.66 1.61 C 1.65 3.00 1.68 3.18 1.86 3.33 2.01 D 1.98 3.60 2.02 3.82 2.23 4.00 2.41 E 1.65 3.33 2.01 3.51 2.19 3.66 2.34

2.3. Evaluarea încărcării din zăpadă pentru acoperişuri plane (din perioada 2005-prezent) la starea limită ultimă şi starea limită de serviciu

2.3.1. Evaluarea încărcării normate din zăpadă pentru cele trei reguni A, B si C

Conform cu CR 1-1-3-2005 “Evaluarea acţiunii zăpezii asupra construcţiilor”, valoarea încărcării din zăpadă, kS este calculată cu formula:

μ***,0 tekk ccSS = , [KN/m2] (3) unde: kS ,0 - valoarea caracteristica a încărcării din zăpadă pe sol [KN/m2], în amplasament;

tc este coeficientul termic, a cărui valoare este considerată “1” în calcul, se presupune că acoperişul este perfect izolat termic;

μ este coeficientul de formă pentru încărcarea din zăpadă pe acoperiş;

În acest caz μ =0.8, deoarece încărcarea este calculată pentru un acoperiş cu pantă mică;


ec este coeficientul de expunere al amplasamentului construcţiei, care poate lua urmatoarele valori:

Tabelul 10

Coeficient de expunere

ec Gradul de expunere

0.8 expunere completă 1 condiţii normale de expunere 1.2 expunere redusă

kS ,0 ia valori diferite în funcţie de regiunea geografică în care se găseste construcţia (există trei regiuni A, B, C) conform cu harta din figura 3:

Fig. 3. Zonarea teritoriului din punct de vedere al acţiunii zăpezii conform CR 1-1-3-2005

Tabelul 11

Încărcare din zăpadă la nivelul terenului conform CR 1-1-3-2005

regiune kS ,0 [KN/m2]

A 1.5 B 2.0 C 2.5

ec a fost considerat 1.2, pentru a se studia cazul cel mai defavorabil;

Încărcările din zăpadă pentru cele trei regiuni sunt prezentate în tabelul 12: Tabelul 12

Încărcare din zăpadă cu valoare normată la nivelul acoperişului

regiune kS ,0 [KN/m2] μ

tc ec kS [KN/m2]

A 1.5 0.8 1 1.2 1.44 B 2.0 0.8 1 1.2 1.92 C 2.5 0.8 1 1.2 2.4


2.3.3. Evaluarea încărcării din zăpadă corespunzatoare stării limită ultime şi stării limită de serviciu

Tabelul 13

Încărcări de calcul la ULS şi SLS pentru fiecare tip de acoperiş

regiune încărcare din zăpadă

[KN/m2]

coeficientul ULS

valoarea încărcării din

zăpadă la ULS [KN/m2]

coeficientul SLS

valoarea încărcării din zăpadă la SLS

[KN/m2] A 1.44 1.5 2.16 1 1.44 B 1.92 1.5 2.88 1 1.92 C 2.4 1.5 3.6 1 2.4

3. Concluzii

Pentru un acoperiş sensibil la acţiunea zăpezii alcatuit din elemente de suprafaţă de beton armat, cu structura din lemn sau cu structura metalică se vor analiza următoarele grafice, care prezintă valorile încărcărilor de calcul din zăpadă conform stărilor limită ultime şi de serviciu în funcţie de tipul de acoperiş. Este evidenţiat modul cum încărcarea de calcul creşte sau descreşte ca urmare a schimbării codurilor de proiectare. Se observă că în normativul CR 1-1-3-2005 teritoriul ţării este împărţit doar în trei zone în care încărcarea din zăpadă la nivelul solului diferă; analizȃnd hărţile de zonare din celelalte două coduri, putem asocia regiunile D şi E din STAS 10101/21-78 şi STAS 10101/21-92 cu regiunea C din CR 1-1-3-2005.

Rezultatele calculelor prezentate anterior se sintetizează în urmatoarele grafice:

Fig. 4. Încărcări din zăpadă pentru acoperişuri din elemente de suprafată de beton armat la ULS


Fig. 5. Încărcări din zăpadă pentru acoperişuri din elemente de suprafaţa de beton armat la SLS

Fig. 6. Încărcări din zăpadă pentru acoperişuri cu structura din lemn la ULS

Fig. 7. Încărcări din zăpadă pentru acoperişuri cu structura din lemn la SLS


Fig. 8. Încărcări din zăpadă pentru acoperişuri cu structura metalică la ULS

Fig. 9. Încărcări din zăpadă pentru acoperişuri cu structura metalică la SLS

Din analiza graficelor valorilor de încărcare corespunzatoare ULS se desprind mai multe concluzii:

încărcările de calcul conform STAS 10101/21-78 sunt sensibil mai reduse în comparaţie cu cele date de STAS 10101/21-92 sau CR 1-1-3-2005 indiferent de tipul de acoperiş (BA, SL sau SM) sau de regiune;

conform cu STAS 10101/21-92 valorile de calcul ale încărcărilor cresc odata cu descreşterea greutătii specifice a acoperişului;

pentru regiunile A, B, şi C conform zonării teritoriului ţării din STAS 10101/21-92, valorile lor rămân mai reduse decât cele date în CR 1-1-3-2005,

pentru zona D din STAS 10101/21-92 valorile de încărcare din cele două coduri devin aproximativ egale pentru acoperişurile din elemente de beton armat, dar acestea le depaşesc pe cele din CR 1-1-3-2005 în cazul acoperişurilor cu structura din lemn sau metalică;

pentru zona E din STAS 10101/21-92 încărcările de calcul prezintă valori mai reduse decat cele din CR 1-1-3-2005 în cazul acoperişurilor din beton armat şi din elemente de lemn, şi mai mari pentru acoperişurile cu structura din metal.


Conform graficelor valorilor de încărcare corespunzatoare SLS reiese că:

încărcările de calcul conform STAS 10101/21-78 sunt sensibil mai reduse în comparaţie cu cele date de STAS 10101/21-92 sau CR 1-1-3-2005 indiferent de tipul de acoperiş (BA, SL sau SM) sau de regiunea in discuţie;

conform cu STAS 10101/21-92 valorile de calcul ale încărcărilor cresc odată cu descresterea greutăţii specifice a acoperişului;

pentru regiunile A, B, si C conform zonării teritoriului ţării din STAS 10101/21-92, valorile lor rămân mai reduse decât cele date în CR 1-1-3-2005;

pentru zona D din STAS 10101/21-92 valorile de încărcare din cele două coduri devin aproximativ egale pentru acoperişurile din elemente de beton armat şi cu structura din lemn, devin aproximativ egale cu cele din CR 1-1-3-2005 în cazul acoperişurilor cu structură metalică;

pentru zona E din STAS 10101/21-92 încărcările de calcul prezintă valori mai reduse decat cele din CR 1-1-3-2005 în cazul acoperişurilor din beton armat şi din elemente de lemn, şi mai mari pentru acoperişurile cu structura din metal.

Această analiză arată că pentru acelaşi tip de acoperiş, valorile încărcărilor de calcul din zăpadă conform celor trei coduri de proiectare diferă, şi în general, prezintă valori mai mari în codurile mai noi. Concluzia principală este ca majoritatea acoperişurilor proiectate după normele vechi prezintă o capacitate portantă mai redusă decat ar fi necesar conform normelor noi. Acest lucru este important în cazul intervenţiilor asupra acoperişurilor anterior menţionate (în special dacă acestea au fost proiectate conform STAS 10101/21-78), este utilă folosirea unor straturi izolante cȃt mai uşoare în vederea asigurării unei greutaţi proprii cât mai mici a acoperişului. De asemenea analiza este importantă în cazul în care se doreşte schimbarea regimului de adăpostire (respectiv a vecinătăţii) a unei construcţii cu acoperiş sensibil la zăpadă, deoarece atunci când creşte adăpostirea, creşte şi încărcarea din zăpadă.

Bibliografie

[1] STAS 10101/21-78 Încărcări date de zăpadă, 1978. [2] STAS 10101/21-92 Încărcări date de zăpadă, 1992. [3] CR 1-1-3-2005 Evaluarea acţiunii zăpezii asupra construcţiilor 2005 [4] STAS 10101/0A-77, Acţiuni în construcţii. Clasificarea şi gruparea acţiunilor pentru construcţii civile si

industriale 1977. [5] CR 0-2005 Bazele proiectării, 2005. [6] ENV 1991-1, Eurocode 1: Basis of design and actions on structures. Part 1: Basis of Design. August 1994. [7] EN 1990-2002. Eurocode - Basis of Structural Design. Adopted European Standard; CEN,Brussels. [8] ASCE 7-95, ASCE Standard: Minimum design loads for buildings and other structures. Public Ballot. 2005. [9] ASCE 7-98, ASCE Standard: Minimum design loads for buildings and other structures. [10] Revision of ANSI/ ASCE 7-95 American Society of Civil Engineers, New-York, 2000. [11] ASCE 7-05 Seismic Provisions, 2004. Conference "Eurocodes, Building codes for Europe", June 2002, [12] Brussels, Documents of reference. [13] ISO/DIS 4355, 1992. Bases for design of structures. Determination of snow loads on roofs. [14] ISO/TC98/SC2/WG l/Tenth draft, 1993. General principles on reliability for structures, Revisions of IS 2394. [15] ISO/TC98/SC3/WG2. Draft for DP 4354 Wind actions on structures. [16] SR EN 1990 2004. Eurocod: Bazele proiectării structurilor.


STADIUL ACTUAL PRIVIND METODELE DE REDUCERE A EFECTELOR CIOCNIRILOR

STATE OF THE ART IN THE POUNDING MITIGATION TECHNIQUE

Panaghiotis TRAGAKIS1, Mădălin ILIESCU2

Rezumat: Ciocnirile între structurile adiacente sunt fenomene foarte complexe, care poate implica deformare plastică la punctele de contact, avarii locale sau strivire, precum şi fracturi la contact, frecare, etc. Datorită complexităţii sale, modelarea impactului este o sarcină extrem de dificilă iar deformaţiile neliniare nu sunt uşor de modelat. Practic, toate studiile presupun că ciocnirile apar la nivelurile planşeelor.

Cuvinte cheie: ciocniri, rost seismic, disipare de energie, amortizoare, izolare seismic, control active

Abstract: Pounding Auswirkungen Belastungen führt, die es zu überlagern, die durch die Beschleunigung der Boden sich. Wenn diese Auswirkungen von Belastungen Schlagen zu hoch sind, die strukturellen System geändert werden, um die Antwort. Verschiedene Methoden wurden vorgeschlagen, um Schlagen verursachten Zusammenbruch von Gebäuden. Die Methoden werden nach ihrer Herangehensweise an das Problem der stampfenden: Methoden zur Vermeidung von Schlagen, Methoden zur Stärkung der Strukturen, um Schlagen und Techniken zur Verringerung der Auswirkungen Schlagen in den Strukturen.

Keywords: pounding, seismic gap, energy dissipation, dampers, seismic isolators, active control

1. Metode de reducere a ciocinirilor

1.1. Rosturi seismice

Prima măsura în scopul prevenirii ciocnirilor îl constituie stabilirea cât mai corectă a dimensiunilor minime ale rosturilor seismice necesare în cazul cutremurelor de proiectare în scopul prevenirii ciocnirilor dintre structuri.

Stabilirea unor rosturi seismice suficiente a fost strategia acceptată de toate codurile de proiectare din întreaga lume. Valoarea distanţei de separare dintre două structuri şi care să fie suficient de mare încat să prevină ciocnirile este numită rost seismic.

1.1.1. Cerinţele codurilor de proiectare Codurile de proiectare în zonele cu activitate seismică din întreaga lume au recunoscut efectele distructive pe care ciocnirile le pot induce în construcţii. Modul de abordare adoptat frecvent în alcătuirea codurilor a fost acela de a evita interacţiunea prin contact între structuri prin realizarea unei zone de separare suficientă între ele.

1 Ing. (eng.), drd (PhD), Atena – Grecia 2 Şef lucrări univ. dr. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering), Catedra de Geometrie Descriptivă, Desen Tehnic şi Infografică, e-mail:[email protected]. Referent de specialitate: Prof. univ.dr.ing.Mihai Voiculescu - Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


Criteriul a fost definit de Valles (1997), utilizând patru expresii diferite:

- rostul ≥ factor (suma de deplasări individuale D1 şi D2 ale clădirilor) (1)

- rostul ≥ coeficient (înălţime) (2)

- rostul ≥ distanţă fixă (3)

- rostul ≥ rădăcina pătrată din suma pătratelor (pentru deplasările D1 şi D2) (4)

unde D1 şi D2 sunt deplasările maxime ale fiecărei clădiri luată individual (figura 1).

u1 u2Gap

Fig. 1. Definirea notaţiilor

Primul criteriu poate fi considerat ca fiind echivalent cu suma maximă absolută, înmulţită cu un factor de amplificare. Factorul de amplificare, în majoritatea cazurilor, provine de la creştera deplasărilor ca urmare a răspunsului inelastic al structurilor. Acest criteriu nu ia în considerare faptul că deplasarile maxime ale structurilor, în general, nu apar în acelaşi timp.

Cea de-a doua condiţie poate fi uşor justificată, de vreme ce, în general, codurile de proiectare specifică un drift maxim inelastic cu privire la structuri (înalţimi de nivel). Folosind acest mod de abordare, a caracteristicilor dinamice ale structurilor nu sunt relevante pentru calculul rosturilor seismice, având în vedere că deplasările laterale sunt întotdeauna verificate. Această abordare este cea mai uşoară. Cu toate acestea, această formă de precizare a rosturilor seismice nu ia în considerare caracteristicile dinamice ale structurilor adiacente şi poate fi mult prea conservatoare pentru clădirile care au tendinţa de a răspunde în fază, de exemplu, clădiri cu o fracţiune din amortizarea critică ridicată, sau pentru clădiri cu comportare inelastică pentru unele rapoarte între frecvenţele proprii şi frecvenţele caracteristice ale cutremurelor.

Cel de-al treilea, specificat pentru conformarea construcţilor, îl reprezintă stabilirea rosturilor ca urmare a distanţelor minimale necesare pentru realizarea cofrajelor la grinzi şi stâlpi, pentru realizarea pereţilor de faţadă sau rost, sau a altor elemente de faţadă.

Ultimul ia în considerare faptul că deplasarile maxime ale structurilor nu pot apărea în acelaşi timp. Se foloseşte metoda de combinaţie modală SRSS (rădăcina pătrată a sumei pătratelor) care presupune că mişcarea input este staţionară şi că răspunsul fiecărei structuri nu este corelat cu al celorlalte. Aceasta se referă la teoria probabilităţilor, care indică faptul că o combinatie de tip SRSS oferă cel mai probabil valoarile maxime [D1(t) + D2(t)]. De aceea acest criteriu poate fi destul de conservativ atunci când răspunsurile structurilor sunt oarecum în corelaţie perfectă. În Eurocodul 8, specificaţiile împotriva fenomenului de ciocnire sunt:

Ciocnirea clădirilor este un fenomen care se produce atunci când structurile adiacente sunt separate, la distanţe mai mici decât deplasările laterale care au loc pentru fiecare structură ca urmare a răspunsului la acţiunea cutremurelor. Clădirile vor fi protejate de inducerea ciocnirilor produse de cutremure a structurilor adiacente sau între unităţi structurale independente ale aceleiaşi clădiri.


Acest principiu se consideră a fi îndeplinit în cazul în care:

- Pentru clădiri, sau unităti structurale independente ale clădirii, care nu fac parte din aceeaşi proprietate, în cazul în care distanţa de la linia de proprietate faţă de potenţialul de impact, nu este mai mică decât valoarea maximă a deplasării orizontale Ds a clădirii, la nivelul corespunzător (Revocare: deplasările Ds în Eurocodul 8 sunt de q ori deplasările elastice rezultate din calculul seismic, acesta din urmă fiind calculată pentru cutremurul "redus" de factorul de comportare q: Ds=q.De);

- Pentru clădiri, sau unităţi structurale independente ale clădirii, care fac parte din acelaşi proprietate, în cazul în care distanţa dintre ele nu este mai mică decât rădăcina pătrată a sumei pătratelor (SRSS) dintre două deplasări orizontale maxime ale clădirii sau unităţilor la nivelul corespunzător. Cu toate acestea, se specifică că: în cazul în care elevaţiile nivelurilor clădirii sau ale unitătilor acestora sunt aceleaşi cu cele din clădirile sau unităţile adiacente mai sus menţionate distanţa minimă poate fi redusă cu un factor de 0,7.

1.1.2 Metoda de combinare de tip Diferenţa Dublă Seriile de analiză de tip Time History pot estima rostul seismic prin obţinerea distanţei relative maxime a structurilor adiacente. De aceea, o metodă alternativă a fost propusă de către diverşi autori, numita "metoda de diferenţă spectrală (SPD)", bazată pe o abordare spectrală. Metoda elimină progresiv fazele asociate cu vibraţiile structurilor adiacente, definit ca "fază de vibraţii." De asemenea, propune reguli simplificate pentru a anticipa fazele vibraţiilor inelastice, şi de a demonstra cu exactitate metoda SPD pentru o varietate de perechi de construcţii adiacente şi cutremure. Spre deosebire de metodele de analiza de tip Time History, metoda SPD clarifică efectele diverşilor parametri pentru deplasările relative printr-o soluţie aproximativă. Metoda SPD este, de asemenea, utilă pentru diverse probleme de deplasare relativă între structurile adiacente, cum ar fi podurile. Este mult mai precisă decât modul de calcul impus de codurile în vigoare care ignoră vibraţiile în fază.

( ) ρ= + −relu SPD u u u u2 21 2 12 1 22 (5)

( )

T TT T

T T T TT T T T

3/22 2

1 2 2 11 1

12 22 222 22 2 2 2

1 2 1 21 1 1 1

8 . .

1 4 1 4

ξ ξ ξ ξρ

ξ ξ ξ ξ

⎛ ⎞ ⎛ ⎞+⎜ ⎟ ⎜ ⎟

⎝ ⎠ ⎝ ⎠=⎛ ⎞ ⎛ ⎞⎛ ⎞ ⎛ ⎞⎜ ⎟− + + + +⎜ ⎟⎜ ⎟ ⎜ ⎟⎜ ⎟⎝ ⎠ ⎝ ⎠⎝ ⎠⎝ ⎠

(6)

O estimare a rostului necesar, bazată pe considerarea vibraţiilor aleatoare, a fost propusă de către Jeng, Kasai şi Maison (1996). Ei au propus o metodă spectrală pentru a calcula rostul minim, pentru a evita ciocnirile pentru structurile liniare. Metoda a fost numită: Metoda de combinare de tip Diferenţa Dublă. În formulele (5) si (6) uA, uB=deplasarea de proiectare la vârf pentru clădirile A şi B.

Coeficientul de corelare (ρAB) este calculat în concordanţă cu formula simplificată de tip zgomot alb. ξ=coeficient de amortizare şi TB/TA=raportul dintre perioadele fundamentale ale celor două clădiri.Rezultate bune se obtin cel putin în cazul sistemelor elastice. Garcia (2004) evaluează patru metode diferite pentru a calcula rosturile critice de separare. Toate metodele utilizează metoda de combinare de tip diferenţa dublă, dar urmează abordări diferite pentru calcularea coeficientului de corelaţie ρ. Apoi, el propune o nouă metodă care constă în folosirea valorilor din parametru ρ derivate din estimările empirice obţinute prin simulări numerice.


1.2. Creşterea rigiditaţii pentru una sau ambele clădiri

Având în vedere că rostul seismic dintre două clădiri de obicei, nu poate fi crescut, mărind rigiditatea uneia sau ambelor clădiri se pot reduce deformaţiile seismice, până la punctul în care impactul este exclus cu rostul seismic existent. Prin creşterea rigidităţilor clădirilor, se reduc perioadele de vibraţie ale acesteia şi conduce la o scădere a deplasărilor.

1.3. Disiparea suplimentară a energiei

O altă metodă de a evita ciocnirile este reprezentată de utilizarea unor dispozitive suplimentare de disipare a energiei în clădiri. Utilizând elemente suplimentare de disipare a energiei se reduc la maxim deplasările laterale ale clădirii.

Chiar dacă, reducerea nivelurilor maxime de energie nu pot suficiente pentru a evita ciocnirea, amplificarea efectelor impactului între structuri va fi mai mică.

1.4. Căi alternative de încărcare

Dacă creşterea rigidităţii nu este fezabilă (de ex. introducerea de pereţi structurali rigizi în clădiri) FEMA-172 propune să ofere alternative de încărcare a elementelor structurale verticale, care pot fi deteriorate sau distruse de impact. Aceste căi alternative de încărcare ar include stâlpi suplimentari pentru rezemarea planşeelor sau acoperişurilor sistemelor. Aceste reazeme suplimentare vor fi instalate la o distanţă suficientă faţă de pereţii sau stâlpii exteriori vulnerabili, pentru a fi protejaţi în cazul în care elementele existente sunt deteriorate.

1.5. Materiale capabile să reducă impactul

O măsură de reducere a efectelor ciocnirii, menţinând în acelaşi timp, rosturi seismice mici, ar fi pentru a umple golul cu un material special absorbant de şoc (amortizoare). Elementele de atenuare trebuie să fie disipative pentru a reduce acceleraţiile şi forţele în timpul ciocnirilor. Toate dispozitivele disipative de energie care pot fi plasate între structuri, se vor considera legate numai de una dintre clădiri. Amortizoarele disipatoare de energie, sunt legături care sunt activate atunci când rostul este închis. Prezenţa amortizoarelor disipative de energie va reduce forţele de impuls transmise de la o structură la alta.

Dacă elementul asigură numai rigiditate atunci încărcările de tip impuls vor fi reduse din momentul în care corpurile în impact vor întalni un element al resortului reducând energiile cinetice ale structurii înainte de impact, în acest punct se va produce ciocnirea totală a maselor, dar intensitatea impactului va fi mai mică. Chiar dacă intensitatea va fi mai mică resortul va produce creşterea vitezelor după impact, dar acceleraţiile de frecvenţă înaltă se vor reduce.

Anagnostopoulos a arătat că dacă este folosit un material vâscoelastic moale pentru a acoperii distanţa dintre două structuri adiacente se va reduce forţa impactului. Cu toate acestea, soluţia aceasta nu a redus râspunsurile structurale de impact în mod important. Un alt inconvenient al acestei soluţii este că nu rezolvă problema pentru ultima clădire din sir. Această clădire se va comporta ca un pendul.

Wolf şi Skrikerud (1980) au studiat de asemenea, un dispozitiv de tunare care ocupă complet rostul existent. Se presupune că acest dispozitiv de tunare constă dintr-un material vâscoelastic care este modelat ca un resort elastic, cu un coeficient de rigiditate kt şi un amortizor vâscos care lucrează în paralel, cu un coeficient ct. Ei au constatat că introducerea unui dispozitiv de tunare între cele două structuri implicate reduce la maxim forţele de impact şi oarecum răspunsul local.


2. Clasificarea dispozitivelor folosite la controlul mişcărilor seismice ale structurilor

2.1. Introducere

Un număr mare de sisteme de protecţie pentru structuri construite în zone seismice au fost dezvoltate începând cu anii 70. Aceste dezvoltări au fost făcute pentru a atenua efectele individuale ale structurilor, fără a acorda o consideraţie specială problemei ciocnirilor.

După un rezumat concis al acestor energii disipate, următorul capitol se va concentra pe studierea temperaturii ciocnirilor folosind aceste dispozitive.

Sistemele de protecţie structurale moderne pot fi împărţite în 3 grupe după cum arată tabelul 1. Table 1

Sisteme moderne de protecţie structurală

Izolare seismică Disipare pasivă a energiei Control activ şi semi-activ Elastomeric Amortizoare metalice Sisteme active de contravântuire Amortizoare cu frecare Amortizoare cu masă activă Reazeme cauciucate Amortizoare vâscoelastice Sisteme cu rigiditate variabilă şi amortizoare Amortizoare vâsco-lichide Materiale inteligente Penduli cu frecare la lunecare Amortizoare cu masă acordată

Amortizoare cu lichid

Un sistem de izolare seismică e de obicei plasat la fundaţia unei clădiri. Luând în considerare flexibilitatea şi capabilitatea de a absorbi energie, sistemul de izolare reflectă parţial şi absoarbe parţial o parte din energia seismică înainte să fie transmisă construcţiei. Cum nu poate fi folosită fie pentru a reduce deplasarea individuală a unei construcţii sau pentru a conecta două structuri alăturate, sistemul de izolare seismică nu va fi prezentat în această parte.

Dispozitivele pasive de disipare a energiei pentru aplicaţii structurale au tehnologie similară cu sistemele de izolare seismică. Funcţia lor este să absoarbă sau să consume o parte din energia input, astfel reducând dispiarea energiei în elementele structurale primare, şi minimizând pagubele structurale posibile. Contrar sistemelor semi-active sau active, nu e nevoie de o sursă externă de energie.

Controlul semi-activ şi activ al structurii este o suprafaţă de protecţie în care mişcarea construcţiei e controlată sau modificată din cauza acţiunii unui sistem de control prin unele surse de energie externă. Totuşi, sistemele semi-active necesită numai energie totală nominală, pentru a-şi ajusta proprietăţile mecanice, şi spre deosebire de sistemele pe deplin active, nu pot ceda energie construcţiei.

2.2. Dispozitivele de control pasiv

Tehnicile de control pasiv sunt bazate pe creşterea artificială a capacităţii de disipare, obţinută prin inserţia în poziţiile potrivite a dispozitivelor speciale în care ambele, rigiditatea şi puterea trebuiesc definite pentru a obţine:

- limitare a deplasării relative a construcţiilor una spre cealaltă - disiparea energiei

Recentrarea sistemului după cutremur e un alt scop identificat, pentru folosirea practică a construcţiei după cutremur. Dispozitivele cu răspunsuri caracteristice forţa-deplasare care reprezintă în primul rând o funcţie a amplitudinii sunt clasificate ca dispoitive independente. Comportamentul acestor dispozitive este în general independent de viteza relativă a frecvenţei de mişcare. Ele includ dispozitivele de frecare şi metalice.


2.2.1. Amortizoarele metalice În ultimii ani, o varietate de dispozitive mecanice care încorporează deformaţii de curgere a oţelului pentru a furniza amortizarea suplimentară au fost implementate în proiectarea antiseismică a construcţiilor.

Aceste dispozitive nu sunt scumpe la producere şi proprietăţile lor rămân stabile în timpul duratei de viaţă a construcţiilor.

Din păcate, au de obicei un numar limitat de cicluri de lucru, care pot conduce la înlocuire dupa evenimente seismice majore.

Rezistenţa la curgere a dispozitivului este dificil de determinat deoarece daca forţa este prea mare conectorul nu va funcţiona corect, daca forţa este prea mică capacitatea de absorbţie a energiei poate fi prea slabă în timpul unui seism puternic.

Există câteva metode pentru a ajusta sistemul având în vedere că rigiditatea poate fi decisă independent. Multe din dispozitivele luate în considerare, au inclus grinzi torsionate, grinzi încovoiate şi elemente de amortizare de tip U şi sunt arătate schematic în figura 2.

Multe proiecte noi au fost propuse incluzând amortizor ăn formă de X şi amortizor triunghiular adânc aşa cum sunt arătate în figura 3. Cu această formă, curgerea este împrăştiată uniform în material.

Inconvenient este că sunt proiectate să se deformeze atât de mult când cladirea vibrează în timpul unui cutremur încât nu pot reveni la forma iniţială şi au o deformaţie remanentă.

2.2.2. Amortizoarele de frecare Amortizoarele de freare folosesc mecanismul de frecare solidă pentru a furniza energia de disipare dorită. Frecarea se dezvoltă între două corpuri solide care luneca uşor unul către altul. Când părţile alunecă una peste alta crează frecare, care foloseşte o parte din energia indusă de cutremur care ar afecta construcţia.

Frecarea între suprafeţe uscate produce o forţă independentă constantă de viteză, întotdeauna opusă direcţiei de mişcare şi care e proporţională cu forţele de contact dintre suprafeţele care lunecă şi coeficientul de frecare al materialelor. Comportamentul dispozitivelor este aproape neafectat de amplitudine, frecvenţă, temperatură sau numărul de cicluri aplicate.

Dispozitivele de frecare în general manifestă comportament rigid-plastic astfel încât curbele forţă-deplasare ale dispozitivului sunt bucle dreptunghiulare, aşa cum arată figura 4. Aceste dispozitive pot fi caracterizate de către amplitudinea de deformare şi forţa de lunecare. Forţa de frecare din amortizor poate fi ajustată prin momente de răsucire a buloanelor care controlează presiunea suprafeţelor de frecare. Inginerul trebuie să fie atent ca dispozitivele de frecare să nu fie încărcate înainte de lunecare şi astfel e probabil să fie eficiente la mişcări orizontale mici şi medii.

Multe tipuri de amortizoare de frecare au fost dezvoltate în scopul de a mări raspunsul construcţiilor la seisme. Ele sunt ilustrate în figura 7. În ultimii ani, a fost realizat un numar de aplicaţii structurale folosind amortizoare de frecare, cu scopul de a furniza siguranţă seismică la construţiile noi şi consolidate. De exemplu, aplicarea amortizoarelor de frecare la Biblioteca MCconnel a Concordiei, arătată în figura 8.

Un lucru important îl reprezintă asigurarea forţelor de contact dintre suprafeţele de alunecare şi coeficientul de freare să nu se schimbe la perioade de lungă durată. Un alt inconvenient este că amortizoarele de frecare împiedică o construcţie de de a reveni la poziţia iniţială după evenimente seismice. Ele trebuiesc să fie suplimentate de către un mecanism de forţă de revenire.


Fig. 2. a) grinda de torsiune, b) grinda de incovoiere, c) benzi U (Soong si Dargush 1977)

Fig. 3. Amortizor metalic cu placi X (Soong si Dargush 1997)

Fig. 4.

Forţă-deplasare pentru un amortizor cu frecare

Fig. 5. Forţă-deplasare pentru un amortizor

vâscoelastic

Fig. 6. Forţă-deplasare pentru un amortizor

vâsco-fluid

Fig. 7. a) Îmbinare cu buloane cu alunecare limitată, b) Amortizor cu fricţiune contravântuire în X

c) Amortizor cu fricţiune Sumitomo d) Amortizor de disipare a energiei e) conexiune cu fantă rotunjită (Soong and Dargush 1997)


Fig. 8. Amortizor cu frecare Pall instalat în biblioteca Webster de la Universitatea Concordia din Montreal.

Fig. 9. Amortizor vâscoelastic

Fig. 10. Exemplu de amortizor vâsco-fluid

2.2.3. Amortizoare Vâscoelastice Materialele vâscoelastice utilizate în aplicaţiile structurale sunt, de obicei, copolimeri sau substanţe sticloase care disipă energie atunci când sunt supuse la deformări. Un exemplu tipic de atenuator vâscoelastic este prezentată în figura 9, care constă din straturi de materiale vâscoelastice mărginite de plăci din oţel. Când este montat într-o structură, deformarea şi disiparea de energie au loc când vibraţiile structurale induc o mişcare relativă între bucaţile exterioare de oţel şi placa din interior. Acestea furnizează extra amortizare, atenuând vibraţiile mecanice, şi astfel îmbunătăţind răspunsurile dinamice globale.

Dispozitivele vâscoelastice au un randament, care este undeva între cea a unui amortizor şi un resort. Sub impulsuri seismice puternice răspunsul resortului este cel mai important, producând un răspuns care creşte efortul adiacent stâlpilor la orice disipare. Amortizoarele vâscoelastice au un raspuns destul de liniar şi sunt capabile să disipe energie la un nivel mic de agitaţie.

Proiectantul trebuie să ia în considerare temperatura mediului ambiant şi frecvenţa de excitare pentru o proiectare corectă cu amortizoare tip vâscoelastic. Aceste dispozitive pot fi modelate cu modelul Maxwell, care este format dintr-un resort şi piston în serie. Curbele forţă-deplasare ale dispozitivelor sunt prezentate în figura 5.


2.2.4. Amortizoarele vâscofluide Profitând de rezistenţa fluidelor vâscoase se realizează amortizoare vâscofluide. Forţele dezvoltate într-un amortizor de vâscozitate sunt proporţionale cu viteza de deformare. Amortizarea prin dispozitive fluide vâscoase scoate practic forţe egale cu zero la intensităţi mici asociate cu mişcarea termică. Amortizoarele vâscoase cu lichid sunt similare cu amortizoarele de la o masină. Acestea constau dintr-un cilindru închis care conţine un lichid vâscos asemanator cu uleiul. O tijă de piston este conectată la un piston cap cu găuri în ea. În primul rând, se mişcă în pistonul cilindru, apoi uleiul este obligat să circule prin găuri în capul pistonului, producând frecare. În cazul în care amortizorul este instalat într-o clădire, transformă o parte din energia de frecare a cutremurului ce intră în clădire în energie termică. Forţa depinde de mărimea orificiilor şi de vâscozitatea uleiului.

Fortele de revenire într-o structură elastică disipate de un amortizor vâscos sunt proporţionale cu intensitatea la care materialul este întins astfel energia fiind disipată prin amortizorul vascos.

αdamperF =C.V (7)

În acest caz C = constantă de amortizare, V = viteza şi α = exponentul vitezei ( 0,3 ≤ α ≤ 1,0 ). Când α este egală cu unitatea, amortizorul este de tip liniar vâscos. Amortizorul fluid comercializat constă dintr-un cilindru şi un piston de oţel inoxidabil, cu un cap de bronz având un orificiu şi un acumulator. Orificiul utilizează o serie de pasaje în forme speciale pentru modificarea debitului cu lichid în funcţie de viteză.

Amortizarea cu fluid vâscos reduce eforturile şi deplasările deoarece forţa de la amortizoare este complet în afara fazei faţă de eforturile din încovoierea stâlpilor. Acest lucru este valabil doar la amortizoarele cu fluid vâscos unde forţa degajată variază în funcţie de viteză.

Având în vedere că la un cutremur amortizoarele se deplasează în faţă şi în spate, efortul maxim suferit de stâlpi apare în momentul în care clădirea se înclină cel mai mult faţă de poziţia sa iniţială. Acesta este momentul în care eforturile din stâlpii încovoiaţi îşi schimbă direcţia pentru a reveni în poziţia iniţială. Dacă adăugăm un amortizor vâscofluid forţa de amortizare va ajunge la zero în momentul de înclinare maximă al clădirii. În momentul în care clădirea se întoarce la poziţia iniţială forţele de amortizare apar la intensitate maximă. Acesta este momentul în care forţele suportate de stâlpi sunt minime. Aceasta este proiectarea ideala a amortizoarelor vâscofluide.

Amortizoarele cu fluid inert au multe avantaje mostenind comportamentul vâscos linear, intensitatea lovirii şi a forţei degajate, instalarea uşoară, întreţinere aproape gratis, fiabilitate şi longevitate. Aceste amortizoare ajută structura să se autocentreze perfect în orice împrejurare.

2.2.5. Amortizoarele cu masa acordată

Obiectivul încorporării unui amortizor cu masa acordată într-o structură este în mare parte acelaşi cu obiectivul utilizării unui amortizor metalic şi a altor disipatori de energie şi anume pentru a reduce energia disipată asupra elementelor structurale importante sub acţiunea forţelor externe.

Reducerea se realizează în acest caz tranferând o parte din vibraţiile structurale către amortizorul cu masa acordată care, în forma cea mai simplă, constă într-un resort auxiliar de mari dimensiuni ancorat sau ataşat de structura principală. La amortizoarele cu masa acordată în mod normal un bloc de beton armat sau unul de metal se comportă ca o a doua masă.

Amortizarele şi resorturile auxiliare sunt utilizate pentru a ataşa masa secundară la structura primară şi de a asigura mecanismul de redresare şi disipare necesar pentru a acorda sistemul pentru un răspuns optim sub diferite tipuri de excitaţii dinamice.


Se cunoaste că un amortizor pasiv cu masa acordată (TMD) se poate acorda la o singură frecvenţă structurală. În timp ce răspunsul rapid al unei structuri MDOF cu amortizor cu masa acordată poate fi diminuat, răspunsul instantaneu creşte direct proporţional cu numărul de etaje ale structurii.

Pentru excitatii legate de cutremure reducerea răspunsului este mare, pentru mişcări rezonante ale solului şi mult diminuate atunci când frecvenţa dominantă a mişcării solului se îndepărtează de frecvenţa naturală a structurii (la care este acordat amortizorul).

2.2.6. Amortizoarele lichide acordate Amortizoarele lichide acordate funcţionează pe acelaşi principiu ca amortizorul cu masa acordată, un rezervor de apă înlocuieşte greutatea iar mişcarea lichidului creează resortul datorită unor grile cu găuri care temperează mişcarea apei.

2.3. Sisteme cu control activ Termenul „activ” este utilizat pentru a indica că operarea acelor sisteme implică o forţă externă.

Aceste sisteme folosesc feed-back-ul de la senzorii de măsurare ale unor structuri pentru a diminua comportamentul elementelor structurale prin intermediul unor acuatoare mecanice. Datele oferite de senzori sunt transmise la un calculator care activează sisteme şi care modifică raspunsul structurii continuu pe tot parcursul excitaţiei.

Există diferite tipuri de sisteme de control folosite în prezent cum ar fii: amortizorul activ de masă, izolator de bază activ şi tendoane active.

Tendoanele active sunt sisteme în care presiunea este setată în fiecare tendon şi variază în timpul cutremurului într-un fel în care reduce răspunsul structurii. Sistemul activ de amortizor de masă este o combinaţie între un amortizor cu masă acordată şi un acuator controlat activ. Forţele din acuatorul de control sunt angajate să crească eficienţa sistemului.

O problemă a acestui sistem este faptul că este dependent de o sursă de energie electrică. Acest curs de energie nu trebuie să fie întrerupt în timpul unui seism puternic altfel întreg sistemul se va opri.

2.4. Conectori semi-activi

La răscrucea dintre sistemul activ şi pasiv de control structural existp o zonă de cercetări ce propune utilizarea unor materiale „inteligente” care să „simtă” cum trebuie aplicat controlul. Aceasta clasa de materiale inteligente poate fi introdusă în elemente structurale capabile să modifice comportamentul structural ca răspuns la stimuli externi. Sistemul de conectori semi activi a fost dezvoltat pentru a beneficia de avantajele atât ale sistemelor pasive cât şi a celor active.

Termenul „semi-activ” este folosit pentru a indica faptul că sistemul necesită o doză foarte mică de energie externă. Ca şi într-un sistem de control activ proprietăţile mecanismului sunt tipic ajustabile în funcţie de feed-back-ul oferit de sistemul structural pe care este ataşat ca într-un sistem pasiv de control, sistemul semi-activ utilizează mişcarea structurii pentru a obţine forţe de control. Forţele de control sunt produse prin ajustări ale caracteristicii amortizoarelor sau ale rigidităţii sistemelor semi-active de control.

Sistemele semi-active nu pot da greş deoarece sunt construite în aşa fel încat la o pierdere de curent să folosească caracterisicile prestabilite ale amortizoarelor. Materialele cele mai folosite care au fost studiate: elemente piezoelectrice, aliaje ce îşi schimbă forma în funcţie de mediu, fluide electro-reologice şi cel mai recent fluide magneto-reologice. Pentru a crea un sistem semi-activ de amortizoare este nevoie de utilizarea unei valve controlabile electro-mecanic pentru a altera rezistenţa unui amortizor hidraulic fluid convenţional. O altă clasă de sisteme semi-active


utilizează fluide controlabile. De exemplu fluidele magneto-reologice care sunt bazate pe fluide speciale capabile să-şi modifice vâscozitatea, aplicând un câmp electromagnetic pot ajunge în cateva miimi de secundă în stare semi-solidă. Astfel produce, având în vedere o strategie de calcul presetată, forţele necesare.

Bibliografie

[1] Anagnostopoulos, S.A. (1988), "Pounding of buildings in series during earthquakes" ASCE Journal of Structural Engineering and Structural Dynamics, Vol. 16, pp. 443-456.

[2] Anagnostopoulos, S.A., Spiliopoulos, K.V. (1992), "An investigation of earthquake induced pounding between adjacent buildings", Earthquake Engineering and Structural dynamics, Vol. 21, pp. 289-302.

[3] Beskos, D. E., Anagnostopoulos, S. A. (1997), "Computer Analysis and Design of Earthquake Resistant Structures, a Handbook", Computational Mechanics Publications, Southampton.

[4] Chau, K.T., Wei, X.X. (2001), "Pounding of structures modelled as non-linear impacts of two oscillators" Earthquake Engineering and Structural dynamics, Vol. 30, pp. 633-651.

[5] Eurocode 8 (2003), "Design of structures for earthquake resistance", prEN 1998-1. [6] FEMA-172 (1992), "Techniques for the Seismic Rehabilitation of Existing Buildings", Building seismic safety

council, Washington D.C. [7] GOSCA (2001), Denoël, V., "Calcul sismique des ouvrages d'art" Travail de fin d'études de l'Université de

Liège. [8] Jankowski ,R. (2004), "Non-linear viscoelastic model of structural pounding" 13th World conference on

Earthquake Engineering, Paper No. 3082. [9] Maison, B.F., Kasai, K. (1992), "Dynamics of pounding when two buildings collide" Earthquake Engineering

and Structural dynamics, Vol. 21, pp. 771-786. [10] NEHRP, October 1997 "Guidelines for the seismic rehabilitation of buildings — Provisions: FEMA 273 —

Commentary FEMA 274", Federal Emergency Management Agency, Washington, DC. [11] Pantelides, C.P., Ma, X. (1998), "Linear and Non-linear pounding of structural systems" Computers and

Structures Vol. 66 (1) pp. 79-92. [12] Papadrakakis, M., Mouzakis, H., Plevris, N., Bitzarakis, S. (1991), "A Lagrange multiplier solution method for

pounding of buildings during earthquakes" Earthquake Engineering and Structural dynamics, Vol. 20, pp. 981-998.

[13] Plumier, A., Warnotte, V., Van Alboom, W (2005), "A case study of flexible reconnection over expansion joints in a buildings" 9th World Seminar on Seismic Isolation, Energy Dissipation and Active Vibration Control of Structures.

[14] Rosenblueth, M., Meli, R. (1986), "The 1985 earthquakes: causes and effects in Mexico City", Concrete International 8, American concrete institute, pp. 23-24.

[15] SAP2000, "Three dimensional static and dynamic finite element analysis and design of structures, Version 9.0" Computers & Structures, inc, Structural and Earthquake Engineering Software, Berkeley, California, USA.

[16] Soong, T. T., and Dargush, G. F. (1997), "Passive Energy Dissipation Systems in Structural Engineering", Wiley, Chichester.

[17] UBC (1992) "Uniform building codes" International conference of building officials Whittier CA. [18] Valles, R.E., and Reinhorn, A.M. (1997), "Evaluation, Prevention And Mitigation Of Pounding Effects In

Buildings Structures", National Center of Earthquake Engineering Research Technical Report. [19] Wolf, J. P., Skrikerud, P. E. (1980), "Mutual pounding of adjacent structures during earthquakes" Nuclear

Engineering and Design, Vol. 57, pp. 253-275. [20] Warnotte V. Structural problems due to earthquake action at joints between building structures - D.E.A.

Graduation Work [21] Plumier, A., C. Doneux, V. Caporaletti, F. Ferrario, D. Stoica – Guide Tehnique Parasismique Belge Pour

Maisons Individuelles – L’Universite de Liege – Belgium [22] D. Stoica, A. Plumier – Seismic behavior of non-engineered masonry structures / First part – Synthesis on

numerical modelling of masonry walls behaviour / First draft – March 2003 – University of Liege – Belgium [23] V.Warnotte, P. Tragakis, D.Stoica, M. Voiculescu - State of the art In the pounding mitigation techniques -

“Computational Civil Engineering Iasi 2007”, International Symposium


SPECIFICUL DEPOZITĂRII CONTROLATE A DEŞEURILOR PROVENITE DIN INDUSTRIA DE GAZE

PARTICULARITIES OF THE WASTE DISPOSAL CONTROL FROM THE GAS INDUSTRY WASTE

Camelia MANOLIU1

Rezumat: Deşeurile rezultate din activitatea forajelor şi a producţiei de puţuri de gaze ar trebui înlăturate, conform legislaţiei ţării şi legislaţiei UE. Soluţiile tehnice pentru înlăturarea acestora sunt stabilite din perspectiva deşeurilor, a caracteristicilor terenului şi a cerinţelor legislative. Lucrarea prezintă, de asemenea, analiza infiltrării apei prin gropile de gunoi, folosind modelul "HELP".

Cuvinte cheie: deşeuri, depozite de deşeuri, levigat, geosintetice

Abstract. The waste resulted from the activity of drilling and production of gas wells should be disposed following the country and UE legislation. The technical solutions for disposal are established following the waste category, site characterization and legislative requirements. The paper also presents the water infiltration analyzes through a waste landfill using the HELP model.

Keywords: waste, landfill, leachate, geosyntetics

1. Specificul activităţilor de extracţie a petrolului şi gazelor naturale

Activitatea de exploatare a zăcămintelor de gaze naturale este o activitate complexă, care presupune o serie de lucrări, începând de la executarea de prospecţiuni geologice pentru descoperirea resurselor, la executarea de foraje de cercetare geologică, foraje de exploatare, executarea şi exploatarea de instalaţii şi echipamente specifice privind transportul, separarea, uscarea, comprimarea şi măsurarea gazelor naturale.

Forajul reprezintă întregul complex de lucrări legate de traversarea formaţiunilor geologice ale scoarţei terestre, de la suprafaţă şi până la o anumită adâncime în scopul realizării unei sondei. În industria de petrol şi gaze la realizarea sondelor se foloseşte de regulă sistemul rotativ care constă în dislocarea neîntreruptă a rocilor de către o sapă rotită şi apăsată pe talpa sondei şi în evacuarea continuă a detritusului rezultat de către un curent de fluid de foraj.

Pentru forarea sondelor, în funcţie de condiţiile şi posibilităţile existente, se utilizează: - gaze(aer sau gaze naturale); - lichide (apă industrială, petrol brut); - sisteme eterogene gaz-lichid, lichid-lichid, lichid –solid (ceaţă, spumă, emulsii, soluţii

coloidale, soluţii de electroliţi, suspensii, lichide aerate).

Fluidele pe bază de apă sunt cele care au faza continuă formată din apa, în care sunt introduşi toţi ceilalţi componenţi:

1 Drd.ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Tehnical University of Construction Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică ( Faculty of Hydrotehnics) catedra de Geotehnică şi Fundaţii (Geotehnical Department) Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Sanda Manea Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Tehnical University of Construction Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică ( Faculty of Hydrotehnics) catedra de Geotehnică şi Fundaţii (Geotehnical Department)


- apa industrială; - soluţiile electrolitice (de NaCl, CaCl2, KCl, CaBr2, ZnBr2, ZnCl2, etc.); - fluidele (noroaiele) pe baza de argilă; - cu conţinut redus de argilă (sub 4% vol/vol) şi polimeri floculanţi (imprimă noroiul

caracter nedispersat); - fără argilă şi polimeri biodegradabili; - noroaie aerate; - spume.

Proprietăţile principale ale fluidelor de foraj sunt:

- Densitatea; - Vâscozitatea aparenta si gelaţia fluidelor de foraj; - Reologice; - Tixotropice - capacitatea tixotropică a unui fluid de foraj se apreciază prin valoarea tensiunii

statice de forfecare (rezistenţa de gel sau limita adevărată de curgere), după o anumită perioadă de rămânere în repaus şi prin viteza cu care această rezistenţă creşte în timp;

- Conţinutul de lichide şi solide; - Conţinutul echivalent de bentonită; - Conţinutul de nisip; - Conţinutul de gaze; - Capacitatea de filtrarea şi colmatare; - Indicele pH; - Determinarea alcalinităţii; - Conţinutul de săruri solubile; - Stabilitatea fluidelor de foraj; - Adezivitatea şi proprietăţile lubrifiante; - Capacitatea abrazivă şi erozivă.

2. Deşeuri rezultate din activitatea de extracţie gaze naturale

Activitate de exploatare a zăcămintelor de gaze naturale generează deşeuri, unele deşeuri sunt reutilizabile, dar există şi deşeuri care necesită a fi eliminate controlat.

Compoziţia chimică a deşeurilor specifice rezultate din activitatea de extracţie a gazelor naturale este diferită de la o sondă la alta, depinde de natura fluidului de foraj utilizat, de natura stratelor geologice traversate şi de tipul de operaţiuni speciale efectuate la sonde.

Principalele categorii de deşeuri specifice acestei activităţi, conform HG 856/2002 :

01 05 - Noroaie de foraj şi alte deşeuri de la forare

01 05 04 - Deşeuri şi noroaie de foraj pe bază de apă dulce

01 05 05∗- Deşeuri şi noroaie de foraj cu conţinut de uleiuri

01 05 06* - Noroaie de foraj şi alte deşeuri de forare cu conţinut de substanţe periculoase

01 05 07 - Noroaie de foraj şi deşeuri cu conţinut de baritină, altele decât cele specificate la 01 05 05 şi 01 05 06

01 05 08 - Noroaie de foraj şi deşeuri cu conţinut de cloruri, altele decât cele specificate la 01 05 05 şi 01 05 06


3. Problematica gestionării deşeurilor provenite din industria de gaze

În conformitate cu legislaţia în vigoare privind regimul deşeurilor, producătorii de deşeuri au următoarele obligaţii:

- să ia măsurile necesare de reducere la minimum a cantităţilor de deşeuri rezultate din activităţile existente;

- să conceapă şi să proiecteze tehnologiile şi activităţile specifice, astfel încât să se reducă la minimum posibil cantitatea de deşeuri generată de aceste tehnologii;

- să nu amestece diferitele categorii de deşeuri periculoase cu deşeuri nepericuloase; - să nu genereze fenomene de poluare prin descărcări necontrolate de deşeuri în mediu; - să ia măsurile necesare astfel încât eliminarea deşeurilor să se facă în condiţii de

respectare a reglementărilor privind protecţia populaţiei şi a mediului; - să nu abandoneze deşeurile şi să nu le depoziteze în locuri neautorizate; - să separe deşeurile înainte de colectare, în vederea valorificării sau eliminării acestora.

4. Analiza infiltraţiilor prin depozit cu ajutorul programului HELP

Una din etapele cheie în proiectarea unui depozit de deşeuri este reprezentată de evaluarea bilanţului hidrologic.

Bilanţul hidrologic este utilizat pentru estimarea cantităţii de levigat, pentru dimensionarea sistemelor de colectare a acestuia, ca şi pentru optimizarea sistemelor de etanşare utilizate.

Astfel s-a determinat bilanţul hidrologic pentru Depozitul de deşeuri de la Scheia, in faza de proiect, care este destinat deşeurilor provenite din activitatea de foraj şi producţie a sondelor de gaze naturale din zona Moldova pe o perioadă de 20 ani. Cantitatea maximă prevăzută pentru a fi prelucrată şi depozitată anual este de cca 300mc.

Soluţia tehnică adoptată pentru sistemul de etanşare –drenaj de bază (de jos in sus) :

- barieră naturală argiloasă, cu permeabilitate de cca 10-9 m/s, cu grosimi variabile, de minim 0.5 m;

- geocompozit bentonitic alcătuit din geomembrană din polietilenă de înaltă densitate de 1.5 mm grosime + bentonita;

- geotextil de protecţie a geomembranei, de 1200 g/m2; - strat drenant din pietriş, de 0.50 m grosime, în care sunt încorporate tuburi perforate de

drenaj, din polietilenă de înaltă densitate, riflate, învelite în geotextil cu rol filtrant; panta tuburilor de drenaj este de 2°/°°;

- geotextil de separaţie între stratul drenant şi cel de deşeuri.


Soluţia tehnică pentru acoperirea depozitului (de jos in sus): - geotextil de separare şi drenare a suprafeţei reziduurilor depuse; - geomembrană din polietilenă de joasă densitate, flexibilă, de 1 mm grosime; - geotextil de protecţie a geomembranei, de 800 g/m2, - strat mineral de drenaj din pietriş de 50 cm grosime; - geotextil de separaţie între stratul drenant şi acoperirea minerală; - acoperire cu pământ, 1.0 m grosime, din care 0.30 m sol vegetal.

Geotextilele de protecţie şi de separaţie din sistemele de etanşare de baza şi suprafaţă nu au fost luate în considerarea pentru calculul de infiltraţie.

Pentru determinarea cantităţilor de levigat în perioada de exploatare şi post închidere, pentru depozitul de deşeuri de la Şcheia, au fost modelate cu ajutorului programului HELP, versiunea Visual HELP 3.1. patru cazuri în cadrul cercetărilor: Cazul I cel mai defavorabil pentru o celula deschisă, în curs de exploatare, este când cel în

care grosimea de deşeuri este mică (1m). În acest caz s-a făcut o modelare în care s-au luat în considerare precipitaţiile ce pot apărea cu frecvenţa de apariţie de la 1 la 5 ani. S-a considerat că în acest caz apele de şiroire din zona celulei de exploatare sunt colectate tot la bază, prin sistemul de colectare a levigatului (0% din suprafaţa supusă şiroirii).

Cazul II pentru o celulă deschisă, este cel în care grosimea de deşeuri este de 2,5m. În acest caz s-a făcut o modelare în care s-au luat în considerare precipitaţiile ce pot apărea cu frecvenţa de apariţie de la 1 la 10 ani. S-a considerat ca în acest caz apele de şiroire din zona celulei de exploatare sunt colectate tot la baza, prin sistemul de colectare a levigatului (0% din suprafaţa supusa şiroirii).

Cazul III pentru o celulă deschisă, este cel în care grosimea de deşeuri este de 5m. În acest caz s-a făcut o modelare în care s-au luat în considerare precipitaţiile ce pot apărea cu frecventa de apariţie de la 1 la 10 ani. S-a considerat ca în acest caz apele de şiroire din zona celulei de exploatare sunt colectate tot la bază, prin sistemul de colectare a levigatului (0% din suprafaţa supusa şiroirii).

Cazul IV cazul cel mai favorabil este cel în care celula este închisă. În acest caz perioada de modelare a fost de 50 ani. Pentru acest caz s-a considerat că şiroirea poate avea loc pe 80 % din suprafaţă.

S-a considerat că geomembranele ce asigură etanşarea de bază şi de suprafaţă pot prezenta defecte (de fabricaţie şi/sau instalare) în număr de 4/ha (2 defecte de fabricaţie şi 2 de instalare), iar instalarea sa este realizată slab (cu prezenţa unor pliuri).

Generarea datelor meteorologice s-a făcut cu ajutorul generatorului de vreme pe baza înregistrărilor de vreme de la staţia meteo Suceava.


Pentru fiecare caz în parte au fost modelate şi analizate valorile zilnice, lunare sau anuale, în valoare absolută sau cumulate ale următorilor parametri:

cantitatea de precipitaţii, evapotranspiraţie, şiroire şi levigat drenată prin stratul de drenaj de bază;

sarcina hidraulică pe geomembrană de la baza depozitului; cantitatea de levigat infiltrata în teren; cantitatea de apă din precipitaţii drenată lateral prin drenajul suprafaţă;

Valorile au fost exprimate atât ca rată, cât şi ca valori absolute (volume). Pentru perioada de exploatare pentru cele 3 cazuri (I, II, III) se observă:

valoarea maximă zilnică de levigat drenat la baza, în perioada de exploatare este de 6,4x 10-8m/zi, respectiv de 6,4x10-4m/zi/ha;

valoarea maximă anuală de levigat drenată la bază, în perioada de exploatare este de 6,4x 10-1m/an, respectiv de 6254 m3/an;

în ipoteza în care o celulă este exploatată timp de 10 ani, rezultă o cantitate totală cumulată de levigat drenat de 53205 m3/ha.

Se constată că sarcina hidraulică medie pe geomembrana este foarte mică de 0.014m, adică 1,4cm, ceea ce atestă faptul ca sistemul de drenaj este proiectat corespunzător şi funcţionează corect.

Având în vedere cantităţile mari de levigat cumulate într-o perioadă de 5 sau 10 ani care sunt drenate şi colectate la baza depozitului, se impune ca celulele de depozitare să fie închise imediat după atingerea cotei finale de umplere şi acoperirea lor temporară cu pământ pe perioadele în care nu se depozitează pe perioade mai mari de timp.

În mod ideal, dimensiunile celulelor de depozitare ar trebui să fie cât mai mici, astfel încât volumul de levigat să fie minim. Această soluţie presupune, însă, costuri foarte mari de execuţie a digurilor de compartimentare şi pierderea unui volum de stocare important.

Se observă de asemenea, că volumul de levigat infiltrat prin întregul sistem de etanşare de baza în terenul de fundare este de ordinul 1,42 x10-6 rata anuală, ceea ce arată eficienţa sistemului proiectat.

Pentru perioada post închidere pentru cazul IV se poate observa: valoarea zilnică maximă de levigat drenat la baza depozitului este de 4,15x10-2m3/zi/ha,

respectiv o rată de 4,15x10-6m/zi valoarea maximă de levigat drenat la baza depozitului este de 14,86 m3/an/ha, respectiv

1,4x10 -3m/zi/an, valoarea zilnică maximă de apă din precipitaţii drenată prin sistemul de suprafaţă este de

107 m3/zi/ha, respectiv de 1x10-2m/zi. valoarea anuală maximă de apă din precipitaţii drenată prin sistemul de suprafaţă este de

4861m3/an/ha, respectiv o rată de 0,48 m/an. Pentru perioada post închidere se constată, în mod evident, o diminuare a cantităţilor de levigat colectat prin sistemul de bază, precum şi o scădere a cantităţilor infiltrate în terenul de fundare.

Sistemul proiectat de drenaj al apelor din precipitaţii de suprafaţă funcţionează corect, drenând cca 127 773,3 m3/an din cantitatea de apa căzută.

Pe baza modelarii prin programul HELP se trage concluzia că sistemele de etanşare şi drenaj proiectate sunt eficiente, iar valorile rezultate pentru volumul de levigat şi ritmul său de colectare şi drenare vor putea fi folosite pentru dimensionarea sistemelor de stocare temporară, respectiv de reinjectare sau, eventual, epurare a levigatului.


Astfel s-a demonstrat că programul HELP printr-o utilizare judicioasă se dovedeşte un instrument util în verificarea, optimizarea, dimensionarea sistemelor de etanşare –drenaj –colectare-stocare-epurare.

Utilizând HELP toate aceste sisteme pot fi dimensionate conform situaţiei din fiecare caz în parte, fără supradimensionări inutile bazate pe valori din literatură.

Mai mult, poate fi testat răspunsul sistemului proiectat în diferite situaţii şi pentru diverse solicitări.

Fig.1. Profilul HELP al depozitului închis

Fig.2. Rata anuală a precipitaţiilor,evapotranspiraţiei şi de levigat drenat la baza depozitului

(1 celulă, 1m deşeu la 5 ani)


Fig.3. Rata anuală a precipitaţiilor, evapotranspiraţiei şi de levigat drenat la baza depozitului

(1 celulă, 2,5m deşeu la 10 ani)

Fig 4. Ratele anuale de precipitatii,evapotranspiratie şi siroire încazul celulei închise

Bibliografie

[1] Ana,I.. –Fluide de foraj şi cimenturi, Ministerul Petrolului, 1986. [2] Gray,RG.,Darley, H.C.M.- Composition and properties of Oil Well Drilling Fluids, Gulf Publishing

Company, Editia a IV-a, 1981, [3] Macovei, N. Fluide de foraj şi cimenturi de sondă, Editura Universităţii din Ploieşti, 1993. [4] Matthews, W.R., Kelly, G.,- How to predict formation pressure and fracture gardient, O.G.J.,februarie,1967 [5] Popescu,M.G.- Fluide de foraj şi cimenturi de sondă, Editura Universităţii din Ploieşti, 2004, 279p [6] ***UTCB (2003) „Depozit ecologic pentru deşeurile rezultate din activitatea de foraj şi producţie sonde gaze

naturale Şcheia, Judeţul Suceava – Studiu de fezabilitate”, contract UTCB 107/2002, beneficiar SNGN ROMGAZ

[7] ***Scientific Software - Manual Visual HELP 3.1


COMPARAŢII ÎNTRE METODELE DE ANALIZĂ PUSHOVER SPAŢIALE

COMPARISONS BETWEEN SPATIAL PUSHOVER METHODS

Andrei ZYBACZYNSKI1

Rezumat: În ultimul timp, calculul static neliniar (respectiv analiza pushover) se bucură de un interes major din partea inginerilor proiectanţi datorită extinderii proiectării bazate pe performanţa seismică (performance based seismic design) care impune determinarea cantitativă şi calitativă a fenomenelor produse la diferite niveluri ale acţiunii seismice. O extindere remarcabilă a domeniului potenţial de utilitate a analizei de tip pushover s-a realizat odată cu dezvoltarea algoritmilor şi programelor de calcul pentru structuri spaţiale, indispensabile calculului structurilor ce prezintă neregularităţi semnificative în plan şi/sau elevaţie. Implementarea diferitelor metode de calcul static neliniar pushover în programele de calcul disponibile pe piaţă poate ridica o serie de probleme în ceea ce priveşte alegerea celei mai bune metode de analiză pushover care să răspundă nevoilor unui proiect. Scopul acestui articol îl reprezintă evaluarea diferitelor metode de analiză pushover spaţiale prezentate în literatura de specialitate pentru a se putea stabili performanţele acestora şi domeniul în care aplicarea fiecărei metode conduce la cel mai bun raport între precizia rezultatelor furnizate şi volumul de muncă necesar rulării acestor analize.

Cuvinte cheie: analiză pushover, comportare spaţială, reprezentarea curbei de capacitate.

Abstract: In recent years, static nonlinear methods (pushover analysis) became very popular for structural designers due to development of performance based design which demand a very good estimation of the phenomena that appear at different levels of seismic load. A very important improvement is represented by the development of the spatial pushover analysis algorithms and software, indispensable in the evaluation of structures with irregularities in plan or elevation. The multitude of spatial pushover algorithms and commercial software that exist today, raises a real challenge in choosing the best method suited for a specific project. In this article I will evaluate different methods of spatial pushover analysis in order to determine their performance and the domain in which the application of one method leads to the best ballance between the precision of results and the time consumed running the analysis.

Keywords: pushover analysis, spatial behavior, representation of capacity curve.

1. Introducere

Utilizarea unor modele plane pentru a determina răspunsul seismic al structurilor spaţiale înseamnă, de fapt, considerarea numai a componentelor de translaţie ale acestui răspuns. În cazul general al structurilor nesimetrice în plan şi cu neregularităţi în elevaţie, cuplarea mişcărilor de translaţie după axele principale ale sistemului cu cele de torsiune apare în fiecare mod propriu de vibraţie acest lucru impunând utilizarea unui model spaţial de calcul al structurii.

Trecerea de la nivelul de analiză plană a structurilor la analiza spaţială generează o serie întreagă de probleme referitoare la modul de aplicare a încărcărilor variabile pe structură atât în ceea ce 1Asistent, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (assistent, Technical University of Civil Engineering) Facultatea de Construcţii Civile (Faculty of Civil Engineering) , e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Crainic Liviu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, Technical University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Faculty of Civil Engineering)


priveşte punctul de aplicare – în centrul de greutate sau în dreptul fiecărui element structural – cât şi în ceea ce priveşte valoarea acestor încărcări şi distribuţia lor pe verticală.

De asemenea, o importanţă deosebită o are modul în care încărcările laterale, fie ele deplasări sau forţe, se aplică structurii în timpul analizei: forma vectorului de încărcare rămâne constantă pe parcursul analizei sau se actualizează în funcţie de caracteristicile structurii la fiecare pas al analizei.

După o scurtă prezentare a studiilor întreprinse la nivel internaţional în ceea ce priveşte extinderea metodelor de analiză pushover la structuri spaţiale, în acest articol, se efectuează un studiu numeric în care se vor evalua performanţele diferitelor procedee de analiză prezentate în raport cu rezultatele furnizate de analiza dinamică spaaţială neliniară.

2. Metode de analiză pushover pentru structuri spaţiale

Cea mai simplă metodă de a lua în considerare efectele comportării spaţiale este cea prezentată în codurile de proiectare şi constă în mutarea punctului de aplicaţie al forţelor în planul fiecărui etaj faţă de poziţia centrului de rigiditate elastică. Aceste deplasări sunt exprimate prin intermediul excentricităţilor induse de mişcarea seismică în dreptul a două laturi critice ale structurii, latura flexibilă şi latura rigidă [1].

Una din primele încercări de a îmbunătăi matodele pushover clasice a fost întreprinsă de Moghadam şi Tso [2]. În această metodă două analize pushover şi o analiză dinamică neliniară a unui sistem cu 1GLD sunt utilizate pentru a determina deformaţiile structurale şi degradările elementelor structurale situate pe perimetrul structurii supuse unei acţiuni seismice. Metoda se bazează pe presupunerea faptului că structura se va deforma conform unui singur mod de vibraţie în timpul cutremurului, acest lucru reprezentând un important neajuns deoarece mai multe moduri de vibraţie contribuie în răspunsul seismic al structurilor neregulate, mai ales în domeniul post elastic. Continuându-şicercetările în acest domeniu, Moghadam şi Tso [3] au propus o metodă modificată de a cuantifica efectele torsiunii. În această nouă metodă, deplasarea ţintă este obţinută prin efectuarea unei analize spectrale elastice a structurii. Distribuţia pe verticală a forţelor orizontale corespunzătoare fiecărui element structural este determinată tot din analiza spectrală, astfel încât ţine seama de contribuţia modurilor superioare de vibraţie. Având determinate deplasarea ţintă şi distribuţia forţelor orizontale pe înălţimea elementelor structurale, se efectuează o serie de analize pushover bidimensionale pentru fiecare element structural în parte. Deşi acestă metodă surprinde influenţa modurilor superioare de vibraţie nu poate surprinde modificările ce apar în distribuţia verticală a forţelor în momentul în care structura intră în domeniul postelastic de comportare. De asemenea, prin analizarea separată a fiecărui element structural acestă metodă nu poate descrie fenomenele de redistribuţie a încărcărilor între elementele structurale aflate în stadii diferite de comportare şi nici nu poate modela deplasarea centrului de rotire din poziţia corespunzătoare comportării elestice spre cea corespunzătoare stării limită ultime.

Kilar şi Fajfar [4] propun o altă abordare în privinţa analizei pushover a structurilor neregulate. Punctul de plecare al acestei strategii este creerea unui pseudo model matematic al structurii ce constă în asamblarea unor macroelemente bidimensionale care modelează pereţi structurali, pereţi cuplaţi sau pereţi rezemaţi pe stâlpi. Deşi acestă schemă pare simplă, în aplicare ea nu poate surprinde influenţa modurilor superioare de vibraţie datorită faptului că distribuţia pe verticală a forţelor, aşa cum este prevăzută în acest algoritm, este triunghiulară și invariabilă pe parcursul analizei.

Faella şi Kilar [5] investighează aplicabilitatea metodei pushover convenţională, cu distribuţie triunghiulară a forţelor pe înălţimea structurii, în analiza structurilor nesimetrice în plan. Inovaţia propusă a fost mutarea punctului de aplicaţie al forţelor orizontale pentru a se potrivi cu rezultatele furnizate de analizele dinamice neliniare. Autorii au încercat patru poziţii ale punctului de aplicaţie al forţelor orizontale: centrul de masă (CM), CM – 0.05L, CM + 0.05L şi


CM + 0.15L. Rezultatele obţinute arată că prin deplasarea punctului de aplicare al forţelor orizontale, deformaţiile structurii obţinute prin analiza pushover se apropie de cele obţinute prin analiza dinamică neliniară, atât pe latura flexibilă cât şi pe latura rigidă. Deși rezultatele obţinute pentru deplasări sunt foarte bune, rotirile planşeelor înregistrate în analizele dinamice sunt mult mai mari decât cele obţinute folosind procedeul pushover propus.

Chopra şi Goel [6] propun o extindere a metodei de analiză pushover multimodală la structuri spaţiale nesimetrice. În această metodă, răspunsul inelastic al structurii la forţele seismice este estimat printr-o analiză statică pushover a structurii încărcată cu forţe laterale şi momente de torsiune distribuite în funcţie de fiecare mod de vibraţie în parte. Deplasările ţintă se determină din rezolvarea ecuaţiei de mişcare a unui sistem cu 1GLD cu proprietăţi determinate din analiza pushover a structurii cu încărcări corespunzătoare fiecărui mod de vibraţie. După determinarea deplasărilor se mai efectuează o analiză pushover a structurii încărcate cu forţele corespunzătoare fiecărui mod de vibraţie, structura fiind împinsă până se ating deplasările ţintă asociate fiecărui mod de vibraţie. Rezultatele finale se obţin din combinarea rezultatelor obţinute din aceste analize. Deși această metodă modelează efectul modurilor superioare de vibraţie în răspunsul final, ea nu poate surprinde modificarea caracteristicilor dinamice ale structurii datorate degradării progresive a rigidităţii elementelor structurale pe masură ce structura avansează în domeniul postelastic de comportare.

Penelis şi Kappos [7] propun o metodă de analiză pushover în care vectorul de încărcare, atât în ceea ce priveşte forţele orizontale cât şi momentele de torsiune, se determină în urma unei analize spectrale a structurii elastice. Această metodă, deşi are avantajul de a surprinde, printr-o modalitate foarte simplă şi uşor de aplicat în proiectarea curentă, efectul modurilor superioare de vibraţie, inclusiv torsiunea, nu poate depăşi principalul dezavantaj al metodelor pushover convenţionale şi anume imposibilitatea de a surprinde modificările apărute în structură pe masură ce aceasta trece în domeniul postelastic de comportare datorită păstrării unui vector de încărcare invariant.

Antoniou şi Pinho [8a şi 8b] au dezvoltat o metodă de analiză pushover adaptivă în care rigiditatea şi carateristicile modale ale structurii sunt evaluate la fecare pas de încărcare pentru a se putea adapta vectorul încărcărilor. Această metodă a fost testată cu succes pentru structurile plane trecerea la structuri spaţiale reprezentând o evoluţie firească.

Metoda propusă este integral adaptivă şi multimodală. Ea surprinde degradările de rigiditate şi alungirea perioadelor proprii de vibraţie datorată avansării structurii în domeniul postelastic de comportare. Proprietăţile dinamice ale structurii sunt determinate cu ajutorul vectorilor proprii de vibraţie calculaţi pentru rigidităţile efective ale structurii corespunzătoare pasului curent de încărcare. Acestă metodă prezintă două variante ele diferind prin tipul de încărcare laterală considerată: încărcare în forţe sau în deplasări. Conform studiilor efectuate de către autori, varianta cu încărcare în deplasări este superioară celei cu încărcarea în forţe mai ales în cazul structurilor spaţiale. Acest algoritm poate fi considerat reprezentativ pentru nivelul la care a ajuns cercetarea în acest domeniu şi, datorită implementării lui într-un progam de calcul, va fi folosit pentru studiile numerice efectuate.

3. Reprezentarea curbelor de capacitate pentru analizele pushover spaţiale

Scopul analizelor statice neliniare îl reprezintă evidenţierea comportării unei structurii supuse unor încărcări orizontale crescătoare. Această comportare este decrisă cel mai bine de o relaţie forţă generalizată – deplasare generalizată.

Pentru structurile plane relaţia standard pentru descrierea proprietăţilor unei structuri, este reprezentată de curba de capacitate forţă tăietoare de bază – deplasare la vârful structurii.


Această reprezentare a caracteristicilor structurii este foarte simplă şi intuitivă, cu ajutorul ei dintr-un singur grafic putându-se deduce foarte uşor, cel puţin calitativ, caracteristicile de rezistenţă şi ductilitate ale unei structuri.

Pentru structurile spaţiale deplasarea punctului de referinţă este compusă din trei deplasări şi trei rotiri. Eliminându-se deplasarea pe direcţia axei verticale şi rotirile în jurul celor două axe orizontale deoarece acestea nu furnizează informaţii semnificative, rezultă că deplasarea punctului de control este descrisă de două translaţii în plan orizontal şi o rotire în jurul axei verticale. Curba de capacitate pentru structura tridimensională trebuie să facă referire la toate aceste trei componente ale deplasării punctului de control pentru a putea descrie în totalitate comportarea spaţială a structurii.

Descrierea comportării spaţiale a unei structuri în timpul analizei pushover este realizată, în studiile întreprinse până în prezent, prin prezentarea unei curbe caracteristice pentru centrul de greutate şi a încă două curbe suplimentare corespunzătoare laturii flexibile şi laturii rigide. Rotirea structurii în plan orizontal se poate deduce apoi din diferenţele ce apar între valorile acestor curbe.

DEPLASARE NOD DE CONTROL (C.G.)

FOR

TA T

AIE

TOA

RE

DE

BA

ZA

Fprima plastificare

Fultim

Fmax

Dprima plastificareD coresp. F max Dultim

CURBA DE CAPACITATE

DEPLASARE NOD DE CONTROL

FOR

TA T

AIE

TOA

RE

DE

BA

ZA

Fprima plastificare

Fultim

Fmax


CURBA DE CAPACITATE

DEPLASARE NOD DE CONTROL FO

RTA

TA

IETO

AR

E D

E B

AZA

Fprima plastificare

Fultim

Fmax


LATURA FLAXIBILACENTRU DE GREUTATECURBA DE CAPACITATE

LATURA RIGIDA

(LATURA FLEXIBILA) (LATURA RIGIDA) Fig 1. Reprezentarea clasică a curbei de capacitate pentru structuri spaţiale

Folosind această metodă de reprezentare a curbei de capacitate se pierde (sau oricum nu se poate deduce imediat) componenta corespunzătoare rotirii în plan a structurii. Deoarece răspunsul structurii este caracterizat de o comportare spaţială, descrisă prin două deplasări şi o rotire în plan, în lucrarea de faţă se propune o reprezentare a curbelor de capacitate care să reflecte în mod direct, pe acelaşi grafic, comportarea structurală pe direcţia x, pe direcţia y şi rotirea în plan vertical. Deoarece se acceptă ipoteza existenţei unui planșeu rigid, deformaţiile oricărui punct al structurii pot fi uşor deduse dacă se cunosc deplasările punctului de control. Modul de reprezentare al rezultatelor unei analize pushover tridimensionale propus de mine este exemplificat în figura următoare:

DEPLASARE NOD DE CONTROL

FOR

TA T

AIE

TOA

RE

DE

BAZ

A

(directia principala)

(dire

ctia

prin

cipa

la)

FOR

TA T

AIE

TOA

RE

DE

BAZA

(dire

ctia

per

pend

icul

ara)

RO

TIR

E N

OD

DE

CO

NTR

OL

(rad

x 1

0 )6

CADRAN ICADRAN II

CADRAN III

CURBA DE CAPACITATE DIRECTIE PRINCIPALAFORTA TAIETOARE

DIRECTIE PERPENDICULARA

ROTIRE

DEPLASARE NOD DE CONTROL (directia principala)

NOD DE CONTROL

Fig 2. Propunerea de reprezentare a curbei de capacitate pentru structuri spaţiale

Problema reprezentării într-o figură plană a unor deplasări spaţiale îşi găsește o rezolvare similară cu rezolvarea găsită în geometria descriptivă problemei descrierii corpurilor


tridimensionale prin proiecții în plan şi anume reprezentarea spaţiului tridimensional prin trei vederi plane, două corespunzătoare vederilor laterale şi una corespunzătoare vederii de sus. Astfel, în cadranul I se reprezintă diagrama forţă – deplasare pentru direcţia în care este aplicată încărcarea sau direcţia în care se face controlul încărcării, în mod identic cu reprezentarea curbei de capacitate într-o analiză pushover clasică. În cadranul II se reprezintă variaţia forţelor tăietoare de bază pe direcţia perpendiculară direcţiei principale, iar în cadranul III se reprezintă variaţia rotirilor punctului de control în funcţie de deplasarea structurii pe direcţia principală.

În acest fel este reprezentată unitar, pe acelaşi grafic deplasarea tridimensională a punctului de control pe parcursul desfăşurării analizei. De asemenea, prin acest mod de construire a curbei de capacitate se reprezintă direct, rotirea structurii în plan orizontal şi comportarea pe direcţia perpendiculară pe cea în care se desfăşoară analiza.

4. Studiu numeric cu privire la eficienta metodelor de analiză pushover spaţiale

Studiul numeric prezentat îşi propune să compare metodele de analiză pushover spaţiale şi să le evalueze performanţele, comparând rezultatele furnizate cu cele din analiza dinamică neliniară, considerată ca fiind metoda care modelează cel mai bine comportarea reală a structurilor.

Pentru acest studiu s-au selectat patru variante de analiză pushover considerate reprezentative pentru situaţia actuală a cercetărilor pe plan internaţional:

(1) Analiza pushover cu încărcările aplicate în centrul de greutate al structurii având o distribuţie triunghiulară pe verticală. Această metodă este analizată deoarece este curent utilizată în proiectare, fiind prevăzută în normele de proiectare actuale şi implementată în majoritatea programelor de calcul comerciale.

(2) Analiza pushover conform algoritmului propus de către Penelis şi Kappos. Acest algoritm reprezintă cel mai bine una din direcţiile de perfecţionare a analizei pushover şi anume dezvoltarea de metode pushover multi-modale.

(3) Analiza pushover adaptivă cu formulare în forţe Conceptul de analiză pushover adaptivă, în care vectorul încărcării îşi actualizează forma la fiecare pas al încărcării, concept formulat de către Antoniou şi Pinho, reprezintă cea mai evoluată modalitate de analiză pushover.

(4) Analiza pushover adaptivă cu formulare în deplasări Analiza adaptive pushover propusă de cei doi autori, poate considera încărcările variabile ca fiind forţe sau depalsari. Conform studiilor întreprinse de către cei doi autori rezultă că metoda adaptive pushover cu formulare în deplasări se comportă mai bine decât cea cu formulare în forţe.

Pentru a putea evalua rezultatele furnizate de aceste metode de analiză statică neliniară, ele sunt comparate cu rezultatele furnizate de către analize dinamice neliniare. O modalitate foarte eficientă de a compara aceste două metode de analiză structurală, atât de diferite în principiu, este de a aplica metoda analizei dinamice incrementale (incremental dynamic analysis – IDA) [9]. Potrivit acestei abordări, pentru structura considerată se rulează analize dinamice neliniare cu aceleaşi accelerograme, scalate la diferite valori ale acceleraţiei maxime a terenului PGA. Pentru fiecare factor de scalare, parametri maximi ai răspunsului (deplasare maximă la vârf – forţă tăietoare) sunt reprezentaţi într-un grafic bidimensional, similar cu rezultatele analizei pushover.

În studiul nostru am propus folosirea de structuri cu 4 niveluri, deoarece în acest mod se pot evidenţia şi efectele modurilor superioare de vibraţie. Numărul de niveluri a fost limitat la 4 în acest studiu datorită dimensiunilor foarte mari ale modelelor de calcul rezultate prin divizarea secţiunilor într-un număr suficient de mare de fibre (între 400 şi 800 de fibre per secţiune) şi a elementelor structurale într-un număr suficient de mare de sub-elemente (câte 4 sub-elemente


finite cu formulare în deplasări pentru fiecare element structural) necesare asigurării unei stabilităţi numerice a algoritmilor de calcul.

Fig 3. Structura de bază folosită în studiul numeric

Pentru a analiza efectele torsiunii asupra comportării de ansamblu a structurilor spaţiale supuse unor încărcări monoton crescătoare, au fost considerate patru structuri, toate rezultate din modificarea unei structuri de bază.

Structura simetrică, este structura de bază având două deschideri de 5.00m și 4 travei de 5.00m. Structura este alcătuită din cadre uniforme, formate din stâlpi cu dimensiunea de 50x80cm şi grinzi cu dimensiunea de 60x25cm. Doi stâlpi situaţi în cadrele exterioare au fost înlocuiţi cu doi pereţi structurali identici cu dimensiunea de 150x30cm.

Structura a doua a fost obţinută din prima structură prin modificarea capacităţii peretelui din axul 5.

A treia structură este o structură care prezintă nesimetrie atât în ceea ce priveşte capacităţile elementelor cât şi în ceea ce priveşte rigiditatea lor.

Cu ajutorul celei de-a patra structuri se va investiga eficienţa diferitelor analize pushover spaţiale în modelarea comportării unei structuri sensibile la torsiune.. Această comportare a fost obţinută prin înlocuirea stâlpului central cu un element cu rigiditate mult mai mare decât a celorlalţi stâlpi.

Structurile au fost modelate în programul SeismoStruct, un program de calcul capabil să efectueze atât analize pushover clasice, cât si analize pushover adaptive şi analize dinamice neliniare. Pentru fiecare structură s-au efectuat câte cinci analize:

(a) analiză pushover clasică cu încărcare triunghiulară în forţe şi control în deplasări,

(b) analiză pushover cu încărcări determinate conform algoritmului propus de Penelis şi Kappos. Vectorul de încărcări a fost dedus dintr-o analiză cu spectre de răspuns efectuată cu programul ETABS astfel:

Se rulează o analiză bazată pe spectre elastice de răspuns conform P100-1/2006;

Se înregistrează deplasările pe cele două direcţii şi rotirea centrului de greutate al fiecărui etaj;

Se rulează o analiză statică în care structura este încărcată cu deplasările centrelor de greutate ale planşeelor determinate la punctul anterior şi se înregistrează reacţiunile corespunzătoare gradelor de libertate blocate;

Se rulează o analiză pushover clasică având ca încărcări reacţiunile determinate la punctul anterior.

(c) Analiză pushover adaptivă cu formulare în forţe;

(d) Analiză pushover adaptivă cu formulare în deplasări;


(e) O serie de zece analize dinamice neliniare cu accelerograma INCERC 1977 N-S scalată la diferite valori ale PGA pentru trasarea diagramelor IDA (incremental dynamic analysis).

Acest set de analize a fost rulat de două ori pentru fiecare structură, prima oară considerându-se acţiunea seismică doar pe o singură direcţie, iar a doua oară considerându-se pe două direcţii.

Rezultatele înregistrate pentru fiecare structură analizată cu cele patru metode pushover sunt prezentate în raport cu rezultatele analizei dinamice neliniare.

‐8000000

‐6000000

‐4000000

‐2000000

0

2000000

4000000

6000000

8000000

10000000

‐5.00E+02 ‐3.00E+02 ‐1.00E+02 1.00E+02 3.00E+02 5.00E+02

COMPARATIE INTRE METODELE DE ANALIZA PUSHOVER ‐ STRUCTURA 2

DIRECTIE X ‐ DAP

DIRECTIE Y ‐ DAP

ROTIRE ‐ DAP

DIRECTIE X ‐ FAP

DIRECTIE Y ‐ FAP

ROTIRE ‐ FAP

DIRECTIE X ‐ P‐K

DIRECTIE Y ‐ P‐K

ROTIRE ‐ P‐K

DIRECTIE X ‐ TRIUNGHI

DIRECTIE Y ‐ TRIUNGHI

ROTIRE ‐ TRIUNGHI

DEPLASARE X ‐ IDA

DEPLASARE Y ‐ IDA

ROTIRE ‐ IDA

Fig. 4. Comparaţii între metodele de analiză pushover propuse, aplicate structurii cu diferenţe de capacităţi şi

considerând încărcarea pe o singură direcţie

‐15000000

‐10000000

‐5000000

0

5000000

10000000

‐4.00E+02 ‐3.00E+02 ‐2.00E+02 ‐1.00E+02 0.00E+00 1.00E+02 2.00E+02 3.00E+02 4.00E+02

COMPARATIE INTRE METODELE DE ANALIZA PUSHOVER ‐ STRUCTURA 3 ‐ 2 DIR

DIRECTIE X ‐ DAP

DIRECTIE Y ‐ DAP

ROTIRE ‐ DAP

DIRECTIE X ‐ IDA

DIRECTIE Y ‐ IDA

ROTIRE ‐ IDA

DEPLASARE X ‐ FAP

DEPLASARE Y ‐ FAP

ROTIRE ‐ FAP

DIRECTIE X ‐ P‐K

DIRECTIE Y ‐ P‐K

ROTIRE ‐ P‐K

DIRECTIE X ‐ TRIUNGHI

DIRECTIE Y ‐ TRIUNGHI

ROTIRE ‐ TRIUNGHI

Fig. 5. Comparaţii între metodele de analiză pushover propuse, aplicate structurii cu diferenţe de rigidităţi şi

considerând încărcarea pe două direcţii


5. Concluzii şi direcţii viitoare de cercetare

Din evaluarea rezultatelor se observă că metodele adaptive pushover cu formulare în deplasări sunt cele mai eficiente metode de analiză statică neliniară, rezultatele lor aproximând cel mai bine comportarea structurii exprimată cu ajutorul analizei dinamice neliniare. Metoda adaptive pushover cu formulare în deplasări furnizează rezultate foarte bune, atât în ceea ce priveşte curba de capacitate pe direcţia principală, cât şi în ceea ce priveşte modelarea rotirilor în plan ale structurii, lucru pe care celelalte metode nu reuşesc să îl surprindă cu aceeaşi acurateţe.

Metoda adaptive pushover cu formulare în forţe, deşi foarte apropiată de cea cu formulare în deplasări în ceea ce priveşte descrierea comportării cadrelor plane, pentru structurile spaţiale furnizează rezultate nesatisfăcătoare atât în ceea ce privește curba de capacitate pe direcţiile principală şi secundară cât şi în ceea ce priveşte evaluarea rotirilor structurii.

Pentru cazul de încărcare în care se consideră acţiunea seismică pe două direcţii, analizele adaptive pushover furnizează valori mai mici pentru forţele tăietoare ce acţionează pe direcţia perpendiculară celei în care se desfăşoară analiza.

Dintre analizele pushover neadaptive, metoda propusă de Penelis şiKappos furnizează rezultate mai apropiate de cele ale analizelor dinamice neliniare. Diferenţele între această metodă şi metoda pushover clasică devin evidente la structuri înalte la care modurile superioare de vibraţie au o influenţă mare in răspunsul final.

O direcţie de cercetare pe care o consider foarte importantă este de stabilire a unor noi algoritmi de combinare a efectelor modale, metodele actuale de combinare modală (SRSS şi CQC), prin adunarea efectelor modale fără semnul lor, conducând la erori în evaluarea comportării reale a structurilor spaţiale, mai ales în ceea ce priveşte efectul torsiunii de ansamblu.

Bibliografie

[1] Lam, N.T.K. , Wilson, J.L., Doherty, K. and Hutchinson, G. L. [1997] Review of the torsional coupling of asymetrical wall-frame buildings, Engineering Structures, v 19, no. 3, p. 233-246.

[2] Moghadam A.S. and Tso W.K. [1996], Damage Assessment of Eccentric Multistory Building Using 3-D Pushover Analysis, Proceedings of the 11th World Conference on Earthquake Engineering, nº 997.

[3] Moghadam, A.S. and Tso, W.K. [1999], Comparison of pushover methods for asymmetric buildings. Proc. 3rd International Conference on Seismology and Earthquake Engineering (SEE-3), Tehran, Iran, pp677-684.

[4] Kilar V. and Fajfar P. (1996), Simplified Push-over Analysis of Building Structures, Proceedings of the 11th World Conference on Earthquake Engineering, nº 1011.

[5] Faella G. and Kilar V. [1998], Asymmetric Multistorey R/C Frame Structures: Push-over versus Nonlinear Dynamic Analysis, Proceedings. of the 11th European Conference on Earthquake Engineering.

[6] Chopra A.K., Goel R.K [2004], A modal pushover analysis procedure to estimate seismic demands for unsymmetric-plan buildings, Earthquake Engineering and Structural Dynamics, 33, 903-927.

[7] Penelis, GrG and Kappos, A. J. (2002), 3D Pushover analysis: The issue of torsion, Proceedings, 12th Europeam Conference on Earthquake Engineering, London, paper 015

[8] Antoniou, S. and Pinho, R [2004b]. Development and verification of a displacement-based adaptive pushover procedure, Journal of Earthquake Engineering, Vol. 8, No. 5, pp. 643-661.

[9] Antoniou, S. and Pinho, R. [2004a]. Advantages and limitations of adaptive and non-adaptive force-based pushover procedures. Journal of Earthquake Engineering, 8(4), pp. 497-522.

[10] Mwafy, A. M. and Elnashai, S. A. [2000] Static pushover versus dynamic-to-collapse analysis of RC buildings, ESEE Research Report No. 00/1, Department of Civil and Environmental Engineering, Imperial College London, United Kingdom.


IMPERMEABILIZAREA PRIN INJECŢII DE CIMENT ÎN MASIVE DE ROCI STÂNCOASE, FISURATE. STUDIU DE CAZ: BARAJ GURA

APELOR – RETEZAT

WATERPROOFING BY INJECTION OF CEMENT IN MASSIVE ROCKS ROCKY, CRACKED. THE CASE STUDY: GURA APELOR – RETEZAT DAM

Liliana Florentina FEDIUC (DUMITRU)1

Rezumat: Articolul prezintă sintetic, rezultatele cercetării ştiinţifice desfăşurate de autor în programul de pregătire a tezei de doctorat, intitulată: ,,Contribuţii la îmbunătăţirea consolidării şi impermeabilizării prin injecţii de ciment a masivelor de roci stâncoase. Studiu de caz: Baraj Gura Apelor – Retezat.’’

Cuvinte cheie: baraj, impermeabilizare, injecţii de ciment, Lugeon.

Abstract: The article presents synthetically the results of scientific research performed by the author within the program of accomplishing the doctoral thesis: ,,Contributions to improvement consolidations and waterproofing through cement injections hard rock massifs. Case study: Gura Apelor – Retezat dam.”

Keywords: dam, waterproofing, injections by cement, Lugeon.

1. Introducere

În multe cazuri masivele de roci pe care se fundează construcţii importante nu dispun în mod natural de condiţii geomecanice şi hidrogeologice satisfăcătoare. În astfel de situaţii se recurge la procedee de îmbunătăţire a calităţii acestora pentru a deveni apte să preia solicitările transmise de construcţii în vederea atingerii parametrilor tehnici şi economici la care acestea se proiectează.

Procedeele prin care se pot îmbunătăţi caracteristicile geomecanice ale rocilor depind în primul rând de natura terenurilor. Aceste procedee sunt, de asemenea, diversificate din punct de vedere al echipamentelor tehnice specifice şi de natura substanţelor folosite pentru consolidare şi impermeabilizare.

În cazul rocilor stâncoase, fisurate, cel mai răspândit procedeu de consolidare şi impermeabilizare îl reprezintă injectarea sub presiune a suspensiilor de ciment în găurile de foraj.

Principalul domeniu de aplicare a tehnicii de consolidare şi impermeabilizare prin injecţii de ciment îl reprezintă terenurile de fundare pentru baraje.

2. Cercetarea elementelor microtectonice, cu privire specială asupra fisuraţiei.

Cunoaşterea structurală şi microtectonică a masivelor de roci este foarte importantă din punctul de vedere al amplasamentului construcţiei. În acest scop se fac studii geologice complexe,între care studiile structurale - microtectonice ocupă un loc foarte important. 1 Şef de lucrări dr. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (assistent, Technical University of Civil Engineering) Facultatea de Construcţii Civile (Faculty of Civil Engineering), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: prof.univ.dr.ing. Eugeniu Marghidanu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Hydrotechnical Faculty)


Pentru a putea proiecta şi realiza o construcţie în siguranţă este necesar să se cunoască structurile geologice ce caracterizează amplasamentul acesteia. Trebuie făcută o cercetare detaliată a caracteristicilor microtectonice care controlează comportarea geomecanică a masivului de rocă.

Cercetările microtectonice efectuate trebuie să descifreze tipurile de fracturi (falii, fisuri, clivaj) cu privire specială asupra lărgimii, rugozităţii pereţilor, gradului de colmatare cu argilă, ş.a.

Este foarte important de menţionat că frecvenţa fisurilor care afectează masivul de rocă depinde de natura petrografică a rocilor, de gradul de tectonizare şi de grosimea straturilor.

Datele şi măsurătorile din teren trebuie prelucrate şi interpretate. Prelucrarea statistică a măsurătorilor se face pentru fiecare categorie de deformaţie structurală, iar reprezentarea valorilor obţinute se realizează cu ajutorul diverselor tipuri de diagrame şi tectonograme care pot fi întocmite pentru fiecare afloriment pe tipuri de fisuri şi straturi.

Diagramele circulare, cunoscute sub numele de diagrame de puncte, se utilizează pe o scară mai largă deoarece posibilităţile de reprezentare a elementelor caracteristice sistemelor de fisuri sunt mult mai mari.

Cele mai utilizate forme grafice de prelucrare statistică a măsurătorilor microtectonice sunt diagramele circulare cunoscute sub numele de diagrame de puncte.

În aceste diagrame este posibil ca pentru o fisură, printr-un singur punct să se reprezinte direcţia, înclinarea şi valoarea unghiului de înclinare. Diagramele de puncte au mai multe posibilităţi de proiecţie a elementelor structurale, acestea fiind: proiecţia sferică, proiecţia gnomonică şi proiecţia stereografică.

Foarte des utilizată este o variantă simplificată a proiecţiei stereografice, cunoscută sub numele de reţeaua polară. Aceasta constă în construirea unui sistem de coordonate unghiulare β, δ, în care β reprezintă unghiul de înclinare al elementului plan măsurat (fisură, suprafaţă de stratificaţie, suprafaţă de clivaj, falie) iar δ azimutul înclinării elementului respectiv (fig. 1).

10 20 30 40 50 60 70 80 90 EV

Az i mu t u l

δdi rect iei = 32 °

A zi m

ut

ul

i nc l i na r i i = 122

°

Unghiul de

înclinare β = 78°

P

80

70

60

50

40

30

20100

100

110

120

130

140

150

160170180190

200

210

220

230

240

250

260

270

280

290

300

310

320

330

340350

Fig.1. Reţeaua polară de proiecţie

Fiecărui plan de fisurare îi corespunde un singur punct P în reţeaua polară. Efectuarea măsurătorilor şi prelucrarea datelor se face separat pe tipuri de fisuri şi straturi. Un număr mai


mare de măsurători va duce la o diagramă de puncte mai sugestivă. Dacă punctele au o dispersie mare, diagrama poate indica mai multe tipuri de fisuri sau rezistenţa mecanică a rocii. Concentrarea punctelor în anumite zone indică direcţii şi tipuri predominante de fisuri caracteristice unei roci mai rezistente,cu elasticitate mai mare.

Prelucrarea diagramelor de puncte se face prin trasarea zonelor de egală frecvenţă a fisurilor.

3. Testarea hidraulică a mediilor fisurate.

Spre deosebire de pământuri, caracterizate numai prin permeabilitate de tip granular, rocile stâncoase dispun şi de permeabilitaţe de tip fisural, datorată reţelelor de fracturi (falii, fisuri, ş.a.) care de cele mai multe ori asigură o circulaţie relativ uşoară a apei prin masivul de rocă.

Frecvent calculele teoretice conduc la rezultate care nu se confirmă întotdeauna suficient de bine în practică. În aceste condiţii se apelează la metode experimentale simple, rapide, care permit o evaluare suficient de bună a permeabilităţii mediilor fisurate. Astfel de metode s-au dezvoltat în principal în legătură cu lucrările de impermeabilizare prin injecţii cu suspensii de ciment a terenurilor de fundare a barajelor.

3.1. Evaluarea permeabilităţii prin injecţii de apă, conform testului Lugeon.

Testul constă în injectarea apei sub presiune, pe tronsoane scurte din gaura forajului ceea ce permite crearea unor gradienţi mari de curgere care sunt comparabili cu cei din timpul exploatării construcţiilor.

Pe şantier zonarea terenului de fundare, din punct de vedere al permeabilităţii şi stabilirea condiţiilor de impermeabilizare se realizează în funcţie de absorbţia de apă.

Qql t p

=⋅ ⋅

(l/m. min. at.) (1)

unde: Q - cantitatea de apă ce pătrunde în teren pe un tronson de lungime l din gaura forajului; l - lungimea tronsonului din gaura forajului; t - intervalul de timp în care apa pătrunde în teren; p - presiunea de injectare.

Pentru proiectarea lucrărilor de impermeabilizare a terenurilor de fundare, se folosesc diverse criterii:

- Criteriul Lugeon (1933), recomandă ca limită maximă a absorbţiei de apă sub care nu mai este necesară impermeabilizarea terenului de fundare q = 0,1 l/m min. at., ceea ce corespunde unei absorbţii de apă în strat de 1 litru pe un tronson al găurii de foraj de un metru lungime în timp de un minut sub o presiune de injectare egală cu 10 atmosfere. Acest coeficient este cunoscut în practica de şantier sub numele de unitatea „Lugeon”, notată u.L. [8]

Procedeul se utilizează pe scară largă la impermeabilizarea terenurilor fisurate.

Pentru evaluarea permeabilităţii prin injecţii de apă se mai menţionează:

- Criteriul Jähde (1959) care recomandă că impermeabilizarea nu mai este necesară atunci când limita superioară a absorbţiei de apă este q = 0,033 l/m min. at., ceea ce corespunde unei absorbţii de apă în strat de 0,1 litri pe un tronson al găurii de foraj de un metru lungime în timp de un minut sub o presiune de injectare egală cu 3 atmosfere [7].

- Criteriul Terzaghi (1929). Valoarea maximă a absorbţiei de apă sub care nu mai este necesară impermeabilizarea terenului de fundare este q = 0,5 l/m min. at., ceea ce corespunde unei


absorbţii de apă în strat de 0,5 litri pe un tronson al găurii de foraj de un metru lungime în timp de un minut sub o presiune de injectare egală cu o atmosferă [7].

Aceste criterii admit ipoteza că între debitul absorbit şi presiunea de injectare există o lege de variaţie liniară, conform relaţiei:

Q = f(p) (2) Presiunea de injectare care acţionează în interiorul unei fisuri, poate provoca lărgirea fisurii, de la valoarea iniţială e0 la valoarea e = e0 + ∆e.

Se poate demonstra uşor că între debitul de apă absorbit şi deschiderea fisurii există o relaţie de forma:

Q = f(e3) (3) Ceea ce arată marea sensibilitate a debitului de apă absorbit, la presiunea de injectare constantă, în funcţie de lărgimea e a fisurii.

Modificarea deschiderii iniţiale a fisurilor se poate datora deformaţiilor elastice ale mediului fisurat, sau, de cele mai multe ori, combinaţiei acestor fenomene.

În figura 2 este redat graficul de variaţie a absorbţiei de apă Q, în funcţie de presiunea de injectare p, şi de deschiderea fisurilor e = e0 + ∆e0.

Creşterea bruscă a absorbţiei de apă, concomitent cu căderea presiunii de injectare poartă numele de ,‚clacaj’’.

Fenomenul de clacaj, datorat deschiderii suplimentare, bruşte a fisurilor, în funcţie de presiunea de injectare, nu poate fi sesizat decât pe diagrama de variaţie debit-presiune Q = f (p) = f (e), (fig. 2).

P (at)

Q (l)

0

l(mm)

e0 = constant

Δe0= 0

e0 + Δe0 = constante0+Δe0 ≠ constant

Δe0

e 0

Q = f [p, (e 0 +

Δe 0)3 ]

Fig.2. Graficul de variaţie a parametrilor Q, p, e0, în timpul injectării

Ţinând seama de sensibilitatea foarte mare a absorbţiei de apă la modificarea deschiderii fisurilor, care la rândul ei este provocată de presiunea de injectare, este logic, aşa cum de altfel impune şi criteriul Lugeon, ca testul de permeabilitate prin injecţii de apă să se efectueze la presiune constantă. Lugeon a recomandat ca această presiune să fie p = 10 atmosfere.

Această recomandare nu este posibil să fie respectată în toate cazurile, în special pentru 2-3 tronsoane de la partea superioară a forajului de injecţii (adâncime 10 -15 m) unde masivul de rocă ar putea ceda prin rupere.


În situaţia în care condiţiile criteriului Lugeon nu poate fi respectat (p= ct .= 10 at),se recurge la adaptarea unui alt parametru, şi anume capacitatea specifică de absorbţie:

110s

Qql t p

=⋅ ⋅

(l/m min. 0,1at.) = 0,01 l/m min. at. = 0,1 u.L. (4)

unde: qs - reprezintă cantitatea de apă care pătrunde în teren pe un tronson de lungime l = 1 m din gaura forajului, în intervalul de timp t = 1 minut, la presiunea de injectare p corespunzătoare unei coloane de apă cu înălţimea de 1,00 m.

Există o legătură între absorbţia de apă şi coeficientul de permeabilitate. Pentru o unitate Lugeon (p = 10 atm., Q = 1 litru, t = 1 min., l = 1 m, η = 1 cP), coeficientul de permeabilitate se poate evalua cu relaţia:

6

06,1034 10 lg Rk

r−= ⋅ (cm/s) (5)

în care: R - este raza de influenţă a injectării; r0 - este raza găurii forajului de injecţie. Pentru o absorbţie de apă de un Lugeon, coeficientul de permeabilitate este: K = 1,2 … 51,8 10−⋅ (cm/s) sau Kmed = 51,5 10−⋅ (cm/s) (6) În ceea ce priveşte aplicarea testului Lugeon în practica de şantier se menţionează următoarele observaţii:

- din cauza deficienţei de evaluare (fig. 3) presiunea de injectare luată în consideraţie pentru calculul absorbţiei de apă este cea care se citeşte la manometrul montat la gaura forajului de injecţie şi nu cea reală de la nivelul tronsonului supus injectării;

- în formula de evaluare a absorbţiei de apă nu intră şi raza forajului de injecţie.

NH

D

pm

pd

Manometru

pm pd PD pw pr

h m

dh w

+ -

P = γw (hm + d + D - hw - hr) = pm + pd + PD - pw - pr Fig.3. Componentele presiunii de injectare la nivelul tronsonului:

pm – presiunea citită la manometru; pd + PD – presiunea hidrostatică din conducta de injectare situată între manometru şi jumătatea tronsonului care se injectează; pw – presiunea hidrostatică din exteriorul tronsonului care se

injectează dată de coloana apei subterane din masivul de rocă; pr – pierderea de sarcină hidraulică pe conducta de injectare, între manometru şi jumătatea lungimii tronsonului

h r


3.2. Recomandări ICOLD (Londe 1982).

Recomandări privind criteriile de aplicare a măsurilor de impermeabilizare a terenurilor de fundare fisurate, ale barajelor.

q ≤ 5 u.L. - roci suficient de impermeabile. Nu sunt necesare lucrări de injectare. Controlul infiltraţiilor se face numai prin drenaje 5 u.L. < q ≤ 20 u.L. - roci cu permeabilitate medie. Sunt necesare lucrări de injecţii

combinate cu drenaje q > 20 u.L. - roci cu fisuri largi, microcarsturi, permeabilitate foarte neomogenă. Necesită injecţii de mortar şi suspensii de ciment

după caz. Lucrările de drenaj nu sunt relevante.

3.3. Sugestii de evaluare a permeabilităţii masivelor de roci stâncoase, fisurate, formulate de cercetătorii spanioli Alberto Foyo, Miguel Sanchez, Carmen Tomillo (F.S.T.).

Câteva articole pe tema injecţiilor de suspensii pe bază de ciment, în vederea consolidării şi impermeabilizării masivelor de roci stâncoase, cu permeabilitate fisurală, au fost publicate în ultimii 5 ani de către specialişti recunoscuţi în domeniu: Alberto Foyo, prof. Miguel Sanchez şi Carmen Tomillo din Spania, prof. Friedrich-Karl Ewert din Germania, ş.a.

a. Indicele de Permeabilitate Secundară (SPI) [6]

Alberto Foyo şi colaboratorii, au introdus Indicele de Permeabilitate Secundară (Secondary Permeability Index – SPI) care se determină cu relaţia:

2ln 1

2

c

c

lQrSPI CH tlπ

⋅⎛ ⎞+⎜ ⎟⎝ ⎠= ⋅ ⋅

⋅ ⋅ ⋅ (7)

în care: SPI - indicele de Permeabilitate Secundară a suprafeţei laterale a tronsonului

de foraj supus testului de permeabilitate (l / s ⋅ m2); C - constanta care depinde de vâscozitatea apei la T = 10°C, C = 1,49 ⋅ 10-10

(Snow, 1962); lc - lungimea secţiunii de verificare (m); r - raza găurii de foraj (m); Q - cantitatea de apă absorbită de masivul de rocă (l); t - durata testului la o treaptă de presiune (s); H - presiunea de injecţie exprimată în metri coloană de apă (m).

Indicele de Permeabilitate Secundară are semnificaţia coeficientului de permeabilitate k (m/s) corespunzător mediilor poroase, şi permite conversia absorbţiei de apă care se obţine prin testul Lugeon în permeabilitate corespunzătoare mediilor poroase care se determină în concordanţă cu metodologiile de calcul bazate pe legea Darcy.

Conform autorilor menţionaţi, unei unităţi Lugeon îi corespunde 2,16 ⋅ 10-14 SPI.


În funcţie de Indicele de Permeabilitate Secundară, autorii au propus separarea masivelor de roci, fisurate, permeabile, în 4 clase, astfel:

Tabelul 1

Clase de permeabilitate în funcţie de Indicele de Permeabilitate Secundară (S.P.I.).

Indicele de Permeabilitate Secundară - SPI (l / s ⋅ m2) ≤ 2,16 ⋅ 10-14 2,16⋅10-14 ÷ 1,72⋅10-13 1,72⋅10-13 ÷ 1,72⋅10-12 ≥ 1,72⋅10-12

≤ 1 u.L. 1 ÷ 8 u.L. 8 ÷ 80 u.L. ≥ 80 u.L. Clasa de încadrare a masivului de rocă A B C D

Caracterizare din punct de vedere calitativ Excelentă Bună Slabă Foarte slabă

Tratamentul prin injecţii de ciment

Nu este necesar Numai punctual Tratament normal Tratament

extensiv

b. Unitatea Echivalentă Lugeon (Equivalent Lugeon Unit - ELU) [5]

Corecţia unităţii Lugeon, introdusă de Alberto Foyo şi Miguel Sanchez, sub forma Unităţii Echivalente Lugeon (ELU) ţine seama de modificările permeabilităţii masivului de rocă în funcţie de presiunea de injectare.

Unitatea Echivalentă Lugeon (ELU) se determină cu relaţia:

m

t

PELU QP

= ⋅ (8)

în care: ELU - Unitatea Echivalentă Lugeon (l / min. ⋅ m);

Q -debitul de apă absorbit în fisurile masivului de rocă (l/min.⋅m);

Pm - presiunea măsurată la manometre (at.);

Pt - presiunea totală (at.).

Unitatea Echivalentă Lugeon scoate în evidenţă eroarea de măsurare (şi interpretare) a permeabilităţii determinată prin testul Lugeon deoarece de cele mai multe ori, în practică, se ia în calcul numai presiunea măsurată la manometre şi nu presiunea totală care poate să difere semnificativ de presiunea citită la manometre.

Într-un articol publicat în Dam Engineering, volumul XIII, issue 3, autorii prezintă un exemplu concret, bazat pe măsurători la barajul Lareo din Guipuzcoa, Spania, prin care pun în evidenţă importanţa acestui indice.

Datele rezultate din măsurători:

- lungimea tronsonului injectat lc = 5 m;

- presiunea măsurată la manometre Pm = 4,00 at.;

- presiunea totală Pt = 5,00 at.;

- timpul testului t = 2 minute;

- cantitatea de apă absorbită Q = 122 l;

Absorbţia de apă q, conform testului Lugeon, este:

122( . .) 3,05 0,305 . .

5 2 min. 4 . min. .mc

Q l lq u L u Lt m at m atl P

= = = =⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅ ⋅


4( ) 0,305 . . 0,241

5,05m

m tc

Q Pq ELU u L ELUtl P P

= ⋅ = ⋅ =⋅ ⋅

Rezultă că permeabilitatea determinată corect, la presiunea totală de injectare, este cu circa 20 % mai mică decât permeabilitatea Lugeon, determinată numai pe baza presiunii citite la manometre, aşa cum se întâmplă în practica curentă.

4. Criterii de evaluare a eficacităţii injecţiilor de ciment. Studiu de caz: Baraj Gura – Apelor Retezat

Amenajarea hidroenergetică Gura Apelor este situată pe valea Râul Mare – Retezat, la circa 25 km amonte de debuşarea acesteia în Depresiunea Haţegului, în dreptul localităţii Brazi, la circa 50 km de oraşul Haţeg.

Versantul drept are o pantă de ordinul a 2:1, iar versantul stâng o pantă medie de 1:3. Barajul are înălţimea maximă de 168,00 m, lăţimea coronamentului 12 m, lungimea coronamentului de 464m, iar lăţimea maximă la nivelul fundaţiei de 574 m.

Din punct de vedere constructiv barajul este executat din materiale locale (anrocamente), cu nucleu de argilă prevăzut amonte şi aval cu filtre din materiale granulare.

Acumularea a fost pusă în funcţiune în anul 1986. Din cauza unor infiltraţii semnificative prin versantul stâng exploatarea acumulării s-a făcut în regim de cotă restricţionat.

În perioada 2004 – 2010 s-a executat voalul de etanşare în versantul stâng, cu 35000 m foraj de injecţii, cu adâncimi cuprinse între 35 m şi 75 m. Voalul s-a executat dintr-o galerie de injecţii, pe 3 şiruri de foraje.

Pentru recepţia provizorie a voalului s-au utilizat următoarele criterii:

‐ permeabilitatea Lugeon, conform Normativului Departamental PE 712 / 1987 determinată prin forajele de control;

‐ încadrarea valorilor de permeabilitate Lugeon în prevederile criteriului ICOLD şi criteriilor propuse de Alberto Foyo, Miguel Sanchez şi Carmen Tomillo;

‐ consumurile specifice de ciment înregistrate de la o etapă la alta în forajele de pe acelaşi şir şi de la un şir la altul:

‐ analiza pericolului pe care îl prezintă asupra siguranţei în exploatare a barajului eventualele infiltraţii care ar depăşi limitele de exigenţă prevăzute în criteriile menţionate.

5. Prelucrarea datelor de injecţii şi evaluarea eficacităţii acestora prin analiza consumurilor de ciment

Analiza a fost efectuată după execuţia unui volum de 33435 m.l. de foraj injectat,din volumul total de 41072m.l. prevăzut în proiect.

Conform prevederilor Caietului de sarcini, injectarea suspensiilor de ciment în fiecare tronson cu lungimea de 5 m, s-a efectuat până la atingerea refuzului. În cazul în care refuzul nu a fost atins, injectarea a fost oprită la atingerea consumului maxim de ciment, tronsonul a fost lăsat în priză minimum 24 ore după care s-a procedat la reinjectarea tronsonului respectiv până la atingerea refuzului. Practic în toate tronsoanele injectarea suspensiilor de ciment a continuat până la atingerea refuzului.


Presiunile de injectare s-au aplicat în sistem crescător, de sus în jos, din 5 în 5 atm., pentru fiecare tronson cu lungimea de 5 m.

În panoul de voal de la cota 1078,50 presiunea maximă de injectare a fost limitată la 30 atm. iar în galeria de sub baraj (sub cota 1078,50), presiunea maximă de injectare a fost limitată la 20 atm.

În funcţie de permeabilitatea masivului de rocă, consistenţa suspensiilor injectate, exprimată prin factorul apă:ciment (A:C) a fost de 5:1 până la 0,8:1, în marea majoritate a cazurilor fiind folosite suspensii de consistenţă 1:1 ÷ 0,8:1.

Eficacitatea injecţiilor de ciment a fost analizată pe baza consumurilor specifice de ciment (kg/m.l.) şi a absorbţiilor de apă determinate prin forajele de control executate după efectuarea injecţiilor de ciment.

Din analiza materialelor de injectare prezentate de I.S.P.H. S.A. au rezultat următoarele:

Panoul de voal, cu lungime de 65,00 m, cuprins între puţul de acces în galeria perimetrală şi fundul galeriei de injecţii de la cota 1078,50 m.d.M. Consumul specific de ciment, injectat sub formă de suspensii, corespunzător unui volum de foraj de 7410,50 m este redat în graficele din figura 4.

Fig. 4. Consum specfic de ciment pe panoul de voal de a cota 1078,50m

Din analiza consumurilor de ciment, exprimate grafic, rezultă următoarele consumuri specifice de ciment în forajele de la cota 1078,50 m.d.M. (Tabel 2):

Tabelul 2

Consumuri specifice de ciment în forajele de la cota 1078,50 m.d.M.

Valori de referinţă pentru consumul specific de ciment (kg/m.l.) < 10 kg/m < 50 kg/m < 100 kg/m < 200 kg/m < 500 kg/m < 1000

kg/m Consum specific efectiv, exprimat procentual din consumul de referinţă (%) 15–20 % 42–53 % 58–65 % 70–78 % 92–98 % 98–100 %

Consum specific înregistrat la forajele de control (%) 25 % 62 % 75 % 95 % 100 % -


Se constată că, deşi injectarea s-a efectuat până la atingerea refuzului, la forajele de control încă s-au mai înregistrat consumuri cu până la 10 – 20% mai mari faţă de consumurile maxime înregistrate la injecţiile propriu–zise.

În ceea ce priveşte consumurile specifice de ciment înregistrate, acestea se înscriu într-un domeniu de valori de până la 400 kg/ml.

Absorbţia de apă determinată prin testul Lugeon s-a efectuat pe zona corespunzătoare următoarelor intervale de adâncime: 0–10 m, 10–35 m, 35–70 m.

Evaluarea eficacităţii injecţiilor de ciment s-a efectuat pe baza criteriului Lugeon, recomandărilor I.C.O.L.D. şi sugestiilor grupului de specialişti spanioli Foyo, Sanchez, Tomillo (FST) luând ca referinţă absorbţiile de apă determinate prin forajele de control.

În tabelul 3, sunt redate valorile datelor de analiză luate în consideraţie. Tabelul 3

Eficacitatea injecţiilor din panoul de voal de la cota 1078,50 m.d.M. apreciată pe baza forajelor de control, după diverse criterii de evaluare.

Interval de adâncime (m) Criteriul Lugeon Recomandările

I.C.O.L.D. Sugestiile grupului

FST 0–10 m 55 % 68 % 80 % 10–35 m 40 % 65 % 82 % 35–70 m 88 % 88 % 100 %

6. Propuneri de îmbunătăţire a metodologiei de evaluare a eficacităţii injecţiilor de ciment.

Evaluarea eficacităţii injecţiilor de ciment, se realizează în două etape:

Prima etapă, corespunzătoare recepţiilor provizorii a voalurilor de etanşare, se bazează pe analiza tuturor datelor înregistrate pe parcursul desfăşurării lucrărilor de injecţii, compararea rezultatelor obţinute cu cele impuse prin normative caiete de sarcini şi aprecierea calitativă dacă aceste lucrări corespund scopului pentru care au fost executate.

Cea de a doua etapă, cea mai eficientă este punerea sub sarcină hidraulică a voalului.

În prima etapă se fac eforturi pentru ca rezultatele să fie exprimate grafic în forme cât mai sugestive şi convingătoare pentru a pune în evidenţă cât mai bine parametrii de calitate obţinuţi.

Pentru a scoate mai bine în evidenţă gradul de impermeabilizare a terenului de fundare, din voalul de injecţii au fost selectate două panouri semnificative care au fost analizate pe baza a trei grafice sinoptice (fig. 5, 6):

‐ variaţia presiunii de injectare în adâncime;

‐ consumurile specifice de ciment în adâncime, corelate cu presiunea de injectare;

‐ consumurile specifice de ciment raportate la presiuni de injectare (coeficientul de eficacitate al injectării).

Coeficientul de Eficacitate a Injectării (CEI) permite punerea în evidenţă a consumului specific de ciment din forajele de injecţii raportat la presiunea de injectare. Acesta este un coeficient a cărui semnificaţie fizică este similară absorbţiei de apă corespunzătoare criteriului Lugeon, cu menţiunea că locul apei este luat de suspensia de ciment.

Exprimarea grafică a consumurilor specifice de ciment pe baza Coeficientului de eficacitate pune mult mai clar în evidenţă variaţia permeabilităţii în adâncime şi a gradului de impermeabilizare a masivului de rocă fisurată.


Presiunea de injectare Consum specific de ciment Coeficient de eficacitate a injectării

A190

A189

5 - 10 kg/atm

10 - 15 kg/atm

15-20 kg/atm

< 5 kg/atm

> 20 kg/atm

COEFICIEN TUL DEINJECTA BILITA TE C i

A190

A189

0 - 25 Kg

26 - 50 Kg

51 - 100 Kg

101 - 200 Kg

> 201 Kg

CONSU M SPECIFIC DE CIMENT (Kg)

A190

A189

192 N UMAR FORAJ CON F. PRO IECT

FORAJ ETA PA I-a

FORAJ ETA PA II-a

FORAJ ETA PA III-a

LEGENDA

PRESIUNI

10 atm

15 atm

20 atm

25 atm

30 atm

5 atm


FORAJ ETA PA I-a

FORAJ ETA PA II-a

FORAJ ETA PA III-a

LEGENDA

192

FORAJ ETA PA I-a

FORAJ ETA PA II-a

FORAJ ETA PA III-a

LEGENDA

a) b) c) Fig.5. Reprezentarea grafică a presiunilor de injectare (a), consumurilor specifice de ciment (b) şi a coeficienţilor de

eficacitate a injectării (c) pentru un panou de voal de la cota1078,50 m.d.M.

Presiunea de injectare Consum specific de ciment Coeficient de eficacitate a injectării

A149

190

FORAJ ETA PA I-a

FORAJ ETA PA II-a

FORAJ ETA PA III-a

LEGENDA

< 5 kg/atm

5 - 10 kg/atm

10 - 15 kg/atm

15-20 kg/atm

> 20 kg/atm

COEFICIEN TUL DEINJECTA BILITA TE C i

A149


FORAJ ETA PA I-a

FORAJ ETA PA II-a

FORAJ ETA PA III-a

LEGENDA

0 - 25 Kg

26 - 50 Kg

51 - 100 Kg

101 - 200 Kg

> 201 Kg

CON SU M SPECIFIC D E CIMENT (Kg)

A149


FORAJ ETA PA I-a

FORAJ ETA PA II-a

FORAJ ETA PA III-a

LEGENDA

PRESIUNI

10 atm

15 atm

20 atm

25 atm

30 atm

5 atm

a) b) c)

Fig.6. Reprezentarea grafică a presiunilor de injectare, consumurilor specifice de ciment şi a coeficienţilor de injectabilitate pentru un panou de voal din galeria de injecţii de sub baraj


7. Concluzii

Consolidarea şi impermeabilizarea masivelor de roci stâncoase, fisurate, prin injecţii de ciment, deşi se practică de aproape 150 de ani încă mai oferă motive de dispute contradictorii. Unul dintre cei mai cunoscuţi cercetători şi practicieni în domeniul injecţiilor de ciment în roci fisurate, C. Caron spunea că practicarea acestei activităţi reprezintă mai mult o artă decât o meserie. Un proiect de injectare a unui masiv de roci fisurate se fundamentează pe cunoaşterea a cel puţin două elemente principale:

‐ particularităţile geologice şi geomecanice ale masivului de rocă, cu privire specială asupra fisuraţiei;

‐ interpretarea corectă a curgerii fluidelor prin medii permeabile fisurate, curgere care urmează mai degrabă teoria hidraulică aplicată la reţele de conducte decât teoria curgerii prin medii poroase granulare, fundamentată pe legea Darcy.

Calculele hidraulice cu privire la curgerea fluidelor prin medii fisurate, chiar în ipotezele cele mai simpliste, arată o mare sensibilitate a parametrilor hidraulici ai curgerii la variaţia deschiderii fisurilor, relaţia dintre debitele Q absorbite în timpul injectării, şi lărgirea 0e a fisurilor, fiind de formă exponenţială. Modificarea deschiderii fisurilor este dependentă de presiunea de injectare a fluidelor şi se manifestă sub două forme principale:

‐ clacajul, care înseamnă lărgirea fisurilor ca urmare a deformaţiilor elastice ale mediului adiacent fisurilor respective;

‐ deburarea fisurilor, prin dislocarea şi evacuarea hidraulică a argilei care le colmatează. Voalul de injecţii trebuie să îndeplinească următoarele criterii de calitate:

‐ să reducă vitezele de curgere a apei pe sub baraj la valori sub cele critice care ar putea crea procese de antrenare hidrodinamică şi să pună în pericol stabilitatea corpului barajului, în special a nucleului de argilă;

‐ să reducă debitul de infiltraţie sub limita de la care ar afecta semnificativ bilanţul hidrologic al acumulării;

‐ să nu permită crearea unor gradienţi hidraulici, şi în consecinţă forţe de filtraţie, în terenul de fundare, care să pună în pericol stabilitatea acestuia.

Studiul de caz analizat în cadrul tezei de doctorat reprezintă un exemplu autentic de abordare a problematicii generale de realizare a unui voal de injecţii într-un teren foarte dificil din punct de vedere geologic, de interpretare a datelor şi de evaluare a eficacităţii injecţiilor în contextul condiţiilor speciale din amplasament. Versantul stâng al acumulării Gura Apelor, din punct de vedere geologic se încadrează în categoria masivelor de roci dificile, heterogene, cu permeabilitate fisurală anizotropă.

Bibliografie

[1] Bally R. J., Klein R. – Injectarea pământurilor. Editura Tehnică, Bucureşti, 1985. [2] Ewart F. – Rock Grouting. Springer. Verlag. New York, 1985. [3] Ewert F. K. – Geological factors allowing reduction of time and costs required for curtain grouting. Vingt

Deuxième Congrés des Grands Barrages, Barcelone, juin 2006. [4] Ewert F. K. – Permeability groutability and grouting of rocks related to dam sites. Dam Engineering, Vol. VIII,

Issue 1, Wilmington Publishing, Kent, UK, 1997. [5] Foyo A., Sanchez M. A. – Permeability tests for rock masses.A proposal for a new expression for the equivalent

Lugeon (ELU). Dam Engineering, Vol. XIII Issue 3, 2002. [6] Foyo A., Sanchez M. A., Tomillo C. – A proposal for a Secondary Permeability Index obtained from water

pressure tests in dam foundations. Engineering Geology, 2005. [7] Marchidanu E. – Impermeabilizarea prin cimentare a rocilor fisurate. Editura Tehnică, Bucureşti, 1983. [8] Marchidanu E. – Practică geologică inginerească în construcţii. Editura Tehnică, Bucureşti, 1987. [9] *** - Normativ departamental pentru tratarea rocii de fundaţie a construcţiilor hidrotehnice prin injecţii şi foraje

de drenaj - PE 712/87. ICEMENERG, Bucureşti, 1987;


MODELAREA 3D A MONUMENTELOR ISTORICE

3D MODELING OF THE HISTORICAL MONUMENTS

Ioana FETEA (DANCI)1

Rezumat: În domenii ca urbanismul, arhitectura, conservarea şi inventarierea monumentelor şi siturilor la obţinerea modelelor 3D nu se pune foarte strict problema preciziei, importantă fiind realizarea modelelor într-un timp cât mai scurt. Fotogrametria dă posibilitatea de a obţine coordonatele 3D ale unui obiect folosind imaginile acestuia, într-un mod rapid şi cu costuri reduse. În această lucrare sunt prezentate metodele de obţinere ale modelului 3D al unei clădiri monument istoric, cu un exemplu pe Biserica Sf. Ladislau din Oradea. Modelul 3D a fost obţinut printr-o metodă fotogrametrică utilizând un set de imagini convergente preluate asupra obiectului şi prin metoda scanării laser, utilizând aparatul Trimble VX.

Cuvinte cheie: model 3D, modelare, calibrarea camerei, scanare laser.

Abstract: In domains as urbanism, architecture, monuments and sits preserving or inventory there is a problem about realizing 3D models, not related only to accuracy but also to the time limit. Photogrammetry offers the possibility of obtaining 3D coordinates of an object from the digital images belonging to this one in a rapid and costless way. In this paper are presented the methods of obtaining 3D models of the buildings that are historical monuments giving as an example St. Ladislau church from Oradea. The 3D model was obtained using a photogrammetric method in a set of consecutive images worked in a circle around an object and using the laser scanning method. The instrument Trimble VX was used for obtaining the 3D model.

Keywords: model, modelling, camera calibration, laser scanning.

1. Introducere

Reconstrucţia 3D, modelarea, documentarea, monitorizarea şi vizualizarea diverselor obiecte cu valoare culturală pot fi realizate prin diverse metode.

O reconstrucţie 3D completă serveşte ca o înregistrare permanentă a clădirilor de patrimoniu în locaţiile lor originare. O asemenea reconstrucţie poate fi folosită şi pentru detectarea schimbărilor apărute asupra acestora.

Atunci când se creează modele 3D texturate cu ajutorul metodelor CAD clasice, se utilizează interfeţe grafice pentru a introduce detaliile obiectelor 3D. Deoarece acesta este un procedeu de muncă intens, o mare parte din efort, în acest domeniu, se concentrează pe modelarea automată a obiectelor prin scanarea acestora.

Este foarte necesară achiziţia formei obiectelor rapid în mai multe zone de aplicaţie. Metodele fotogrametrice permit obţinerea modelelor 3D cu o precizie bună şi relativ ieftin, în comparaţie cu alte tehnologii.

1 Şef lucrări ing., Facultatea de Arhitectură şi Construcţii (Faculty of Architecture and Constructions), Universitatea din Oradea (University of Oradea),e-mail:[email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing.mat. Turdeanu Lucian, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Geodezie (Faculty of Geodesy)


Biserica romano-catolică, monument istoric din Oradea este una dintre cele mai vechi edificii ecleziastice ale oraşului. În biserica Sf. Ladislau din Oradea se găseşte cel mai vechi altar bisericesc din Oradea, ce datează din secolul al XVIII-lea.

Din punct de vedere arhitectonic, biserica este un exemplu de baroc de provincie, de formă mai modestă, expresie a mijloacelor materiale mai reduse ale epocii.

Aplicaţia principală a acestei lucrări este generarea modelului 3D din imaginile preluate asupra obiectului. Pentru această aplicaţie s-a folosit camera Nikon D50 DSLR cu obiectivi diferiţi (f=18 mm şi f=24 mm).

2. Metode fotogrametrice pentru modelarea obiectelor

În fotogrametrie, cerinţele privind precizia de măsurare pot fi stabilite pe baza preciziei cerute pentru model sau pentru buna prezentare şi vizualizare a modelului.

În cele mai multe cazuri, obiectul nu poate fi modelat doar pe baza unei singure imagini. Astfel, sunt necesare câteva staţii de preluare a imaginilor obiect.

Utilizarea metodelor fotogrametrice în modelarea monumentelor istorice ridică o serie de probleme legate de rezoluţia şi precizia geometrică a echipamentelor de preluare a imaginilor, a costurilor acestora, a complexităţii metodelor de determinare a coordonatelor.

Pentru unele tipuri de lucrări de cadastru, de restaurări şi de arhitectură au fost dezvoltate metode bazate pe utilizarea camerelor nemetrice şi s-au dezvoltat diverse pachete de programe destinate pentru fotogrametria arhitecturală.

Cele mai cunoscute şi mai complete dintre acestea sunt: Photomodeler, ShapeCapture, Photo3D, ImageModeler. Aceste programe permit atât rectificarea imaginilor precum şi reconstrucţia 3D.

Această metodă de măsurare şi extragere a informaţiilor 3D din imagini fotografice este utilă în cazurile speciale de reconstrucţie a obiectelor cu utilizarea camerelor nemetrice. Măsurarea şi modelarea clădirilor monument istoric pentru inventariere şi conservare presupune:

calibrarea camerei; preluarea de imagini multiple în jurul clădirii cu unghiuri de convergenţă bune; reţea de puncte de reper, cunoscute în sistemul de coordonate al obiectului, care să fie

identificabile pe imagini (pentru orientarea absolută a modelului); măsurarea unei distanţe între două puncte obiect care apar pe imagini (pentru aducerea în

scară a obiectului).

Modelul obiectului reconstruit va fi realizat din punctele obiectului extrase din imaginile preluate. În mod obişnuit, aceste puncte sunt ele însele puncte distinctive ale obiectului sau sunt distribuite pe suprafaţa obiectului, descriindu-i cât mai bine forma.

Orientarea poate fi efectuată cu ajutorul punctelor de control. Pot fi utilizate şi o serie de constrângeri presupunând anumite relaţii de coliniaritate, perpendicularitate sau coplanaritate între punctele obiectului de modelat.

Această abordare nu se potriveşte cu reconstrucţia tuturor tipurilor de obiecte, dar poate fi utilizată cu succes în cazul clădirilor. După includerea tuturor imaginilor şi odată ce geometria epipolară a fost rezolvată, se stabileşte un set de corecţii, în timp ce parametrii intrinseci ai camerei sunt de asemenea luaţi în considerare.

O structură a obiectului e reconstruită din corectarea perechilor de imagini stereo dintr-o succesiune de imagini. În etapa finală, se creează un model, căruia i se pot ataşa imaginile sub forma unor texturi ale suprafeţelor.


Modelul obţinut va putea fi vizualizat realistic, din orice perspectivă. Obiectul este reconstruit în mai mulţi paşi şi fiecare pas întâmpină diferite tipuri de probleme.

Primul pas al reconstruirii modelului este achiziţia imaginilor acestuia. Tipul camerei cu care vor fi preluate imaginile şi locul unde poate fi poziţionată trebuie ales cu grijă, astfel încât să se asigure cea mai convenabilă geometrie (fig.1).

Calibrarea camerei s-a făcut pentru ambii obiectivi folosiţi.

Fotografierea obiectului s-a făcut din 20 de staţii, cu unghiuri de convergenţă între 20o şi 90o dispuse circular în jurul obiectului. Imaginile obţinute au fost descărcate în programul de modelare.

Toate imaginile au fost configurate să folosească setul de parametri ai orientării interioare corespunzător camerei cu care au fost preluate. Aceşti parametri au fost determinaţi după calibrarea camerei Nikon D50 pentru obiectivii cu distanţele focale de 18 mm şi 24 mm.

Photomodeler defineşte sistemul de coordonate al unei imagini digitale fotogrametrice în mod implicit drept ca un sistem cartezian, cu planul (x, y) în planul imaginii, unde axa x se află pe direcţia rândului, iar axa y pe direcţia coloanei. Originea sa se află în colţul din stânga sus a imaginii.

Imaginile trebuie orientate exterior, iar pasul următor presupune stabilirea punctelor de legătură pe aceste imagini (minim 6 puncte pe câte două imagini alăturate şi cel puţin unul pe cea de-a treia) pentru determinarea poziţiei şi rotaţiei acestor imagini.

Avem 6 parametrii necunoscuţi pentru fiecare imagine:

X0, Y0, Z0 - coordonatele centrului de perspectivă;

ω,φ, κ - unghiurile de rotaţie.

Determinarea acestor parametri se poate face, cel mai convenabil, cu utilizarea punctelor de control.

Toate punctele modelului obţinut, ar corespunde unui sistem de coordonate local. Acest sistem ar fi la o scară oarecare, pe care o putem defini, cu ajutorul unei distanţe cunoscute în spaţiul obiect. Punctele modelului au fost marcate pe fotogramele alăturate şi s-a făcut referenţierea acestora. Procesul de referenţiere presupune stabilirea corespondenţelor între aceleaşi puncte conţinute pe două sau mai multe imagini (fig. 2).

După prelucrare se poate construi modelul din linii şi suprafeţe caracteristice (fig. 3, 4).

Rezultatele modelării obiectului se pot prezenta fie sub formă grafică, fie sub formă numerică. Modelul poate fi reprezentat sub formă de puncte, de linii, model reţea („wireframe”) sau model texturat, prin asocierea imaginii corespunzătoare fiecărei suprafeţe model.

Fig. 1. Poziţiile camerei pentru preluarea imaginilor obiectului


Fig. 2. Referenţierea punctelor pe trei imagini (detaliu)

O altă problemă este calibrarea camerei folosite, astfel încât să putem cunoaşte geometria camerei şi parametrii acesteia. Imaginile obţinute trebuie să fie orientate. De asemenea trebuie să fie analizată precizia parametrilor de orientare a imaginii.

Pentru obţinerea modelului Bisericii Sf. Ladislau a fost folosită o cameră nemetrică respectiv Nikon D50, calibrată pentru doi obiectivi (f=18mm şi f=24mm). Calibrarea şi prelucrarea datelor fotogrametrice s-a făcut cu programul Photomodeler.

Fig. 3. Construirea modelului din linii (detaliu)

Fig. 4. Construirea modelului din suprafeţe (detaliu)

Cu ajutorul algoritmilor de modelare dezvoltaţi pentru diferite aplicaţii de modelare a realităţii virtuale, modelarea şi redarea bazată pe imagini a devenit o alternativă a reprezentărilor 3D clasice din acest domeniu. Modelul construit include geometria scenei, care constă în poligoane, suprafaţa şi proprietăţile acesteia (fig.5).

În fig. 6 este prezentat modelul 3D al Bisericii Sf. Ladislau din Oradea într-o reprezentare realistică obţinut printr-o metodă fotogrametrică folosind o succesiune de imagini preluate circular în jurul obiectului.


Rezultatele obţinute asigură precizia necesară modelării monumentelor istorice. Precizia de obţinere a modelelor prin metode fotogrametrice depinde de rezoluţia camerei folosite, de precizia de determinare a punctelor de reper şi de geometria reţelei. Rezultatele pot fi exportate în diferite formate şi pot fi prelucrate ulterior pentru utilizarea lor în diferite aplicaţii.

a) vedere SE b) vedere NV

Fig. 5. Modelul Bisericii Sf. Ladislau (reprezentări prin suprafeţe)

a) vedere NE b) vedere SE

Fig. 6 – Modelul Bisericii Sf. Ladislau (reprezentare prin suprafeţe texturate preluate din imagini)

3. Scanarea laser

Scanerele 3D permit culegerea punctelor obiect în mod automat şi precis. În principiu, obiectul este scanat punct cu punct, obţinând informaţii atât despre poziţia spaţială a punctelor obiect scanate cât şi informaţii despre culoarea acestora. Din aceste informaţii, culese în teren, se pot simula în urma prelucrărilor formele suprafeţelor obiect, obţinându-se în final modelul 3D al acestuia.

Construirea modelului 3D al unei clădiri presupune scanarea obiectelor respectiv culegerea coordonatelor 3D pentru un „nor de puncte”, registraţia datelor obţinute din diferite staţii, obţinerea suprafeţei obiectului şi a modelului obiect.

Pentru obţinerea modelului 3D al Bisericii Sf. Ladislau din Oradea am folosit aparatul Trimble VX. Tehnologia folosită de acest aparat este similară cu tehnologia „Direct Reflex” folosită şi la staţiile totale. Totuşi, diferenţa dintre modulul de scanare de la Trimble VX şi tehnologia „Direct Reflex”, folosită la staţiile totale este viteza de lucru. Trimble VX poate măsura până la 15 puncte/secundă. Această viteză de măsurare nu este comparabilă cu viteza de lucru a scanerelor specializate, cu ajutorul cărora se poate obţine un număr foarte mare de puncte.


Metoda tradiţională de scanare presupune măsurarea unui număr de ţinte comune sau obiecte de forme regulate ale obiectului scanat. După ce scanarea a fost făcută urmează determinarea punctelor cu ajutorul tehnologiei GPS sau cu ajutorul unei staţii totale pentru a putea face registraţia şi georeferenţierea. Folosind instrumentrul Trimble VX această problemă, a georeferenţierii este înlăturată, deoarece acest tip de aparat poate îndeplini şi funcţia de staţie totală. Trimble VX este un instrument care înglobează caracteristicele unei staţii totale, a unui scaner şi a unei camere video calibrate. Acest instrument oferă noi posibilităţi specialiştilor din domeniul arhitecturii oferind soluţii complete pentru obţinerea datelor spaţiale. Folosind camera încorporată în aparatul Trimble VX, imaginile devin parte a procesului de măsurare şi analiză.

Pentru modelul 3D al Bisericii Sf. Ladislau din Oradea am folosit o modelare de tip reţea poligonală „mesh” cu ajutorul programului Trimble Real Works. Modelul poate fi reprezentat în diverse moduri: model reţea („wireframe”), model suprafaţă în tonuri de gri sau model realistic cu aplicarea texturii din imaginile orientate pe suprafaţa model.

Fig. 7. “Nor de puncte”obţinut prin scanare laser

vedere NV b) vedere V

Fig. 8. Reprezentare realistică a modelului 3D obţinut prin scanare laser (Biserica Sf. Ladislau din Oradea)

Deşi „norul de puncte” este precis determinat pe suprafaţa obiectului, în încercarea de a reprezenta forma obiectului se pot pierde detalii importante. Suprafaţa poligonală („mesh”) obţinută după aplicarea filtrelor de rafinare descrie geometria obiectului şi permite o bună vizualizare a modelului (fig. 8).

4. Concluzii

Datorită dezvoltării rapide a tehnologiei digitale, se pot obţine modele 3D ale unui obiect utilizând scanere laser sau măsurători pe imagini digitale. Dispozitive precum camera digitală sau scanerul laser utilizate pe teren permit măsurarea detaliată a obiectelor. Cu toată această evoluţie a tehnologiei, a crescut nevoia realizării unui model 3D cu structuri reale într-un timp mai scurt şi cu costuri reduse. În domenii ca urbanismul, arhitectura,


conservarea monumentelor şi siturilor sau inventarierea clădirilor monument istoric se pune această problemă de realizare a acestor modele 3D, nu atât foarte precis cât foarte repede. Fotogrametria oferă posibilitatea de a obţine coordonatele 3D ale unui obiect din imaginile digitale 2D ale acestuia în mod rapid şi cu costuri reduse. Aceste coordonate sunt folosite pentru modelarea obiectului cu rezultate bune, în ceea ce priveşte reprezentarea realistică. Această metodă a fost folosită pentru reconstrucţia obiectelor fixe cu ajutorul unui aparat de fotografiat care preia imaginile din diverse poziţii, „rotindu-se” în jurul obiectului. Tehnologiile fotogrametrice folosesc imagini preluate din diferite unghiuri pentru a obţine modelul 3D al obiectului. Obiectul este identificat în aceste imagini iar forma geometrică a acestuia este obţinută printr-o succesiune de operaţii care presupun marcarea punctelor, unirea punctelor caracteristice şi construirea suprafeţelor obiectului. Comparativ cu metoda tehnicii laser, modelarea obiectelor prin această metodă fotogrametrică este mai rapidă şi implică costuri mult mai mici. Reconstrucţia geometriei obiectului din imaginile preluate precum şi atribuirea texturilor din imagini, pentru suprafeţele model obţinute, duc la o reprezentare realistică. În cazul utilizării tehnologiei scanării, laser fiecare punct scanat pe suprafaţa obiectului este determinat cu precizie. Numărul punctelor determinate pe suprafaţa obiectului este foarte mare iar densitatea acestor puncte dă gradul de realism al modelului. Metodele fotogrametrice şi cele ale scanării laser au abordări diferite în ceea ce priveşte determinările din domeniul inventarierii monumentelor istorice. Principala diferenţă, dintre cele două metode este dată de costurile pe care le implică fiecare dintre ele. Fotogrametria are o importantă contribuţie la înregistrarea şi monitorizarea moştenirii culturale, la păstrarea şi restaurarea obiectelor, siturilor şi monumentelor culturale, a clădirilor valoroase din punct de vedere arhitectural oferind un suport pentru arhitectură, arheologie şi alte cercetări istorice şi de artă. Coordonatele model sunt obţinute într-un sistem de referinţă spaţial, pentru toate punctele modelului. Acest lucru poate fi considerat un avantaj real, deoarece transformările de coordonate de la un submodel la altul nu mai sunt necesare. Metoda propusă permite extragerea formei şi geometriei obiectului de modelat, iar conceptul metodei aplicate pentru modelarea Bisericii Sf. Ladislau din Oradea poate fi folosit şi pentru modelarea altor clădiri sau obiecte.

Bibliografie

[1] Abdelhaviz A., Integrating digital photogrammetry and terestrial laser scaning, Deutsche Geodatische Kommission bei der Akademie der Wissenschaften, 2009

[2] Cantzler Helmut, Improving architectural 3D reconstruction by constrained modelling, Institute of Perception, Action and Behaviour School of Informatics University of Edinburgh, 2003

[3] Coşarcă C., Sisteme de măsurare în industrie, Ed. Conspress, Bucureşti, 2009 [4] Grussenmeyer P., Landes T., Voetgle T., Ringle K., Comparison methods of terrestrial laser scanning,

photogrammetry and tacheometry data for recording of cultural heritage buildings, The International Archives of the Photogrammetry, Remote Sensing and Spatial Information Sciences. Vol. XXXVII. Part B5. Beijing, 2008

[5] Hanke K., Grussenmeyer P., Architectural Photogrammetry: Basic theory, Procedures, Tools, ISPRS Commission 5 tutorial, Corfu, 2002

[6] Heikkinen Jussi, The circular imaging block in close–range photogrammetry, TKK – Institute of Photogrammetry and Remote Sensing Publication, 2005

[7] Karel Wilfried, Erstellung eines photorealistischen 3D-Modells der Kirche San Juan del Hospital in Valencia, Technische Universität Wien, 2005

[8] Pollefeys M., Visual 3D Modeling from Images, University of North Carolina, 2000 [9] Reinhard K., Pollefeys M., Luc van Gool, Realistic Surface Reconstruction of 3D Scenes from Uncalibrated

Image Sequences, Department of Computer Science, The University of North Carolina at Chaper Hill, 2000 [10] Sim D., Traseu spiritual. Scurt excurs în viaţa religioasă a orădenilor, Cetatea Oradea Revistă de patrimoniu şi

turism, anul II, nr.2, 2007


APLICAŢIE A REGRESIEI LINIARE MULTIPLE ÎN EVALUAREA GLOBALĂ A PROPRIETĂŢILOR IMOBILIARE

APPLICATION OF MULTIPLE LINEAR REGRESSION IN MASS APPRAISAL

Irina Ana-Maria MIHĂILESCU1

Rezumat: Evaluarea globală a proprietăţilor imobiliare este necesară, de exemplu, în cazul implementării unui sistem de impozitare ad valorem a proprietăţilor imobiliare sau în cazul evaluării proprietăţilor care urmează a fi expropriate în vederea dezvoltării unei infrastructuri rutiere de nivel european, proprietăţi care trebuie evaluate de asemenea la valoarea lor de piaţă. Mai mult, actuala criză economică în care se găseşte România a creat necesitatea reevaluării portofoliilor de proprietăţi imobiliare deţinute de către bănci - oferite ca garanţii pentru obţinerea de credite imobiliare sau ipotecare, în vederea luării unor decizii interne sau la nivel naţional pentru implementarea unor norme şi regulamente. Una dintre soluţiile care se pot aplica în evaluarea concomitentă, rapidă, şi cu precizie stabilită a unui grup de proprietăţi cu caracteristici fizico-economice similare este implicarea metodelor specifice statisticii matematice, lucrarea de faţă prezentând în sprijinul acestei afirmaţii un exemplu de dezvoltare prin rehnicile regresiei liniare multiple a unui model de evaluare globală.

Cuvinte cheie: evaluarea proprietăţilor imobiliare, regresie liniară multiplă, model de evaluare automată, evaluare globală

Abstract: Real estate mass appraisal is required, for example, in case of implementing a system for the ad valorem taxation of real estate or in case of assessing real estate that will be expropriated in order to develop a road infrastructure, which also must be assessed based on their market value. Moreover, the economic crisis is Romania has created the need for reassessing real estate portfolios held by banks - offered as securities to obtain loans, in order to make internal or national level decisions to implement rules and regulations. One solution that can be applied for assessing rapidly, accurately and at the same time a group of properties with similar physical-economic characteristics, is the involvement of specific statistical methods, this paper further presenting, as a support of this affirmation, an example of mass appraisal model development based on multiple linear regression techniques.

Keywords: real estate valuation, multiple linear regression, automated valuation model, mass appraisal

1. Introducere

Specialiştii evaluatori din întreaga lume pot în prezent să-şi exercite meseria fie prin prisma metodologiei “tradiţionale” de evaluare a proprietăţilor, fie prin prisma statisticii matematice de prelucrare şi analiză a datelor, respectiv de interpretare a rezultatelor. În prima variantă, evaluatorii aplică metodele, tehnicile şi procedeele clasice promovate de diferitele organizaţii şi asociaţii de profil prin intermediul standardelor lor, aşa cum sunt, de exemplu, Standardele Internaţionale de Evaluare elaborate de IVSC (Consiliul pentru Standarde Internaţionale de Evaluare), Standardele de Evaluare RICS (Royal Institution of Chartered Surveyors din Marea Britanie), Standardele Europene de Evaluare ale TEGoVA (The European Group of Valuers), standardele USPAP - Uniform Standards of Professional Appraisal Practice (Canada şi SUA). 1 Asist. univ. drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Lecturer, PhD Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Geodezie (Faculty of Geodesy), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Ursea Vasile, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Lecturer, PhD Student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Geodezie (Faculty of Geodesy)


Pe de altă parte, atunci când evaluatorii aplică statistica matematică în evaluarea proprietăţilor, rezultatele trebuie, de asemenea, să se supună prevederilor standardelor amintite, dar şi acelora specifice acestei perspective, aşa cum sunt, de exemplu, Standard on Automated Valuation Models (AVMs) şi Standard on Ratio Studies ambele elaborate de către International Association of Assessing Officers (IAAO). Soluţiile pe care statistica matematică le oferă pentru rezolvarea problemelor ridicate în evaluare, sunt variate: analiza prin regresie, serii de timp, tehnici de logică fuzzy, reţele neuronale artificiale, sisteme neuro-fuzzy (Kauko et al., 2008), sau simbioze ale acestora cu Sisteme Informatice Geografice sau cu aplicaţii web.

Se remarcă imediat avantajele evidente ale aplicării acestor soluţii în evaluare, precum automatizarea procesului de evaluare şi existenţa metodelor de control al rezultatelor obţinute. De asemenea, există şi “reversul medaliei”, dezavantajul principal constând în complexitatea aplicării soluţiilor propuse, fiind necesar un colectiv de specialişti din diferite domenii - programatori, statisticieni, matematicieni, evaluatori, analişti de piaţă - pentru a concepe şi pune în funcţiune sisteme de asemenea natură şi anvergură.

Modelele automate de evaluare (AVM) - sunt soft-uri ce produc estimatori ai valorilor de piaţă pentru proprietăţile subiect, în baza analizei condiţiilor de piaţă şi caracteristicilor proprietăţilor comparabile, informaţii de piaţă colectate în prealabil (Kane et al., 2004). Aceste modele, fie că au structură aditivă, multiplicativă sau hibridă, sunt utilizate în lume pe scară din ce în ce mai largă de firmele de evaluări, agenţii imobiliare, bănci sau de către organismele statului, pentru determinarea valorii de piaţă, previzionării preţului de vânzare, respectiv în impozitarea globală ad valorem a proprietăţilor imobiliare.

Metodologia de evaluare globală constă dintr-un ansamblu de proceduri standard de colectare a datelor şi de evaluare a unui grup de proprietăţi ce prezintă caracteristici fizico-economice asemănătoare folosind tehnici statistice. În urma aplicării acesteia, toate proprietăţile subiect sunt evaluate echitabil şi uniform şi la aceeaşi dată. Acest proces cuprinde mai multe etape, descrise în Standardul Internaţional de Practică în Evaluare al IVS, GN 13 Evaluarea globală pentru impozitarea proprietăţii: identificarea proprietăţilor subiect, definirea ariei de piaţă, identificarea caracteristicilor ofertei şi cererii care influenţează valoarea (identificarea

variabilelor), crearea unei structuri a modelului de evaluare care să reflecte relaţia dintre caracteristicile ce

influenţează valoarea şi aceasta (modelul statistic), calibrarea modelului de evaluare în vederea determinării contribuţiei caracteristicilor

individuale ale proprietăţii care influenţează valoarea, aplicarea concluziilor evidenţiate de modelul de evaluare la proprietăţile ce urmează a fi

evaluate, validarea procesului de evaluare globală, a modelului utilizat şi a altor rezultate, incluzând

indicatorii de performanţă pe bază de continuitate, verificarea şi reconcilierea rezultatelor evaluării globale.

Acest proces trebuie să se bazeze pe principiul nivelului şi uniformităţii valorilor estimate (IAAO, 2003): nivelul valorilor estimate se referă la apropierea dintre valorile obţinute în urma aplicării modelului şi preţurile (sau chiriile) curente de pe piaţă, măsurându-se prin indicatori statistici, precum indicatorii medii de poziţie - media aritmetică, mediana, media ponderată, iar uniformitatea valorilor estimate, ce trebuie respectată atât în cadrul grupului de proprietăţi cât şi între grupurile de proprietăţi, fiind o măsură a consecvenţei mărimilor erorilor, se măsoară prin compararea nivelelor valorilor estimate ale fiecărui grup, utilizând indicatori ai dispersiei - amplitudinea variaţiei, abaterea medie pătratică, coeficienţi de dispersie şi coeficienţi de variaţie.


2. Modele de evaluare automată

Scopul acestei lucrări a fost dezvoltarea în baza standardelor IAAO, a două modele de evaluare automată a valorii de piaţă a proprietăţilor subiect, utilizând regresia liniară multiplă. Modele au structură aditivă şi au fost calibrate prin două proceduri de calibrare a regresiei liniare, rezultând modelul ADTCondoI, creat prin procedura de calibrare Backward Elimination şi modelul ADTCondoII, calibrat prin procedura Enter. După crearea şi testarea modelelor au fost evaluate şi comparate rezultatele acestora, în vederea stabilirii celui mai bun model pentru determinarea valorilor de piaţă ale proprietăţilor subiect. Evaluarea şi validarea modelelor s-a realizat din punct de vedere statistic prin respectarea principiului nivelului şi al uniformităţii valorilor estimate, pe care se bazează evaluarea globală, analizând rapoartele calculate între valoarea previzionată (estimată prin model) şi valoarea reală a proprietăţilor din grupul de date păstrat pentru validarea modelelor.

Baza de date realizată în acest scop conţine informaţii relevante specifice tipului de proprietăţi subiect şi cuprinde un număr de 233 de proprietăţi rezidenţiale uni-familiale amplasate în 32 de ansambluri noi de tip condominiu din Bucureşti şi zona metropolitană, proprietăţi pentru care am obţinut 32 de caracteristici specifice acestora. Softul utilizat pentru dezvoltarea modelelor este Statistical Package for Social Sciences (SPSS versiunea 17.0), unul dintre cele mai puternice programe de analiză statistică utilizate în lume pentru evaluare şi nu numai.

2.1. Analiza pre-statistică a datelor

Analiza pre-statistică a datelor constituie etapa de analiză a datelor „brute” existente în baza de date (eşantion) utilizată de către evaluator în modelare, cu rol în stabilirea gradului de complexitate şi de relevanţă a datelor pentru scopul propus. Aceasta se poate analiza fie vizual, atunci când nu are un volum foarte mare, fie cu ajutorul softului de analiză statistică utilizat. Situaţiile pe care această analiză trebuie să le dezvăluie sunt următoarele:

- cuprinde eşantionul suficiente caracteristici variabile pentru a putea dezvolta un model? - sunt relevante caracteristicile existente pentru formarea şi susţinerea valorii de piaţă? - există în eşantion două sau chiar mai multe variabile care măsoară aceeaşi caracteristică a

proprietăţii (risc de apariţie a efectului de multicoliniaritate)? - sunt completate toate informaţiile pentru fiecare caz (proprietate) în parte? Poate fi

completată baza de date cu informaţiile lipsă (risc de missing value)? - există informaţii greşit introduse în baza de date? Pot fi acestea corectate sau trebuie şters

cazul respectiv din baza de date (risc de apariţie a valorilor extreme)?

În urma acestei analize, au fost reţinute următoarele variabile: localizarea ansamblului, clasa de calitate a ansamblului, etajul la care este amplasat apartamentul, numărul de camere, numărul de băi, suprafaţa construită a apartamentului, suprafaţa balconului/terasei, loc de parcare, spaţiu de depozitare (boxă), dotarea apartamentului cu centrală termică proprie, dotarea apartamentului cu aparate de aer condiţionat, dotarea apartamentului cu interfon, existenţa spaţiilor verzi (loc de joacă pentru copii sau parcuri), existenţa spaţiilor comerciale.

2.2. Transformarea variabilelor nominale

Orice bază de date utilizată în evaluarea proprietăţilor imobiliare cuprinde atât variabile numerice (cantitative) cât şi variabile nominale (calitative). Acestea din urmă trebuie transformate (codificate) pentru a putea fi prelucrate împreună cu variabilele numerice. Codificarea se poate face utilizând cifrele 0 şi 1 (codificare dummy dublă sau multiplă). Pentru aceste modele s-a utilizat codificarea dummy multiplă pentru variabila categorică localizare, precum şi codificarea dummy dublă pentru variabilele corespunzătoare variabilelor clasa de calitate, număr etaj, interfon, parcare, boxă, magazine, spaţii verzi, centrală termică, aer condiţionat.


2.3. Împărţirea eşantionului în două grupuri de date (Model şi Test)

Eşantionul randomizat a fost împărţit în două grupuri de date: un grup de date necesar pentru rularea modelelor de regresie, în literatura de specialitate recomandându-se ca acesta sa cuprindă 80-85% din volumul eşantionului, restul datelor păstrându-se pentru testarea modelelor create.

2.4. EDA - analiza de explorare a datelor

Analiza de explorare a datelor reprezintă etapa de analiză statistică a acestora, în care se utilizează tehnicile cantitative şi tehnicile grafice de analiză şi interpretare statistică a seriilor de date, cu scopul de a stabili structura şi tipul de distribuţie a seriilor de date, de a determina variabilele semnificative ce trebuie incluse în model şi pentru a detecta valorile extreme şi valorile influente.

Această analiză a debutat prin analiza variabilei dependente (valoare de piaţă), a variabilei dependente în funcţie de cele mai influente variabile independente (suprafaţă construită, suprafaţa terasă/balcon, număr camere, număr băi), şi a fiecărei variabile independente sau a grupurilor de câte două variabile independente. Foarte utilă se dovedeşte a fi analiza coeficienţilor de corelaţie liniară Pearson. Variabilele independente suprafaţă construită şi suprafaţă terasă/balcon au fost transformate în scopul obţinerii unei distribuţii a datelor cât mai apropiată de distribuţia normală. S-a utilizat transformarea prin extragerea rădăcinii pătrate, rezultată ca fiind cea mai eficientă dintre toate cele aplicate. De asemenea, s-a aplicat transformarea prin logaritm natural pentru variabila dependentă, în scopul obţinerii unei omogenităţi superioare a datelor.

În urma analizei EDA, au fost păstrate 100 de cazuri din 200 iniţiale (Model100) pentru rularea modelelor şi 16 cazuri din 33 (Test16) pentru testarea ulterioară a modelelor rezultate.

2.5. Calibrarea şi testarea modelului – regresie liniară multiplă

Modelele au fost rulate iterativ şi analizate pas cu pas:

- sumarul modelului – tabelul Model Summary (se analizează r – coeficient de corelaţie multiplu, r2 – coeficient de determinare, r2

aj – coeficient de determinare ajustat, etc.)

- analiza semnificaţiei modelului - tabelul ANOVA (se utilizează testul şi indicatorul statistic F)

- analiza coeficienţilor şi diagnosticul multicoliniarităţii – tabelul Coefficients

- analiza valorilor reziduale, etapă în care se verifică toate ipotezele de regresie

- detectarea valorilor extreme (aberante) – se utilizează teste şi valori limită

- detectarea valorilor influente – se utilizează teste şi valori limită.

Forma şi interpretarea modelelor ADTCondo I:

MDTD0,758 - VBTTD0,436 -

TAD0,405CBDPD0,402BOPVD0,286 - AER0,183 - CENTR0,097 -MG 0,199 PRC0,220 IFN0,378NRCAM0,076 NRBAI0,173 Scons.50,090 10,506 lnVal

54

321

⋅⋅⋅+⋅−⋅⋅⋅⋅+⋅+⋅+⋅+⋅+⋅+=

ADTCondo II:

MDTD0,310 -TA D0,447 CENTR0,248 - CLSS0,059 NRCAM0,128 Scons.50,133 10,348 lnVal

53 ⋅⋅+⋅⋅+⋅+⋅+=


Modul de interpretare standard a coeficienţilor de regresie ai unui model este următorul: la o schimbare cu o unitate a valorii uneia din variabilele independente, în timp ce celelalte variabile independente sunt păstrate constante, se modifică valoarea variabilei dependente previzionate cu valoarea coeficientului respectivei variabile independente.

În situaţia în care se apelează la transformarea logaritmică a variabilei dependente interpretarea coeficienţilor de regresie se face astfel: la o schimbare cu o unitate a valorii uneia din variabilele independente, în timp ce celelalte variabile independente sunt păstrate constante, se modifică valoarea variabilei dependente previzionate cu 100*βi procente în sensul dictat de semnul coeficientului. În ceea ce priveşte variabilele dummy multiple, interpretarea coeficienţilor acestora se face prin raportare la variabila dummy de bază.

2.6. Evaluarea şi validarea modelelor. Compararea modelelor

Ambele modele au fost validate prin aplicare la datele din grupul de date Test 16. Rezultatele sunt prezentate în următorul tabel.

Tabelul.1 Evaluarea şi comparaţia modelelor

ADTCondo I ADTCondo I

Valoare (€)

Valoare previz.

(€) Diferenţa

(%) Val. prev./ Val.

(1) (2) (3) (2/1) 181475 174537 -3.97% 0.9618 211820 222907 4.97% 1.0523 85500 83145 -2.83% 0.9725

114275 119295 4.21% 1.0439 94500 91981 -2.74% 0.9733

178700 163563 -9.25% 0.9153 82754 96131 13.92% 1.1616

105000 119125 11.86% 1.1345 106585 95436 -11.68% 0.8954 278395 278578 0.07% 1.0007 146145 127435 -14.68% 0.8720 271374 248387 -9.25% 0.9153 223720 222907 -0.36% 0.9964 254000 265639 4.38% 1.0458 175000 187955 6.89% 1.0740 124000 121157 -2.35% 0.9771

Coeficient de determinare: 0,854 Coeficient de determinare ajustat: 0,832

Număr de proprietăţi: 16 Suma valorilor de piaţă reale (€): 2 633 243

Suma valorilor de piaţă previzionate (€): 2 618 179 Media: 0.9995

Mediana: 0,9867 Abaterea standard: 0.0823

Coeficientul de variaţie: 8.2%

Valoare (€)

Valoare previz.

(€) Diferenţa

(%)

Val. prev./ Val.

(1) (2) (3) (2/1) 181475 182897 0.78% 1.0078 211820 166517 -27.21% 0.7861 85500 99185 13.80% 1.1601

114275 101891 -12.15% 0.8916 94500 127447 25.85% 1.3486

178700 163773 -9.11% 0.9165 82754 97171 14.84% 1.1742

105000 136724 23.20% 1.3021 106585 120429 11.50% 1.1299 278395 216833 -28.39% 0.7789 146145 123970 -17.89% 0.8483 271374 244126 -11.16% 0.8996 223720 166517 -34.35% 0.7443 254000 285980 11.18% 1.1259 175000 153177 -14.25% 0.8753 124000 158477 21.76% 1.2780

Coeficient de determinare: 0,798 Coeficient de determinare ajustat: 0,785

Număr de proprietăţi: 16 Suma valorilor de piaţă reale (€): 2 633 243

Suma valorilor de piaţă previzionate (€): 2 545 114 Media: 1.0167

Mediana: 0,9622 Abaterea standard: 0,2003

Coeficientul de variaţie: 19.7%


Pe lângă coeficientul de determinare r2 şi coeficientul de determinare ajustat r2aj ale modelului,

obţinute la etapa de calibrare, evaluarea modelului se bazează pe calculul şi interpretarea rapoartelor dintre valoarea de piaţă previzionată cu ajutorul modelului şi preţul de vânzare (sau valoarea de piaţă „reală”) ale proprietăţilor din eşantionul de testare. Aceste rapoarte se analizează prin intermediul indicatorilor statistici ai tendinţei centrale – media, media ponderată şi mediana, cunoscuţi şi ca măsuri de determinare a nivelului evaluării, dar şi cu ajutorul indicatorilor statistici de dispersie – abaterea standard, coeficientul de variaţie Cv sau coeficientul de dispersie CD, cunoscuţi şi ca măsuri de determinare a uniformităţii evaluării.

Potrivit lui Kane (2004) şi Standard on Ratio Studies amintit anterior: raportul valoare previzionată/valoare reală trebuie să fie cât mai apropiat de 1 (1 indicând egalitatea celor două valori), media şi mediana seriei de rapoarte trebuie, de asemenea, să fie cât mai apropiate de 1 (1 indicând egalitatea valorii previzionate cu valoarea reală), media şi mediana seriei de rapoarte trebuie să fie cât mai apropiate între ele ca valori, (egalitatea însemnând că seria este normal distribuită), abaterea standard trebuie să fie cât mai apropiată de valoarea 0, coeficientul de variaţie şi de cel de dispersie trebuie să fie cât mai mici; pentru modelele de evaluare a proprietăţilor rezidenţiale amplasate în condominii noi, se acceptă doar valori sub 20% pentru Cv şi valori între 5.0 şi 10.0 pentru CD.

După cum se poate observă din tabelul 1, analiza rapoartelor indică faptul că modelul ADTCondoI este superior modelului ADTCondoII: coeficientul de determinare şi coeficientul de determinare ajustat sunt mai mari, media şi mediana sunt apropiate de valoarea 1 şi sunt mai apropiate între ele ca valori, abaterea standard este mult mai apropiată de valoarea 0, iar coeficientul de variaţie este mai mic, chiar dacă ambele valori se află în limita acceptată.

Prin urmare, modelul ADTCondoI este modelul care întruneşte condiţiile de validare impuse de standard şi va fi utilizat în continuare pentru evaluarea proprietăţilor imobiliare subiect.

2.7. Aplicarea celui mai bun model în evaluarea proprietăţilor subiect

Valorile corespunzătoare variabilelor independente au fost introduse în model, rezultatul – logaritm din valoarea de piaţă, fiind transformat prin antilogaritmare.

Caracteristicile proprietăţilor subiect şi valorile de piaţă aferente acestora sunt prezentate în tabelul următor.

Tabelul 2

Evaluarea proprietăţilor subiect

Caracteristici Proprietatea subiect A

Proprietatea subiect B

Proprietatea subiect C

suprafaţă construită (mp): 99,4 100,4 95,8 număr de băi: 1 2 1 număr de camere: 3 3 2 loc parcare: Nu Nu Da dotare cu interfon: Da Nu Nu dotare cu centrală termică de apartament: Nu Da Da dotare cu aparate de aer condiţionat Nu Nu Nu spaţii comerciale Nu Da Da localizare în Militari Chitila Voluntari

MDTD0,758 - VBTTD0,436 - TAD0,405CBDPD0,402BOPVD0,286 - AER0,183 - CENTR0,097 -MG 0,199

PRC0,220 IFN0,378NRCAM0,076 NRBAI0,173 Scons.50,090 10,506 lnVal

54

321

⋅⋅⋅+⋅−⋅⋅⋅⋅+⋅+⋅+⋅+⋅+⋅+=

Valoare de piaţă previzionată (€) 92 000 119 000 126 000


3. Concluzii

Statistica matematică aplicată în domeniul evaluării proprietăţilor imobiliare permite managementul şi analiza seriilor foarte mari de date de piaţă, utilizarea în modelare a unui număr oricât de mare de variabile, dacă acestea sunt necesare şi relevante, determinarea acurateţei de estimare a valorii, care poate fi excepţional de bună când sunt folosite suficiente date de piaţă, asigurarea de evaluări uniforme, utilizarea modelului rezultat nu numai în evaluarea globală, ci şi pentru evaluări punctuale, ca şi automatizarea procesului de evaluare, deci timp redus de prelucrare şi analiză a datelor şi de stabilire a concluziei asupra evaluării.

Aceste avantaje pot fi obţinute dacă baza modelului este „aşezată” pe o judecată statistico-matematică foarte serioasă şi coerentă, dacă baza de date este permanent actualizată şi dacă modelul este testat înainte de a fi efectiv utilizat în evaluare. În acelaşi timp, tehnicile de analiză statistică şi de modelare a procesului de evaluare nu pot fi aplicate pentru pieţele restrânse, cu puţine tranzacţii sau pentru pieţele atipice, şi totodată devine obligatorie asimilarea unui bagaj foarte dezvoltat de cunoştinţe din domeniul statisticii matematice şi al soft-urilor de specialitate.

Bibliografie

[1] Andrei, T., Stancu, S., Pele, D. T. - Statistică: teorie şi aplicaţii, editura Economică, ediţia a doua, 2002 [2] Anghelache, C. - Statistică teoretică şi economică - teorie şi aplicaţii, editura Economică, 2004 [3] Berenson, M. L., Levine, D. M., Krehbiel, T. C. - Basic Business Statistics. Concepts and Applications, 9th

edition, Pearson Prentice Hall, 2004 [4] Bowerman, B. L., O’Connell, R. T. - Business Statistics in Practice, 4th edition, McGraw Hill, 2007 [5] Cristache, S. E. Statistică teoretică şi economică - note de curs, editura ASE, 2002 [6] Kane, M. S., Linné, M. R., Johnson, J. A. - Practical Applications in Appraisal Valuation Modeling, Statistical

Methods for Real Estate Practitioners, Appraisal Institute, 2004 [7] Kauko, T., D’Amato, M. - Mass Appraisal Methods, Wiley-Blackwell, 2008 [8] Lucey, T. - Quantitative Techniques, 5th edition, DP Publications, 1996 [9] Lusht, K. M. - Real Estate Valuation, Principles and Application, KML Publishing, 2001 [10] Paşca, I. - Statistică aplicată pentru modelarea evaluării imobiliare, editura Politehnică, 2008 [11] International Association of Assessing Officers - Standard on Ratio Studies, 2007 [12] International Association of Assessing Officers - Standard on Automated Valuation Models (AVMs), 2003 [13] Comitetul pentru Standarde Internaţionale de Evaluare - Standardele Internaţionale de Evaluare, ediţia a opta, 2007.


REALIZAREA MODELELOR 3D VIRTUAL REALISTICE PENTRU LOCALITĂŢI

DEVELOPMENT OF 3D REALISTIC VIRTUAL MODELS FOR LOCALITIES

Octavian Laurenţiu BALOTĂ1

Rezumat: Aceasta lucrare prezintă o metodologie pentru crearea unui model virtual 3D al unui oraş, dintr-o perspectivă realistă. Principalele etape sunt descrise în această metodologie şi sunt evideţiate tehnologia avansată şi metodele folosite în generarea produselor intermediare folositoare şi totodată, a produsului final, modelul oraşului în formatul CityGML. Adevaratul concept ortofoto este prezentat ca o activitate importantă şi indispensabilă în cadrul căreia diferite produse suplimentare şi folositoare sunt dezvoltate, precum Modelul de Teren Digital şi Modelul de Suprafaţa Digital. Sunt prezentate în continuarea lucrării şi rezultatele acestei abordări asupra unei zone de testare localizată în Piaţa Universităţii, Bucureţti, România.

Cuvinte cheie:fotogrametrie, ortofotograme, true-orotofotogramele, model digital suprafaţă, model digital teren.

Abstract: This paper presents a methodology for creating a virtual 3D city model with a realistic view. The main steps are described in this methodology and the advanced technics and methods for generating the useful intermediate products and the final product, city model in CityGML format are highlighted. The true orthophoto concept is presented like an important and compulsory activity in which different supplementary and useful products are developed such as Digital Terrain Model and Digital Surface Model. The results of this approach on a test area located in Piata Universitatii, Bucuresti, Romania are also presented

Keywords: photogrammetry, orthophoto, true-orthophoto, cityGML, oblique aerial photographical survey, 3D city model, digital surface model, digital terrain model.

1. Introducere

Necesităţile economice de dezvoltare urbană impun realizarea de produse adecvate proiectării şi sistematizării care să ţină cont şi de mediul ambiant. Modelarea numerică a spaţiului urban poate genera unelte simple şi rapide de investigaţie pentru numeroase aplicatii de mare importanţă pentru o dezvoltare durabilă.

Cele mai cerute astfel de aplicaţii sunt cele din domeniul telecomunicaţiilor ce se referă la proiectarea şi instalarea de noi antene GSM sau cele de planificare urbană. Ritmul mare de dezvoltare a construcţiilor necesită modelări cu caracteristici geometrice de mare precizie.

Nevoia modelelor tridimensionale (3D) creşte şi se extinde rapid în numeroase domenii. În mod constant pe piaţa de date spaţiale, producţia de modele 3D integrate în sisteme de tip GIS a devenit mult mai mare faţă de modelele tradiţionale 2D-GIS, mai ales pentru modelele 3D ale oraşelor pentru care se cere o producţie într-un timp cât mai scurt.

1 Drd. ing. mat., TehnoGIS Grup srl, e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing.mat. Turdeanu Lucian, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Geodezie (Facultty of Geodesy)


Administraţia publică este unul din beneficiarii cei mai interesaţi pentru astfel de sisteme, Agenţia Naţională de Cadastru şi Publicitate Imobiliară este interesată pentru evidenţierea proprietăţilor, primăriile sunt interesate pentru stabilirea în cunoştinţă de cauză a regimului de construire, înălţimi limită, zone protejate, impactul asupra mediului.

Produsele care concură la dezvoltarea unor astfel de aplicaţii sunt Modelul Numeric al Terenului (MNT), Modelul Numeric al Suprafeţei (MNS), Ortofotogramele, True-ortofotogramele, Imaginile Oblice, Modelul Numeric al Clădirilor(MNC), Modelul Virtual al Localităţilor (MVL) şi cel mai complex dintre toate Modelul Virtual Realistic (MVR).

Majoritatea acestor produse pot fi privite ca produse intermediare ce concură la obţinerea modelului virtual realistic, dar fiecare poate fi baza unor aplicaţii specifice.

Deşi în numeroase abordări tehnologia de generare a MVR pleacă de la informaţii existente deja în baze de date, pentru a minimiza costurile, în această lucrare se va insista pe aportul tehnicilor de fotogrammetrie digitală la generarea acestuia.

Fig.1. Proiectarea în MVR (Modelul Virtual Realistic)

În fig. 1 se prezintă modul de utilizare a modelelor virtuale aproape de conceptul realistic. Pentru crearea unor astfel de modele este necesară, pe lângă informaţiile de tip GIS, şi o baza de date texturală şi de diverse obiecte (pomi, maşini, stâlpi, faţade clasice etc) care prin intermediul unui motor grafic să fie asamblate în modelul numeric (fig. 2).

Fig.2. Elementele de bază pentru generarea Modelelor Virtuale

ortofotograma

Planul topografic

MNT

MNS

Motor grafic 3D

Model virtual


2. Metodologie

Procesul de realizare a modelelor virtuale realistice pentru localităţi necesită următoarele faze tehnologice:

Aerofotografierea nadirală şi oblică a localităţii ce urmează a fi modelată; Scanarea cu sisteme LIDAR a localităţii respective Efectuarea de măsurători în teren pentru orientarea absolută a fotogramelor şi calibrarea

datelor laser Prelucrarea datelor pentru orientarea absolută a imaginilor fotogrammetrice

(aerotriangulaţie) Calibrarea, clasificarea şi filtrarea datelor laser Generarea modelului numeric al terenului (MNT) Generarea modelului numeric al construcţiilor (MNC) Generarea ortofotogramelor de tip true-ortofoto; Combinarea MNT cu MNC şi cu imaginile true-ortorectificate pentru generarea

modelului virtual al localităţii Prelucrarea fotogramelor oblice pentru extragerea texturii de pe faţadele construcţiilor Generarea texturilor de vegetaţie şi a obiectelor peisagistice Generarea modelului virtual realistic prin combinarea modelului 3D virtual cu texturile

de faţadă şi obiectele peisagistice. Aşa cum se poate observa problemele tehnologice sunt deosebit de complexe atât în componenta de producere a datelor cât şi în cea de prelucrare şi dezvoltare a produsului final. Dat fiind acest aspect, în această lucrare se vor descrie doar acele etape sau subetape care consider că pot fi automatizate şi în care am urmărit să-mi aduc o contribuţie personală.

În procesul de obţinere a imaginilor ortorectificate, clădirile, podurile apar pe imagini deplasate, podurile uneori fiind şi deformate datorită faptului că suprafaţa vizibilă a acestora nu coincide cu modelul numeric al terenului. Deasemenea, datorită efectului de perspectivă, suprafeţe de la baza clădirilor pot fi ascunse, invizibile pe anumite imagini. (fig. 3 a).

a) zone ascunse b) zone deplasate şi deformate

Fig.3. Erori ale ortofotogramelor

Procedeul prin care efectul de perspectivă datorat obiectelor de la suprafaţa solului cu înălţimi considerabile este corectat, astfel încât suprafeţele ascunse sunt înlocuite cu suprafeţe vizibile de pe o altă imagine, se numeste TRUE ORTORECTIFICARE în sensul că numai acum transformarea ortogonală este completă, adevărată (true). Acest procedeu a apărut odată cu


trecerea la fotogrammetria digitală iar camerele digitale au impulsionat şi mai puternic utilizarea acestui procedeu datorită posibilităţii implementării de procedee automate

Pe plan internaţional avântul modelării virtual realistice a localităţilor a devenit un fel de concurs internaţional, firme ca Google Earth şi Microsoft concurând la nivel foarte înalt pentru acoperirea tuturor localităţilor cu modele virtuale 3D sau ortofotograme. Modelele virtuale a localităţilor au un rol deosebit de important în amenajarea teritoriului fiind baza proiectării moderne asistate de calculator. Studiile de impact ambiental datorate proiectelor de sistematizare teritorială presupun integrarea proiectului arhitectonic în modelul virtual. Cu cât acesta e mai realistic, cu atât deciziile privind sistematizarea localităţilor pot fi luate mai în cunoştinţă de cauză. Modelul virtual devine cu adevărat realistic nu doar prin utilizarea true-ortofotoimaginilor ci şi prin integrarea faţadelor de clădiri în modelul virtual, procedeu ce poate fi relativ simplificat şi automatizat prin utilizarea fotogramelor oblice

3. Generarea imaginilor True-ortofoto

3.1 Algoritmul de realizare

Generarea imaginilor true-orto se bazează pe obţinerea de imagini ortofoto asupra unei zone cu construcţii în care perspectiva acestora să fie reprezentată din suficient de multe direcţii astfel încât orice zonă ascunsă într-o imagine să nu fie ascunsă în alte imagini.

Pentru ca spaţiile dintre clădiri să poată fi vizibile pe ortofotograme, acoperirea longitudinală şi transversală dintre fotogramele originale trebuie să fie mai mare de 60%.

Pentru a se ţine cont de obiectele de pe teren, în procesul de obţinere a imaginilor true ortofoto trebuie utilizat asa numitul Model Numeric al Suprafetei (MNS) sau DSM în terminologia engleză (Digital Surface Model)

Generarea imaginilor true-orto se realizează în trei etape:

Se generează o imagine ortofoto convenţională pentru fiecare fotogramă Se detectează zonele aflate în umbră/ascunse (părţi ale imaginii ortofoto care nu sunt

disponibile în imaginea aeriană originală) Se utilizează un soft de mozaicare pentru a completa zonele din imaginea ortofoto cu o

anumită culoare sau cu date în format raster disponibile din imagini suprapuse.

3.2 Acoperirea optimă

Pentru zone cu clădiri foarte înalte şi străzi înguste, raportate la înălţime, este necesară o acoperire cât mai mare pentru ca să nu existe zone ascunse complet, respectiv în toate imaginile.

În fig. 4 este prezentat rezultatul aerofotografierii cu suprapunere longitudinală şi transversală de 60%. Clădirile din zona marcată cu galben prezintă deplasări în diferite direcţii, astfel încât zonele umbrite/ascunse într-o imagine sunt vizibile în altă imagine. Pentru ca acoperirea să fie eficientă şi pentru activităţile de restituţie este util ca dintr-o acoperire mare să se poată obţine o acoperire standard de 60/30 doar prin eliminarea fotogramelor pare sau impare şi respectiv a unei benzi de fotografiere. La o acoperire longitudinală de 80% fotogramele cu număr par sau impar au o acoperire de 60%, ceea ce permite aplicarea procedeelor de restituţie pe fotograme pare sau impare. (80+80-100=60)

Pentru ca acest lucru să fie posibil, între benzi este necesară o acoperire transversală de 65% astfel încât benzile pare sau impare să aibe o acoperire de 30% (65+65-100=30)

Prin urmare, acoperirea optimă pentru realizarea imaginilor true-orto este de 80/65


În imaginile din figura 5 se arată avantajul unei acoperiri mari (80/60) care permite identificarea rapidă a fotogramei optime pentru preluarea imaginilor clădirilor înalte. Se observă clădirea Universităţii Americane şi CNGCFT a căror perspective sunt foarte apropiate.

Fig.5. Imagini aeriene cu acoperire 80/60 asupra municipiului Bucureşti

3.3 Metodologia de generare true-orto

Pentru realizarea de imagini true-ortorectificate, este necesară o aerofotografiere de precizie optimă de 20cm dimensiunea pixelului final, minim fiind valoarea de 10cm. O valoare prea mică determină creşterea exponenţială a costurilor, nejustificate pentru plusul de precizie a imaginilor obţinute. Trebuie subliniat şi înţeles de beneficiarii unor astfel de produse că o precizie de ordinul a 5cm de exemplu, implică luarea în calcul a tuturor detaliilor constructive a clădirilor, a acoperişurilor care oricum necesită un grad mai mare de generalizare.

Pe de altă parte, din punct de vedere practice, extragerea zonelor ascunse de la baza clădirilor la o distanţă de ordinul a 5cm se împiedică din nou de detaliile constructive care au o dimensiune

Acoperire 60/60

Acoperire 60/80

Acoperire 80/80

Acoperire 80/60

Acoperire 67/67

Fig.4. Acoperirea optimă a fotogramelor


mult mai mare de 5 cm. Chiar daca aerofotografierea a fost executată cu o astfel de precizie, imaginile ortofoto nu trebuie să se genereze la o astfel de dimensiune de pixel. Precizia mare se cere pentru activităţi de restituţie necesară cartografierii de detaliu a elementelor topografice pentru redactarea planurilor la scări mari. În studiul de caz din această lucrare s-au folosit date obţinute la precizia de 20cm. Pentru acest tip de date ca şi pentru cele de 10cm precizie, este mai eficient un MNT obţinut prin tehnici LIDAR. În fig. 6 se prezintă fluxul complet de activităţi pe care îl propun pentru obţinerea imaginilor true-orto începând cu proiectele de aerofotografiere până la generarea efectivă a produsului final true-orto. Cele două procese independente de culegere date, aerofotografierea şi scanarea laser pot fi uneori realizate prin acelaşi proiect de zbor în condiţiile în care echipamentele folosite înregistrează informaţii cam din aceiaşi zonă, conul de scanare putând fi mai mic decât cel de aerofotografiere deoarece nu este necesară o acoperire similară. Cu toate acestea, proiectele de zbor trebuie realizate mai întâi separat şi apoi analizată posibilitatea de a le combina. Produsele intermediare, rezultate după activitatea de zbor şi efectuarea determinărilor topo-geodezice, sunt norul de puncte de coordonate X,Y,Z în urma scanării laser şi fotogramele orientate absolut în urma aerofotografierii şi executării aerotriangulaţiei. În cadrul procesării datelor laser mai sunt necesare operaţii de filtrare pentru eliminarea vegetaţiei şi a altor elemente verticale cum ar fi stalpii, panouri pubicitare, etc. Aceste elemente care au înălţime mare şi grosime mică pot fi filtrate simultan prin aceiaşi algoritmi. O altă operaţie de filtrare importantă este eliminarea autovehiculelor care pot fi uşor confundate cu diverse constructii. Pentru ca filtrarea sa fie eficienta aceasta operatie poate fi sprijinita de reţeaua stradală, alei si parcari. Practic aceasta informatie permite o filtrare corecta si eficienta. În cazul în care nu se dispune de informaţia stradală, aceasta poate fi restituită din imaginile orientate absolut. În urma filtrărilor datelor laser se obţine modelul numeric al suprafeţei (MNS) Pentru obţinerea MNT, acesta mai trebuie să fie filtrat de constructii. Cea mai eficientă metodă pentru o astfel de filtrare este utilizarea unui MNC existent la o precizie convenabilă mai bună decât valoarea gridului MNS.

4. Generarea MNC

Pentru generarea MNC, primul pas este restituţia acoperişurilor de clădiri. Această operaţie este cea mai costisitoare operaţie din punct e vedere al timpului calculator şi implicare umană. În această etapă am intervenit cu algoritmi de generare automată a unui procent cât mai mare de linii de schimbare de pantă a acoperişurilor. Aceste procedee s-au bazat pe o tipologie de acoperişuri descrise sumar în fig. 7. Urmând această clasificare am propus dezvoltarea procedurilor de generare linii descrise în fig. 7 dezvoltatorilor softului fotogrammetric ZMAP care au acceptat ideea de a implementa procedurile în modulul de vectorizare. Pentru aceste acoperişuri, linia albastră din fig. 7 trebuie să fie vectorizată iar liniile roşii să fie generate automat. Utilizând procedurile elaborate s-au generat acoperişuri conform fig. 8. Procedurile din fig. 7 au fost aplicate pentru acoperişuri în pantă. Pentru un acoperiş plat se desenează în modul 3D (vedere stereoscopică) contururile din fig. 8 b) şi se generează complet acoperişul din fig. 8 a) prin proiecţia planurilor între ele.


Fig.6. Diagrama de flux a procesului de obţinere a imaginilor true-orto

Măsurători de nivelment pe zonele de calibrare

Scanare laser

Aerofotografiere acoperire 80/65

Premarcaj

Aerotriangulaţie

Măsurători GPS

Fotograme orientate

Calibrarea geometrică a datelor

Restituţie reţea stradală

Nor de puncte X, Y, Z

Restituţie acoperişuri Filtrare vegetaţie şi stâlpi

Filtrare autovehicule

MNS Generare construcţii 3D

MNC Filtrare construcţii

MNT

Extragere ortofoto 15/20% centrul fiecărei fotograme

Determinarea zonelor ascunse pentru construcţiile din ariile extrase

Determinarea zonelor vizibile pe fiecare fotogramă

Generare ortofoto pentru fiecare fotograme

Completarea zonelor ascunse cu imagini corespondente din zonele vizibile

Generare true-ortofoto 15/20% în centrul fiecărei fotograme Mozaicare automată

TRUE-ORTOFOTO

Proiect zbor LIDAR Proiect zbor şi reperaj foto


Acoperişuri simple de tip A

Caz a)

Caz b) Caz c) cu extensie Proceduri de generare acoperişuri de tip A Acoperiş complex de tip B

caz a) caz b) caz c)

Proceduri de generare acoperişuri de tip B (în cazul c se generează 10 linii)

Acoperiş complex de tip C Procedura de generare acoperiş de tip C (se generează 15 linii)

Fig. 7. Tipuri de acoperiş şi moduri de vectorizare semi-automată

A B


Aceste procedee se pot implementa şi în softuri CAD 3D cum ar fi AUTOCAD dar implică reparcurgerea clădire cu clădire şi aplicarea ulterioară a tipului corespunzător de procedură ceea ce consumă timp suplimentar.

a) vedere în perspectivă b) vedere verticală

Fig. 8. Vectorizarea acoperişurilor în ZMAP

Odată acoperişurile generate, pentru a construi MNC, este suficientă proiecţia acestora pe MNT aşa cum se vede şi în fig. 10

Fig.9. Modelarea construcţiilor cu acoperişuri plate

Un alt aspect important al generării suprafeţelor acoperişurilor este condiţia de coplanaritate a faţetelor acestora dar şi orientarea poligonului de contur astfel încât normala la suprafaţă să fie generată în exteriorul construcţiei şi nu în interior. Această condiţie este utilă standardului CityGML dar şi altor softuri de modelare pentru ca efectele de umbrire sau însorire pe aceste planuri să fie conforme expunerii. Planurile ce compun acoperisurile cladirilor sunt frecvent deosebit de complexe şi îmbinările dintre acestea sunt greu de realizat respectând matematic şi condiţiile de coplanaritate (fig. 10 şi 12).

Un soft actual de restituţie fotogrammetrică nu este adaptat pentru extragerea acestor informaţii în condiţiile geometrice amintite. Pentru a genera astfel de suprafeţe, un operator de restituţie trebuie să cunoască foarte bine geometria în spaţiu şi să construiască planurile acoperişurilor prin construcţia de paralele şi alte construcţii ajutătoare care să asigure coplanaritatea.


Fig.10. Proiecţia şi generarea modelului numeric al hotelului Intercontinenta

Pentru rezolvarea acestei probleme şi pentru a mări productivitatea, s-a dezvoltat un program ce permite în mod interactiv, în mediu CAD, generarea punctului de intersecţie a unei linii cu un plan sau proiecţia unui punct pe plan ceea ce este echivalent funcţiei “SNAP” din terminologia CAD dar nu la vertex-ul sau nodul unei polilinii ci la un plan.

Variante ale acestei funcţii, simple din punct de vedere matematic, dar extrem de eficientă în tehnologia de restituţie 3D, au fost trimise unei companii de dezvoltare de soft şi au fost incluse în procesul de producţie a modelului 3D al acoperişurilor (fig. 11).

Pentru a respecta condiţiile de obţinere a modelului 3D în standardul CityGML, poligoanele de contur a suprafeţelor au fost create în sensul de rotaţie a acelor de ceasornic, dacă presupunem că privim fiecare suprafaţă din exteriorul clădirii (fig. 12). Pentru construcţii cu acoperiş complex, suprafeţele se pot genera şi prin triunghiuri sau alte poligoane elementare.

Fig.11. Implementarea funcţiei “snap” pe plan în softul de restituţie ArcGDS


Fig.12. Modul de vectorizare 3D a suprafetelor ce compun acoperişurile

5. Standardul CityGML

CityGML este un model informaţional creat în cod VRML pentru reprezentarea obiectelor urbane in spaţiul 3D. CityGML 1.0.0 (City Geography Markup Language) este adoptat ca standard in August 2008 de OGC (Open Geospatial Consortium), un consortium international de peste 385 companii, agenţii guvernamentale, institute de cercetare şi universităţi.

În prezent CityGML este recomandat la nivel European pentru a fi implementat în municipiile şi capitalele europene, acest process fiind deja în plină desfăşurare în ţări ca Germania şi Franţa.

CityGML defineşte clase şi relaţii între cele mai relevante obiecte topografice din localităţi sau regiuni geografice ţinând cont de proprietăţile lor geometrice, topologice, semantice şi de aspectul vizual.

Aceste informaţii cu caracter tematic sunt astfel structurate şi incluse în model, încât să nu deranjeze structura geometrică şi formatele de schimb şi totuşi să permită analize sofisticate în diferite domenii de aplicabilitate cum ar fi simulări, studii de impact, facilităţi de management, interogări tematice complexe.

CityGML defineşte 5 nivele de detalii (LOD - Level Of Details), unde obiectele sunt descrise mai detaliat după cum creşte LOD. Simultan, fişierele CityGML pot conţine mai multe reprezentări pentru fiecare obiect in diferite grade LOD. Cele mai utilizate grade de detaliu sunt LOD1 şi LOD2 (fig. 13). CityGML este in curs de a deveni un standard deschis şi de aceea poate fi folosit în mod gratuit.

Fig. 13. LOD1 şi LOD2 în CityGML


Utilizînd procedeele de generare acoperişuri pe principiul coplanarităţii au fost generate construcţii complexe în format CityGML aşa cum se vede în fig. 14. Pe acest model se pot acum introduce texturi pe acoperişurile din imaginile ortofoto iar pe faţade texturi din imaginile aeriene oblice.

Fig.14. Construcţii realizate în format CityGML - LOD2

6. Rezultate şi concluzii

Folosind metodologia descrisă mai sus am realizat experimental modelul virtual realistic al unor clădiri din piaţa Universităţii din Bucureşti (fig. 15) care probează astfel procedurile menţionate şi din care se deduc câteva concluzii importante.

Fig.15. Modelare virtual realistică – vedere în perspectivă Piaţa Universităţii


În modelarea virtuală a localităţilor cu efect realistic, două tehnologii cu rădăcină comună în fotogrammetrie, pot fi combinate pentru obţinerea de rezultate foarte bune şi cu mare eficienţă economică:

Fotogrammetria digitală verticală pentru obţinerea modelului numeric al construcţiilor şi true-ortofotogramele

Fotogrammetria multiplă oblică pentru generarea modelului numeric al terenului şi generarea faţadelor la construcţii.

Pentru modelarea virtuală a localităţilor este necesar cumulul a două proceduri de culegere date: tehnologii de scanare laser şi aerofotografieri verticale şi oblice.

Automatizarea procedurilor de prelucrare a datelor poate fi aplicată în majoritatea etapelor cu diferite grade de precizie.

Tehnologia completă prezentată în această lucrare poate fi implementată pentru Municipiul Bucureşti, exemplificările pe studiul de caz demonstrând acest aspect.

Pentru obţinerea modelului virtual a unei localităţi este foarte important să fie disponibile sau să se genereze imaginile true-ortofoto. Conceptul true-ortofoto conduce la următoarele atenţionări:

Pentru realizarea de true-ortofoto sunt necesare acoperiri transversale şi longitudinale mai mari de 60%, optim fiind 80/65;

Utilizarea Modelului Numeric al Terenului (MNT), a Modelului Numeric al Suprafeţei (MNS), a Modelului Numeric al Clădirilor (MNC) când există, sunt condiţii şi avantaje importante pentru obţinerea imaginilor true-ortofoto;

Utilizarea MNS superdense obţinut prin scanări laser de tip LIDAR este un avantaj deosebit dar economic este mai scump

Bibliografie

[1] Fahmi Amhar (1998), The generation of true orthophotos using a 3D Building model în conjunction with a conventional DTM.

[2] Fritsch, M. Englich & M. Sester eds., IAPRS, Vol. 32/4, ISPRS Commission IV Symposium on GIS – Between Visions and Applications. Stuttgart.

[3] Jiann-Yeou Rau Nai-Yu Chen Liang-Chien Chen, Hidden Compensation and Shadow Enhancement for True Orthophoto Generation, Taiwan.

[4] Josef Braun, Aspects on True-Orthophoto Production. Stuttgart. [5] Mohamed Ettarid, Ali Ait M’Hand and Redouane Aloui, Morocco, Digital True Orthophotos Generation. [6] Morten Ødegaard Nielsen (2004), True orthophoto generation. Lyngsby. [7] Yevgeniy P. Kuzmin, Sergey A. Korytnik & Orrin Long, Polygon-based true orthophoto generation.


PROCEDURA TESTULUI DE FORFECARE DIRECTA LA SCARA MARE

DIRECT SHEAR TEST PROCEDURE AT LARGE SCALE

Mihai BOBEI1

Rezumat: Prezenta lucrare scoate în evidenţă, în detaliu, paşii necesari în ceea ce priveşte partea tehnologică a testelor experimentale de forfecare directă la scara mare. Sunt prezentate etapizat aparatul de forfecare directă la scara mare cât şi aparatura aferentă acestuia, procurarea şi prepararea geomaterialului necesar procesului de forfecare directă, modul de lucru, aspecte legate de protecţia muncii în timpul testului de forfecare şi datele necesare unui raport de cercetare.

Cuvinte cheie: forfecare, procedură, scară, aparatură.

Abstract: This paper outlines in detail the steps required and the technology used for experimental large-scale direct shear test. We present the shear apparatus on a large scale and its related equipment, the procurement and preparation necessary of the geomaterial for the direct shear process, the mode of work, the safety issues during the shear test and the report information required for the research.

Keywords: shear, procedure, scale, apparatus.

1. Introducere

Dotarea laboratorului de Geotehnică şi Fundaţii al U.T.C.B. cu un aparat de forfecare directă având caseta cu dimensiuni mari, aparat necesar pentru studiul materialelor granulare sau a celor în contact cu produse geosintetice a constituit momentul de realizare a unor încercări cu caracter de noutate pe plan naţional.

În acest scop punerea în funcţiune, recalibrarea aparatului LG-116, unic pe plan naţional, cât şi conceperea unei proceduri a testului de forfecare la scară mare, în cutia a cărei arie de forfecare rămâne constantă pe toată perioada testului de forfecare (30x30cm), îmbogăţesc partea teoretică, dar şi cea practică necesară ariei tehnico-ştiinţifice a domeniului de Geotehnică şi Fundaţii.

Prin activitatea experimentală de forfecare directă cu plan orizontal-obligat a probelor de material granular şi prin utilizarea materialelor geosintetice cu rol de armare, potenţialul privind utilizarea acestor materiale geosintetice este scos în evidenţă şi dezvoltat. Prin astfel de experimente sunt eliminate comportamentele "neprevazute" ale diverselor geomateriale, iar informaţiile obţinute oferă inginerului răspunsuri necesare în soluţionarea/proiectarea construcţiilor de pământ armat. Experimentul în sine şi rezultatele lui sunt un pas înainte, iar unul din motive este că rezultatele se pot compara cu cele din literatura de specialitate de pe plan mondial.

2. Procedura etapizată a încercării de forfecare directă la scara mare

Procedura în sine implică respectarea cu stricteţe a etapelor succesive necesare obţinerii relzultatelor corecte: pregătirea aparaturii aferente, prepararea probei de pământ necoeziv, prepararea probei de 1 Prep.ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Tehnical University of Construction Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică ( Faculty of Hydrotehnics), Catedra de Geotehnică şi Fundaţii (Geotehnical Department) Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Sanda Manea, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Tehnical University of Construction Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică ( Faculty of Hydrotehnics) catedra de Geotehnică şi Fundaţii (Geotehnical Department)


material geosintetic, pregătirea aparatului de forfecare, montare ansamblu pământ-geosintetic, efectuarea încercării propriu-zisa şi analiza încercării şi prelucrarea rezultatelor.

2.1. Etapa I - pregatirea aparaturii aferente

‐ etuva termoreglabilă la intervalul 105-110°C;

‐ balanţa de capacitate mare;

‐ site (verificarea stării sitelor şi curăţirea lor);

‐ tăvi metalice (asigurarea unui numar suficient de tăvi metalice folosite pentru depozitarea probei de pământ în etuvă);

‐ ceas laborator (în cazul utilizării unui program de achiziţie cu funcţie de înregistrare a timpului elimină utilizarea ceasului);

‐ pregătirea pensulelor pentru spălatul pământurilor necoezive;

‐ verificarea şi procurarea de reactivi (Carbonat de litiu pur pentru desfacerea pământurilor în apă).

2.2. Etapa II - prepararea probei de pământ necoeziv

‐ procurarea a trei probe de pământ ce vor fi supuse sub presiuni normale;

‐ desfacerea pământului în apa cu reactiv;

‐ spalarea pământului pe site sub jetul de apă;

‐ uscarea pământului în etuva termoreglabilă la o temperatură de 105°C;

‐ alegerea/conceperea granulometriei dorite a probei de pământ după uscarea pământului;

‐ prepararea probei se face direct în cutia de forfecare, impunându-se o densitate, grad de îndesare şi o umiditate dorită;

‐ cântarirea masei probei de pământ;

‐ procurare de probe din epruvetă pentru aflarea umidităţii.

2.3. Etapa III - prepararea probei de material geosintetic

‐ geosinteticul este tăiat dintr-o rolă folosind un şablon din oţel inoxidabil special creat, pentru a lăsa în urma tăierii nişte dinţişori ce se vor fixa în clemele de prindere aflate pe cutia inferioară, cleme special create de către producatorul aparatului de forfecare;

‐ cutterul este folosit pentru tăierea rapidă a geosinteticului; în cazul în care este greoi lucrul cu cutterul (fapt des întâlnit, deoarece în general geogrilele sunt rigide şi greu de tăiat) se foloseşte un sfic (cleşte pentru tăiat);

‐ în cazul în care ochiurile geosinteticului cu rol de armare sunt prea mari şi nu se poate folosi şablonul, atunci acesta se taie de către operator cu sficul obtinand cât mai posibil un rând de dinţi care să permită fixarea lui în clema de prindere astfel încat în timpul testului de forfecare acesta să nu se desprindă de clemă;

‐ forma materialului geosintetic necesar instalării pe cutia de forfecare este dreptunghiulară având dimensiunile în plan mai mari decât aria suprafeţei de forfecare pentru a se putea prinde de clema cutiei inferioare;


2.4. Etapa IV - pregătirea aparatului de forfecare

‐ verificarea conexiunilor şi liniilor de electricitate şi de aer comprimat;

‐ alimentarea cu tensiune a aparatului de forfecare;

‐ respectarea indicaţiilor producătorului aparatului de forfecare directă privind valoarea maximă de presiune (la sistemul hidraulic, respectiv bazin rezervor) impusa de către operator în procesul de forfecare a epruvetei;

‐ verificarea stării şi ajustarea poziţiei roţii de mână dintre cele două întrerupătoare de limită de cursa;

‐ verificarea cititoarelor digitale (ştergere/tarare valori);

‐ stabilirea vitezei de forfecare (în funcţie de tipul pământului);

‐ stabilirea treptelor normale de încărcare;

‐ aşezarea la baza cutiei inferioare a unui distanţier pentru a impune planul de forfecare la jumatatea inaltimii probei de pământ “finale”.

Fig.1. Vedere lateral-stânga aparat de forfecare directă: unitate de angrenare şi cutie de forfecare

2.5. Etapa V - montare ansamblu pământ-geosintetic:

‐ poziţionarea probei de pământ în cutia inferioară;

‐ aducerea probei la un grad de îndesare dorit;

‐ ataşarea/fixarea materialului geosintetic la partea superioară a cutiei inferioare;

‐ fixarea geosinteticului se face prin intermediul clemei de prindere, (trebuie să se creeze un spaţiu suficient de mare pentru ca dinţii nou creaţi ai geosinteticului să poată fi introduşi în spaţiul respectiv) urmând ca ulterior strângerea să fie foarte puternică pentru a nu ieşi geosinteticul în timpul testului, dar controlată pentru a nu deteriora materialul geosintetic;

‐ poziţionarea cutiei superioare de forfecare;


‐ ajustarea distanţei între cutiile de forfecare (superioară şi inferioară prin intermediul unei lere) în cazul folosirii materialelor geosintetice; respectarea distanţei recomandate de producator;

‐ distanţa între cele două cutii de forfecare trebuie să fie atat de mare încât să nu permită apariţia frecării între cele două cutii de forfecare şi să nu permita patrunderea particulelor fine ale probei de pământ ce urmează a fi forfecată;

‐ producatorul aparatului de forfecare recomandă ca distanţa între cele două casete să fie de 0.2mm, atunci când nu este folosit un material geosintetic la testul de forfecare;

‐ ajustarea distanţei dintre cele două cutii se face cu ajutorul celor patru şuruburi special poziţionate în cele patru colţuri ale cutiei de forfecare;

‐ în ambele cazuri (forfecare nearmată/armată) este indicat ca feţele superioară (cutia inferioară) şi inferioară (cutia superioară) a pereţilor cutiilor de forfecare să fie unse cu ulei de transmisie;

‐ fixarea aparatului de forfecare directă (fixarea cutiei superioare de rama aparatului de forfecare prin intermediul clemelor de fixare şi fixarea punţii transversale cu ajutorul bolţurilor);

‐ umplerea cutiei superioare cu proba de pământ, respectând gradul de îndesare dorit;

‐ aşezarea platanului inferior pe faţa superioară (liberă) a probei de pământ din cutia superioară;

‐ coborârea punţii transversale a aparatului de forfecare, prin intermediul căreia se pot transmite eforturile normale;

‐ fixarea punţii transversale de pereţii aparatului de forfecare prin intermediul buloanelor.

Fig.2. Schema reprezentării etapizate a procesului de forfecare directă la scară mare utilizând un material

geosintetic cu rol de armare

2.6. Etapa VI - efectuarea încercarii propriu-zisă:

‐ pornirea programului de achiziţie; înregistrarea eforturilor şi a deplasărilor;


‐ aplicarea efortului normal necesar fazei de consolidare a probei de pământ (când este cazul); odată ce a fost creată o presiune, în dispozitivul de reglat presiunea, aceasta se exercită asupra platanului inferior prin intermediul cilindrului de mare rezistenţă (platanul fiind aşezat pe proba de pământ la faţa superioară a acesteia);

‐ monitorizarea/urmărirea tasării probei de pământ cu citiri din 20 în 20 de minute;

‐ terminarea fazei de consolidare se produce în momentul în care diferenţa ultimelor trei citiri luate două câte două (antepenultima cu penultima şi penultima cu ultima) nu este mai mare de 0.1mm;

‐ după terminarea consolidării se aduce pe valoarea “0” traductorul de forţa (dar şi cel de deplasare orizontală daca este cazul);

‐ forfecarea probei de pământ;

‐ dupa terminarea cursei casetei inferioare de forfecare se opreşte aparatul, urmând ca datele inregistrate de traductori să fie stocate în fişierele cu extensiile “out” şi “txt”;

‐ eliberarea probei de pământ de sub efortul normal;

‐ îndepărtarea probei de pământ din cutia superioară şi inspectarea stării materialului geosintetic atunci când este cazul (proba armată);

‐ scoaterea cutiei superioare şi a materialului geosintetic;

‐ îndepărtarea probei din cutia inferioară;

‐ cântărirea masei probei totale după finalizarea testului de forfecare;

‐ forfecarea probei se va face pe cel putin trei trepte de efort normal, granulometria probei de pământ fiind refăcută la fiecare test de forfecare.

2.7. Etapa VII - analiza încercării şi prelucrarea rezultatelor

‐ reprezentarea grafică a datelor testelor de forfecare directă;

‐ interpretarea reprezentărilor grafice;

‐ întocmirea unui raport care să cuprindă următoarele date:

nume contract/proiect;

număr de înregistrare;

clasificarea tipului de pământ;

detalii privind densitatea, gradul de îndesare, gradul de neuniformitate, etc., ale pământului supus testului de forfecare directă;

metoda de preparare a pământului;

tipul de material geosintetic folosit;

caracteristicile materialului geosintetic;

descrierea aparatului de forfecare şi datele privind calibrarea traductorilor;

temperatura din mediul de lucru;

treptele normale alese;

viteza de forfecare aleasă;


tipul de forfecare (UU,CU, CD);

datele testelor de forfecare şi reprezentarea lor grafică;

observaţii privind comportamentul aparatului, a probei de pământ şi a materialului geosintetic, în timpul şi înaintea testului de forfecare.

Fig.3. Curbe mobilizare τ-δ pentru trei valori diferite de σ

Fig.4. Dreapta intrinsecă pentru τ-σ (trei valori diferite pentru σ)


Fig.5. Date de intrare program de achizitie: timp, forţă, deplasare, tasare şi presiune

3. Concluzii

Conceperea unei proceduri etapizate respectand normele tehnice în vigoare atât naţionale cât şi internaţionale şi folosirea metodei experimentale de forfecare directă la scară mare este importantă prin aportul pe care îl aduc la obţinerea unor rezultate veridice în studiul parametrilor rezistenţei la forfecare a materialelor granulare şi prin utilizarea materialelor geosintetice cu rol de armare.

Bibliografie

[1] Maşina de forfecare LG-116. Manual de operare-Versiunea 1.3., Durham Geo, USA, 2007 [2] I.Antonescu, Manual de laborator geotehnic, Bucureşti, Institutul de Construcţii Bucureşti, Catedra de

Geotehnică şi Fundaţii, 1978 [3] A.G.Worthing şi J.Geffner, Prelucrarea datelor experimentale, Bucureşti, Editura Tehnica, 1959 [4] SR EN ISO 12957 Geosintetice. Determinarea caracteristicilor de frecare. Încercarea de forfecare directă-Part.1

Bucuresti, ASRO, 2007 [5] ASTM D3080-03 Standard test method for direct shear test of soils under consolidated drained conditions, 2003 [6] ASTM D5321-02 Standard test method for determining the coefficient of soil and geosynthetic or geosynthetic

and geosynthetic friction by the direct shear method, 2002 [7] ASTM D4873-02 Standard guide for identification, storage and handling of geosynthetic rolls and samples,

2002 [8] D4439-02 Standard terminology for geosynthetics, 2002 [9] D4354-99 Sampling of geosynthetics for testing, 1999 [10] STAS 1243-88 Clasificarea şi identificarea pământurilor, Institutul roman de standardizare, 1988 [11] STAS 1913/5-85 Determinarea granulozitaţii, Institutul roman de standardizare, 1985 [12] STAS 8942/2-82 Determinarea rezistenţei pământurilor la forfecare, prin încercarea de forfecare directă,

Institutul roman de standardizare, 1982


REABILITAREA APELOR SUBTERANE CU CONŢINUT DE CROM HEXAVALENT COMBINAT CU HIDROCARBURI ALIFATICE

CLORINATE

REHABILITATION OF GROUNDWATER CONTAINING COMBINED HEXAVALENT CHROMIUM AND CAHs

Dănuţ ILINA1

Rezumat: În acest articol este prezentată metoda injectării melasei în stratul de apă freatică contaminat cu crom hexavalent combinat cu hidrocarburi alifatice clorinate. Metoda a fost experimentată în diverse site-uri şi a avut rezultate pozitive, având în vedere suprafaţa extinsă pe care poate fi aplicată şi costurile relativ scăzute.

Cuvinte cheie:melasă, ape reziduale, apa freatică

Abstract: This paper presents a different method for rehabilitation of groundwater containing combined hexavalent chromium and CAHs. Itis a large scale remediation with injection of molasses

Keywords: molasses, wastewater, groundwater

1. Introducere

Implementarea legislaţiei de mediu a Uniunii Europene în legislaţia naţională este, fară nici o îndoială, un lucru benefic pentru România şi care a devenit efectivă. Cu toate acestea, „adversarii” postulatului că mediul curat induce un nivel superior al sănătăţii populaţiei şi, implicit, a standardului de viaţă, ignoră uneori aceste aspecte sau invocă costurile ridicate ale tehologiilor aplicabile pentru decontaminarea acelor factori de mediu, fundamentali în toate aspectele vieţii umane: apa, aerul, solul. Ne-am propus, în acest articol, să prezentăm câteva sugestii legate de poluarea apelor subterane cu un element deosebit de nociv, cromul hexavalent şi, mai ales, de tratarea apelor subterane al căror conţinut de CrVI depăşeşte nivelul de alertă şi chiar de intervenţie.

2. Apele reziduale

Având în vedere că apa, cu o compoziţie complexă şi implicaţii biologice şi tehnologice majore, a atins un grad de poluare alarmant şi că legislaţia de mediu (NTPA 001 şi NTPA 002) a înăsprit condiţiile de calitate a apei deversate, a apărut necesitatea elaborării, testării şi implementării unor tehnologii de recuperare a metalelor grele din deşeurile rezultate din activităţile de acoperiri metalice (în special cromările dure, cromările decorative, decapările şi pasivările de aliaje, şlefuirile/lustruirile).

Apele reziduale galvanice sunt grupate în trei categorii: Ape acide alcaline; Ape cromice; Ape cianurice.

1 Şef birou Protecţia mediului în Ministerul Apărării Naţionale (Head office Environmental Protection, PhD, Ministerry of National Defence, drd. ing. e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.doc.ing. Simion Hâncu


Astfel grupate, apele de spălare provenite din liniile de galvanizare sunt colectate separat, în funcţie de categoria lor, în instalaţii de tratare corespunzătoare, unde sunt tratate şi apoi evacuate.

Tratarea apelor reziduale, în cazul apelor cromice, se poate face prin aducerea la un pH de 2-2,5 şi reducerea ionului de crom hexavalent, foarte toxic, la ionul de crom trivalent, netoxic, care va precipita într-o fază ulterioară de neutralizare în mediu alcalin. [1]

3. Cromul şi potenţialele pericole reprezentate de acesta

Având numărul atomic 24 şi greutatea specifică 51,996, cromul îşi datorează numele combinaţiilor sale multicolore (de la cuvîntul grecesc “chromo=culoare”).

În stare compactă, cromul metalic pur este maleabil, ductil şi poate fi prelucrat sub presiune. Prin impurificarea cu carbon, cromul devine dur, casant, fragil şi nu poate fi prelucrat sub presiune.

Se cunosc foarte multe combinaţii ale cromului bi-, tri- sau hexavalent. Cele mai stabile combinaţii corespund cromului tri- şi hexavalent. Compuşii cromului mono-, bi-, tetra- şi pentavalent au stabilitate redusă.

Combinaţiile cromului, corespunzătoare formei exterioare de valenţă, au caracter bazic şi sunt reducători energici. În forma superioară de valenţă compuşii cromului prezintă caracter acid ( CrO3, H2CrO4, H2Cr2O7, H2Cr3O10 etc) şi sunt oxidanţi energici.

3.1. Combinaţiile cromului hexavalent

O caracteristică importantă care distinge metalele de alţi poluanţi este faptul că toxicitatea lor depinde de forma fizico-chimică. Pentru aproape toate metalele, forma liberă este cea mai toxică pentru organismele din apă. Cu excepţia mercurului, combinaţiile complexe ale metalelor sau asociatele macromoleculare sunt mai puţin toxice.

Metalele care sunt coplexate sau adsorbite de materii organice, de obicei, nu sunt importante pentru apă, deoarece ele tind să se sedimenteze şi mineralizeze [4-6]. Astfel determinarea concentraţiei totale de metal în probele de apă nu ne dă prea multe informaţii despre toxicitatea lor, care depinde de forma fizico-chimică a metalului.

Se cunosc numeroase combinaţii ale cromului hexavalent ca de exemplu: CrO2 , cromaţi, bicromaţi, tricromaţi, tetracromaţi, peroxocromaţi, halogenocromaţi. Cei mai stabili compuşi ai cromului hexavalent sunt cromaţii şi bicromaţii şi dintre cei mai instabili sunt peroxocromaţii şi halogenurile de cromil. Cei mai importanţi compuşi ai cromului hexavalent sunt: CrO3 (catalizator organic), Na2Cr2O7 (tăbăcirea pieilor, pile electric), K2Cr2O7 (industria chibriturilor).

Cr(III) şi Cr(VI) sunt singurii oxidanţi semnificativi din apa naturală şi cele mai probabile specii sunt Cr(OH)2+*4H2O şi CrO4

2-.

3.2 Cromul hexavalent

Componenetele anionice ale Cr(VI) ( CrO42-, Cr2O7

2-) au un efect toxic asupra sistemelor biologice. În prezent Cr(VI) a fost recunoscut ca un posibil agent al cancerului la plamân, deasemenea Cr(VI) produce boli gastrointestinale, boli de piele. Intoxicaţia acută cu Cr(VI) are un efect nociv asupra rinichilor şi ficatului. Doza letală pentru un om este de 1-2 g CrO3 respectiv de 0.25-0.3 g K2Cr2O7 .

În cantitate mică cromaţii şi bicromaţii favorizează creşterea plantelor.

Datorită marii toxicităţi a Cr(VI), cromul total a fost declarat ca substanţă toxică, fixându-se chiar o limită ( 0,-2 mg/l ) pentru concentrţiile de Cr total din apele uzate.


Sărurile de crom sunt folosite în câteva procese industriale şi intră în rezervele de apă prin deversarea apelor uzate de la: inhibitorii de ruginire, de la apa folosită la răcirea instalaţilor, de la electrogalvanoplastie, tabăcării, fabrici de textile, de ciment şi de la industria chimică (recent in India s-a constatat că sărurile de la tăbăcării dintr-un an de zile conţin aproximativ 400t de crom la un consum anual de 40.000t K2Cr2O7).

4. Hidrocarburi alifatice clorinate

Reducerea hidrocarburilor alifatice clorinate este cunoscut ca „Procesul reductiv de declorinare”. Este o formă de intensificare a atenuării naturale deoarece reducerea este făcută de către un grup specific de bacterii. Prin injectarea directă a unei cantităţi de substanţă (carbohidraţi), sunt create condiţii microbiologice ideale pentru bacterii care pot asimila hidrocarburile alifatice clorinate.

Pentacloretenă (PCE) → Tetracloretenă (TCE) → Dicloretan (DCE) → Clorură de vinil (CV) → Etenă → Etan → Co2+ H2O

Declorinarea reductivă implică îndepărtarea secvenţială a atomului de clorină din hidrocarburile alifatice clorinate în timpul substituirii cu un atom de hidrogen. [2]

Secvenţa de descompunere a PCE este descrisă şi printr-un sistem de tratament, numit reactor membrana biofilmelor (MBfR), care foloseste in mod natural de a elimina microorganismele contaminante din apă. Tricloretena clorurate cu solvent (TCE) a fost dovedită ca fiind un contaminant extrem de nociv al apelor subterane[3]

TCE a fost utilizat frecvent ca agent de curăţare şi solvent pentru multe aplicaţii militare, comerciale şi industriale. Utilizarea sa pe scară largă, împreună cu manipularea necorespunzatoare, depozitarea şi eliminarea au dus la depistarea frecventă a TCE în apele subterane. TCE are potenţialul de a determina afectarea ficatului, disfuncţionalităţi în sistemul nervos central şi este considerat un agent cancerigen.

5. Poluarea apelor subterane

Tratamentul la suprafaţă şi producţia de subansamble de metal, raportate la industria de automobile, ceea ce presupune inclusiv unităţile de service şi chiar nenumăratele ateliere de reparaţii existente pretutindeni, conduc adesea la poluarea severă a apelor subterane. Cel mai adesea, agentul poluant este un complex natural format dintr-o mixtură de metale grele, hidrocarburi alifatice clorinate (CAH) şi, frecvent, hidrocarburi petrolifere. Tipic pentru industria de automobile este apariţia cromului hexavalent, utilizat pentru cromarea suprafeţelor din metal şi tetracloretenei (TCE), folosită pentru degresare.

6. Metode de depoluare

6.1. Denocivizarea apelor reziduale cu conţinut de acid cromic (H2CrO4), cromaţi şi anhidridă cromică

Metoda constă în reducerea compuşilor cu Cr+6 (foarte toxici) la compuşi cu Cr+3 (slab toxici), în mediu acid (pH = 2-3), cu reducători ca SO2, metabisulfit de sodiu (Na2S2O5), sulfat feros (FeSO4) etc.

2 H2CrO4 + 3 SO2 → Cr2(SO4)3 + 2 H2O

4 CrO3 + 3 Na2S2O5 + 3 H2SO4 → 2 Cr2(SO4)3 + 3 Na2SO4 +3 H2O

2 H2CrO4 + 6FeSO4 + 6 H2SO4 → Cr2(SO4)3 +Fe2(SO4)3 + 8 H2O [4]


6.2. Injectarea cu melasă

Pentru exemplificare, vă prezentăm rezultatul obţinut la Tenecco Automotive Europe din Saint-Truiden, Belgia (Figura 1) unde apa subterană a fost poluată cu o combinaţie de crom hexavalent şi hidrocarburi alifatice clorinate, pe o suprafaţă totală de 24ha, incluzând zone învecinate locuite.

În acest proiect, intitulat REHAMOS, alternativa tehnică de remediere a calităţii apelor subterane a fost aceea de „injectare cu melasă”şi a fost testată pentru remedierea pe scară largă a contaminării cu cele două componente (clor hexavalent şi hidrocarburi alifatice clorinate).

Fig. 1. Zona experimentală Saint -Truiden, Belgia

Obiectivele proiectului REHAMOS Demonstrarea beneficiilor economice, sociale şi asupra mediului prin tehnologia „injectare

cu melasă”, pe scară largă şi pentru îndepărtarea totală a contaminării;

Obţinerea de informaţii veridice care pot fi extrapolate la un alt proiect de remediere a solurilor poluate;

Diseminarea cunoştinţelor cu privire la utilizarea şi beneficiile acestei tehnologi de remediere.

Proiectul REHAMOS este unic deoarece tehnologia de injectare cu melasă este aplicată pe scară foarte mare, utilizată pentru combinaţii de diferiţi poluanţi cu concentraţie ridicată.

Scăderea concentraţiei de crom hexavalent este foarte evidentă în rezultatele monitorizării puţurilor 172 şi 36 din figura 2. Acelaşi proces de reducere a concentraţiei cu hidrocarburi alifatice se poate observa din figura 3.

În cazul acestui proiect, efectele s-au resimţit şi în zonele rezidenţiale din vecinătate. În apoximativ 52% din zona adiacentă sitului s-a constatat o îmbunătăţire calitativă a apei freatice. Pentru unele zone, nivelul contaminării este încă ridicat dar descrescător.

Fig. 2. Dispunerea puţurilor utilizate pentru injectarea cu melasă


Fig. 3. Rezultatele procesului reductiv de declorinare în puţurile monitorizate

6.2.1. Tehnologia

Tehnologia constă în pomparea unor cantităţi de melasă diluată, dispusă într-un recipient amplasat pe o semiremorcă (Figura 4) şi pomparea conţinutului către un puţ de injecţie care ajunge la fluxul de apă subterană contaminată. O conductă amplasată în puţul de injecţie transportă carbohidraţii la apa contaminată (Figura 5). În cazul utilizării unui astfel de sistem, ritmul de injectare este săptămânal sau chiar o dată la două sau trei săptămâni.

Fig. 4. Dispunerea instalaţiei pe platforma mobilă Fig. 5. Puţul de injecţie

În funcţie de complexitatea şi durata activităţii de decontaminare, puţurile de injecţie pot fi acţionate prin intermediul unui sistem automat de injectare (Fig. 6). În cazul utilizării unui astfel de sistem, periodicitatea injectării de melasă este diferită, în sensul că poate fi zilnică dar injectându-se cantităţi mult mai mici.

Fig. 6. Sistem automatizat de injectare


Flora microbiană asimilează carbohidraţii favorizând obţinerea condiţiilor de reducere în interiorul zonei de reacţie, aceasta incluzând un nivel al oxigenului dizolvat sub 0,5mg/l, un potenţial de oxireducere sub -200mV şi carbon organic dizolvat într-o proporţie maximă de 50:1. Aceste condiţionări geobiochimice conduc la reducerea CAH şi a cromului VI şi III care va precipita ca şi Cr(OH)3 (inofensiv). Tehnologia de remediere este considerată principala formă de decontaminare [5].

Paşii următori al acestui proces, sunt descompunerile succesive a 12 DCE în până la etenă, mult mai puternice în apele subterane (în gama -200 la -400mV) decât în descompunerea iniţială. Componenţii puternic clorinaţi sunt mai sensibili la declorinare din cauza nivelului înalt de oxidare.

Substratul injectat este bazat pe conceptul consolidării condiţiilor naturale a sistemului de ape subterane, în scopul de a conduce către condiţii de descompunere favorabile ale hidrocarburilor alifatice clorinate. Frecvent, descompunerea naturală este limitată sau blocată într-un site datorită uneia sau mai multor condiţii de limitare (condiţii aerobice în apele subterane, deficienţa carbonului organic, deficienţă de nutrienţi etc.).

În toate situaţiile este necesară prelevarea periodică de probe de apă şi monitorizarea conţinutului de crom hexavalent, de hidrocarburi, nivelul pH etc.

Concentratiile de crom hexavalent şi crom total din afara sitului sunt sistematic reduse în acelaşi mod.

6.2.2. Concluzii

Injectarea de melasă, pe scară largă, în acvifer induce o reducere semnificativă a Cr VI prezent în apa subterană, datorită procesului anaerobic de reducere (precipitarea biologică a Cr). Suprafaţa supusă acestui proces de tratare indică o declorinare aproape completă pentru etani, etene şi a nivelului cromului, sub pragul de 40μg/l. Cu toate acestea, o bună parte din puţurile de monitorizare din interiorul zonei supuse acesui proces indică un nivel ridicat al DCE şi VC. Continuarea tratamentului prin suplimentarea cu electroni donori, completată cu o atentă stabilire a limitelor sitului, pot conduce la declorinarea completă a acestuia.

Continuarea remedierii calităţii, la scară largă, a poluării apei subterane este un exemplu de risc bazat pe abordarea unei poluări complexe (cu metale grele şi organice), prin combinarea sursei de tratare şi a zonei tratate, care să conducă la reducerea costurilor şi a timpilor în care rezultatele devin perceptibile, comparativ cu alte tehnologii convenţionale. Evaluările din siturile supuse decontaminării prin această tehnologie indică o scădere a costurilor de circa 3 ori.

Putem afirma că:

Din punct de vedere tehnic: obiectivele sunt atise cu uşurinţă, fără efecte secundare pentru site sau vecinii acestuia;

Din punct de vedere financiar: mult mai ieftin decât alte tehnologii.

Bibliografie

[1] Demetrescu, Ioana - Chimie şi management de mediu, Ed. MatrixRom, Bucureşti 2002 [2] Neniţescu, C.D. - Chimie organică, vol.I, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti 1980 [3] dr Rittmann Bruce, director Center for Environmental Biotechnology Tempe, SUA [4] Popescu, Maria; Popescu, Miron - Ecologie aplicată, Editura MatrixRom Bucureşti 2000 [5] Ivan Bruninx , Layman Report, www.tenneco-automotive.com


DETERMINAREA INFLUENŢEI GRADULUI DE FUNCŢIONARE A SISTEMULUI DE IRIGAŢII GIURGIU – RĂZMIREŞTI ZONA A+C

ASUPRA RANDAMENTULUI DE TRANSPORT AL APEI

DETERMINATION EFEECTS OF OPERATION WATER DEMAND LEVEL OF IRRIGATION SYSTEM GIURGIU - RĂZMIREŞTI AREA

A+C, ON CONVEYANCE EFFICIENCY OF WATER

Diana Elena ALECU1, Felicia Ionela BUDEA2

Rezumat: Marile schimbări care au intervenit în agricultura României au afectat activitatea din sistemele de irigaţii, determinând reducerea dramatică a gradului de funcţionare al acestora. Lucrarea de faţă prezintă un studiu privind influenţa gradului de utilizare asupra randamentului de transport al reţelei hidrotehnice din cadrul sistemului de irigaţii Giurgiu Răzmireşti zona A+C având ca punct plecare problemele actuale ale sectorului de irigaţii cât şi premisa că viitorul irigaţiilor în România îl reprezintă accentul pus pe utilizarea eficientă a apei de irigaţii în cadrul amenajărilor de irigaţii. Parametrii tehnici relativ scăzuţi ai sistemelor de irigaţii datoraţi gradului de utilizare redus, al randamentelor slabe de transport a apei pe reţeaua de canale cât şi lipsa soluţiilor tehnice de asigurare a irigaţiilor la actuala formă de proprietate a pământului (ferme având suprafeţe sub 10 ha) impun lucrări de modernizare pentru adaptarea la actualele condiţii de exploatare dar şi elaborarea de strategii pentru încurajarea fermierilor în utilizarea irigaţiilor.

Cuvinte cheie: sistem de irigaţii, randament de transport al reţelei de canale, gradul de funcţionare al sistemului de irigaţii.

Abstract: Major changes that have occurred in Romanian agriculture has affected the work of irrigation systems, resulting in dramatic reduction of the level of their operation This paper present a study of determination effects of operation water demand level on conveyance efficiency of canals network in the irrigation system Giurgiu Răzmireşti Area A+C starting from the current problems of the irrigation and the premise that the future of irrigation in Romania is the emphasis on efficient use of irrigation water in the systems. Relatively low technical parameters of irrigation systems owe use low level of efficiency, poor water conveyance efficiency of network canals and lack of technical solutions to ensure irrigation to the current form of ownership of land, require modernization works to adapt at the current operation conditions and developing strategies to encourage farmers to use irrigation water.

Keywords: irrigation system, conveyance efficiency of canals network, water demand level of irrigation system

1. Introducere

Amenajările de irigaţii din România, însumând în prezent circa 3,0 milioane hectare sunt constituite în sisteme de irigaţii cu suprafeţe variind între 1.000-200.000 ha, de multe ori şi mai mari ca de exemplu Giurgiu Răzmireşti, Mostiştea, Ialomiţa-Călmăţui.

1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Administraţia Naţională a Îmbunătăţirilor Funciare RA (National Administration of Land Reclamation), e-mail: [email protected] 2 , Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Direcţia Topografică Militară (Military Topographic Department), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Nicolaescu Ion, Catedra de Îmbunătăţiri funciare şi dezvoltare rurală


Parametrii tehnici relativ scăzuţi ai sistemelor de irigaţii datoraţi gradului de utilizare redus, al randamentelor slabe de transport a apei pe reţeaua de canale (parţial căptuşite), al uzurilor fizice şi morale ale utilajelor de pompare şi distribuţie a apei de irigaţii, a lipsei dispozitivelor de măsurarea a debitelor şi volumelor pe parcursul apei de la sursă la plantă cât şi lipsa soluţiilor tehnice de asigurare a irigaţiilor la actuala formă de proprietate a pământului (ferme având suprafeţe sub 10 ha), impun lucrări de modernizare şi retehnologizare pentru adaptarea la actualele condiţii de exploatare.

Plecând de la problemele actuale ale sectorului de irigaţii cât şi de la premisa că viitorul irigaţiilor în România îl reprezintă accentul pus pe utilizarea eficientă a apei de irigaţii în cadrul amenajărilor de irigaţii, lucrarea de faţă îşi propune un studiu privind influenţa gradului de utilizare a supra randamentul de transport al reţelei hidrotehnice din cadrul sistemului de irigaţii Giurgiu Răzmireşti zona A+C.

2. Prezentarea generală a sistemului de irigaţii Giurgiu Răzmireşti zona A+C

Sistemul de irigaţii Giurgiu Răzmireşti zona A+C are o suprafaţă ne tă amenajată pentru irigaţii de 106.046 ha fiind amplasată în zona de sud a ţării în judeţele Giurgiu (77.961 ha) şi Teleorman (28.085 ha)

Fig. 1. Sistemul hidrotehnic Giurgiu- Răzmireşti, Zona A+C/

Sistemul de irigaţii are patru trepte de pompare, având următoarea schemă hidrotehnică:

- sursa de alimentare a sistemului este Dunărea, apa pentru irigaţii fiind captată printr-o priză comună şi condusă pe canalul Plantelor (având lungimea de 3,125 km), până la punctul de captare a staţiei plutitoare de bază SPA Cama;


- staţia de pompare SPA Cama alimentează bazinul de refulare din care porneşte canalul de aducţiune CA (dimensionat pentru un debit de 80 mc/sec şi având o lungime de 10,6 Km) la o înălţime de pompare de 12 m CA până la staţia de repompare SRP 1 Ghizdaru aflată la baza câmpului înalt care ridică apa în tronsonul al II lea al canalului.

- SRP1 (Staţia de Repompare ) Ghizdaru cu inaltime de pompare hidrodinamică de 71 mCA şi debit staţie de 70 m3/s ;

- canale de aducţiune principale:

CA1 cu o lungime de 25,3 Km şi care deserveşte zona de est a sistemului, respectiv zona A;

CA2 cu o lungime 45,7 Km şi care deserveşte zona C a sistemului;

- canalele distribuitoare cu o lungime totală de 158 km;

- staţii de pompare de punere sub presiune SPP : 87 din care 60 in judeţul Giurgiu; [1]

3. Măsurarea pierderilor de apă specifice (pk) pe reţeaua de transport şi distribuţie a sistemului de irigaţii Giurgiu – Răzmireşti zona A+C

În vederea stabilirii eficienţei unui sistem de irigaţi determinarea şi cunoaşterea pierderilor de apă are o importanţă deosebită din punct de vedere al stabilirii şi prioritizare soluţiilor de reabilitare modernizare.

Astfel în cadrul etapei de cercetare, pierderile de apă pe reţeaua de transport a sistemului de irigaţii Giurgiu –Răzmireşti, au fost investigate prin metoda măsurării nivelului apei din canale, folosind ca aparatură de măsurare un senzor de nivel de apă de producţie japoneză, de tip CTIS C62F (Computer Techonology and Information of Science System).

Pentru efectuarea măsurătorilor au fost selectate 5 canale din cadrul sistemului de irigaţii, din care trei canale de aducţiune (respectiv canalele CA, CA1 şi CA2) şi doua canale de distribuţie (respectiv canalele CDA4 şi CDA6).

Criteriile care au stat la baza selectării canalalelor au fost:

1. Suprafaţa deservită de canale să fie viabilă, şi anume să existe forme asociative de exploatare a terenului agricol;

2. Tipul canalului (aducţiune-distribuţie);

3. Tronsoanele de canal să aibă aproximativ aceleaşi caracteristici constructive;

4. Tipul de căptuşeală;

5. Starea căptuşelii canalelor;

6. Asigurarea securităţii echipametului de măsurare.

Valorile pirderilor de apă obţinute în urma prelucrări datelor din teren au stat la baza determinării volumelor de apă pierdute pe reţeaua de canale de transport şi distribuţie utilizând metoda celor mai mici pătrate.

3. Definirea gradului de utilizare a sistemului de irigaţii

În scopul stabilirii gradului de utilizare a unui sistem de irigaţii trebuie să se cunoască următorii parametrii:

S - suprafaţa netă maximă ce poate fi cultivată şi irigată (ha);


C1,C2,...Ci,...CN - culturile agricole ce se folosesc în sistem;

i - denumirea culturii (i) din cele (N) culturi;

si - mărimea suprafeţei (ha) acoperită de către cultura (i);

(Mi)j - norma de irigare netă (m3/ha) a culturii (i) în luna (j).

Pe durata întregului sezon de irigaţii (aprilie-septembrie) sistemul de irigaţii trebuie să asigure înmagazinarea în stratul radicular activ al culturii (i), un volum net de apă egal cu:

( ) ( )∑=

⋅=IX

IVjjiiio MsV (m3/an/cultura i)

sau, pentru toate culturile din sistem, trebuie administrat volumul net:

( )∑∑==

⋅=IX

IVjji

N

1ii0 MsV (m3/an/sistem)

În acest mod, norma de irigare anuală de valoare medie ponderată (Mo) devine:

( )∑=

⋅==N

1iio

00 Ms

S1

SVM (m3/ha.an)

în care :

( ) ( )∑=

=IX

IVjjiio MM (m3/ha.an.cultura)

Mărimea (Mo) poate fi considerată – pentru durata unui sezon sau an agricol - un parametru de sarcină al sistemului pentru asigurarea surplusului de producţie agricolă datorat irigării culturilor.

Chiar în ipoteza că structura culturilor rămâne stabilă pe durata de serviciu a sistemului construit, parametrul (Mo ) este o mărime variabilă din cel puţin două cauze:

variaţia continuă a condiţiilor climatice (diurnă, lunară, anuală) determină variaţia intensităţii procesului de evapotranspiraţie şi a normelor de irigaţii;

variaţia cerinţei reale de apă a beneficiarilor de teren din sistem, ca efect al diferitelor cauze socio-economice. Astfel, în prezent, cerinţa de apă este redusă datorită condiţiilor fărâmiţării suprafeţelor agricole ca formă de proprietate cât şi lipsei resurselor financiare.

Ţinând cont de cele expuse se pune problema de a stabili o valoare de referinţă a parametrului de sarcină a sistemului de irigaţii.

Această valoare nu poate fi decât norma medie ponderată anuală corespunzătoare asigurării de calcul egală cu 50%, ce se apropie de media multianuală a sarcinii sistemului (M0

50%) pe măsură ce durata de exploatare a sistemului depăşeşte 30 de ani.

Deşi această valoare a fost stabilită în faza de proiectare a sistemului de irigaţii, se impune reactualizarea acestei mărimi ţinând seama de schimbările climatice, a structurii culturilor agricole, a numeroase cercetări efectuate, etc.

Din experienţa tuturor ţărilor cu tradiţie în irigaţii şi amplasate în condiţii de climă temperată, numai în situaţii critice de secetă s-a irigat întreaga suprafaţă a sistemului, în rest, suprafaţa real irigată (S') a fost mult mai mică decât (S).

În urma celor stabilite, revenind la relaţia (3) se poate accepta :

( )∑ ⋅=⋅=N

1i

500

500

500 MsMSV %%%

Astfel, sarcina de referinţă a sistemului se poate exprima prin una din cele două mărimi stabile: .%% 50

0500 sauVM


În condiţii practice, sistemul de irigaţii realizează anual un volum net (V r0 ) care este de regulă

mai mic decât ( V050% ); în perioade de secetă, volumul (V r

0 ) poate fi egal sau poate depăşi sarcina proprie de referinţă.

Se defineşte astfel gradul de utilizare al sistemului (G) ca fiind măsura în care acesta, în timp real, satisface sau depăşeşte sarcina proprie de referinţă, adică:

%500

r0

VV

G =

sau: ( )

( )∑

∑

⋅

⋅=

N

1i

500

P

1i0

Ms

MsG

%

''

în care:

P - numărul culturilor ce au fost irigate şi care poate fi egal sau diferit cu (N);

s' - suprafaţa culturii (i) ce a fost efectiv irigată, ce poate fi egală sau diferită de (s);

Moi' - norma de irigaţie anuală, realizată pentru cultura (i) .

Din relaţia 4.1, rezultă:

SiS

SG = ;

Gs - gradul de utilizare a suprafeţei amenajate pentru irigaţii;

%500

0M

rMiG =

Gi - gradul de irigare al suprafeţei utilizate;

Rezultă astfel ca expresia gradului de utilizare al sistemului este produsul dintre gradul de utilizare al suprafeţei amenajate (Gs) şi gradul de irigare al suprafeţei amenajate (Gi):

G = GS x Gi În continuare, se subliniază unele precizări necesare pentru evitarea apariţiei unor confuzii, în abordarea conceptului de grad de utilizare şi anume:

gradul de utilizare (G) se exprimă prin volumele de apă utile realizate de către un sistem şi nu prin mărimea suprafeţei irigate (ce poate primi numai 1-2 udări);

gradul de utilizare (G) poate fi exprimat aproximativ ca raportul dintre suprafaţa efectiv irigată (S') şi suprafaţa totală a sistemului (S) numai atunci când pe suprafaţa (S') a fost administrat un volum util de apă V M So

r = ⋅050% ' ;

gradul maxim sezonier (anual) de utilizare a sistemului: 1%500

%800

.max >=MMG an

, în care Mo80%

reprezintă norma medie ponderată anuală la asigurarea de 80% (m3/ha.an), constituind sarcina maximă anuală a sistemului;

gradul maxim lunar de utilizare a sistemului:

1%500

%800

max >⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

VIIMMG , reprezentând raportul dintre Mo

80% (norma medie ponderată din luna de

vârf -iulie-) constituind sarcina maximă de dimensionare a sistemului (constructivă şi de echipare) şi sarcina de referinţă Mo

50% pentru aceeaşi lună; la G= 0 → sistemul nu este pus în funcţiune pe durata unui an agricol. [3]


3.1. Influenţa gradului de utilizare a sistemului de irigaţii asupra randamentului de folosire a apei respectiv a randamentului de transport (Gradul minim de utilizare tehnică G)

Pentru a pune în evidenţă acest parametru (G) foarte util în regimul de exploatare se pleacă de la ecuaţia generală a randamentului sistemului

ro

ke

ruro

ke

ai

s

VV1

1

VV1

1

+η⋅η

=+

η

=η

în care:

ηs - randamentul de folosire a apei în sistemul de irigaţii într-o perioadă de timp (T);

ηai - ηu.ηr - randamentul folosirii apei în amenajările interioare de irigaţii ale sistemului;

ηu - randamentul de aplicare a udărilor în amenajările interioare;

ηr - randamentul de transport al apei în reţelele amenajărilor interioare;

ηu şi ηr - se calculează ca valori medii ponderate cu suprafeţele amenajărilor interioare şi pot fi considerate ca valori stabile pe durata de calcul (T).

Vke - volumul de apă pierdut prin infiltraţie şi volumul de apă al pierderilor tehnologice pe durata de exploatare a reţelei hidrotehnice (deversări, cicluri de umpleri-goliri ş.a.) din care se alimentează amenajările interioare.

Acest parametru poate fi considerat aproximativ constant pe durata de timp analizat (T) pentru o perioadă de funcţionare continuă de peste 15 zile;

V r0 - volumul net de apă distribuit în rezervorul activ de sol al culturilor agricole din sistem, ce

exprimă gradul de utilizare al sistemului (G) prin relaţia demonstrată (1 şi 4):

V G V G M Sor = ⋅ = ⋅ ⋅0

50%050% ,

De regulă, analiza randamentului (ηs) poate fi efectuată pentru (T) egal cu o lună sau pe întreg sezonul de funcţionare al sistemului. Dacă volumul de apă pierdut într-o lună este (vke) şi se acceptă constant pe întreaga durată de funcţionare a sistemului, variaţia randamentului anual de funcţionare a sistemului (ηs) devine:

SMGTvke

ru

s

⋅⋅

⋅+

⋅

=

%500

11

ηη

η

în care: vke - volumul de apă pierdut în reţeaua hidrotehnică de aducţiune – distribuţie (m3/lună şi sistem); T - durata de funcţionare a sistemului (luni); Mo

50%- norma de irigare anuală medie ponderată cu structura culturilor la asigurarea de 50% (m3/ha şi an); S - suprafaţa maximă ce poate fi cultivată şi irigată în sistem (ha).

Este de notat importanţa deosebită a parametrului (vke) asupra valorii randamentului (ηs): în ipoteza teoretică vke= 0, randamentul sistemului ηs =ηu .ηr şi nu mai depinde de ceilalţi parametrii.

De aici se subliniază importanţa indubitabilă a lucrărilor de modernizare a reţelei hidrotehnice din sistem:

1. impermeabilizare;


2. înlocuirea canalelor terminale cu conducte îngropate de joasă presiune;

3. automatizarea şi dispecerizarea funcţionării reţelei hidrotehnice.

În relaţiile de definire a randamentului de transport al apei, şi anume:

)VVV(V)VV(V

21kero

21ro

t +++++

=η

unde:

V1 - volumul de apă pierdut în câmp, cu aplicarea udărilor. Acest volum depinde strict de metoda de udare, echipamentul şi instalaţiile cu care se aplică udările în câmp;

V2 - volumul de apă pierdut în amenajările interioare, pe reţeaua de transport a apei de la intrarea în amenajarea interioară până la cea de alimentare a echipamentelor şi instalaţiilor de udare;

airo

ket

VV1

1

η⋅+=η

Se înlocuieşte termenul Vro cu relaţia V G V G M So

r = ⋅ = ⋅ ⋅050%

050% , atunci variaţia randamentului de

transport a sistemului, cu condiţia ca volumul de apă pierdut într-o lună este (vke) şi se acceptă constant pe întreaga durată de funcţionare a sistemului, ecuaţia 7.1.1 devine:

aike

t

SMG

Vη

η⋅

⋅⋅+

=

%500

1

1

în care:

Vke = volumul de apă pierdut prin infiltraţie şi volumul de apă al pierderilor tehnologice pe durata de exploatare a reţelei hidrotehnice (deversări, cicluri de umpleri-goliri ş.a.) din care se alimentează amenajările interioare.

Acest parametru poate fi considerat aproximativ constant pe durata de timp analizat (T) pentru o perioadă de funcţionare continuă de peste 15 zile;

Mo50%- norma de irigare anuală medie ponderată cu structura culturilor la asigurarea de 50%

(m3/ha şi an);

S - suprafaţa maximă ce poate fi cultivată şi irigată în sistem(ha). [4,5,6]

4. Aplicaţii privind influenta gradului de utilizare asupra randamentului de transport a apei in reteaua hidrotehnica a sistemului de irigatii Giurgiu – Răzmiresti Zona A+C [2]

Aplicând relaţia de calcul asupra parametrilor tehnici ai amenajării de irigaţii Giurgiu –Răzmireşti, s-a determinat atât variaţia randamentului de transport la diferite grade de utilizare cât şi variaţia randamentului de folosire a apei de irigaţii.

Aceste determinări s-au realizat în scopul stabilirii unor soluţii de majorare a randamentului de transport al apei de irigaţii.

Pentru aplicarea modelului de calcul la sistemul hidrotehnic de irigaţii Giurgiu Răzmireşti zona A+C au fost folosite următoarele date de cercetare (verificate şi reactualizate):

S = 106.046 ha

Mo50% = 3.337,28 m3/ha.an


Mo80% = 4.457 m3/ha.an

vke = 26,77 x 106 m3/lună

ηai =ηu .ηr= 0,80 x 0,95 = 0,76

Gmax.an = 1,32

Timpul de funcţionare al sistemului a fost considerat în următoarele ipoteze: T=3 luni, 3,5 luni, 4 luni, 4,5 luni, 5 luni, 5,5 luni şi 6 luni.

Aplicând relaţia de calcul elaborată se obţin următoarele valori ale randamentului de transport (ηt) în funcţie de gradul de utilizare (G):

Tabelul. 1

Influenţa gradului de utilizare asupra randamentului de transport

ηt % G

Timp de funcţionare

T[luni]/

Vke (mii m3)

1,32 1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 3 224,10 87 84 82 81 79 76 73 68 62 49 35

3,5 261,45 85 81 80 78 76 73 70 65 58 47 32 4 103,56 84 80 78 76 74 71 67 63 56 46 29

4,5 336,15 82 79 76 74 71 68 64 59 52 42 26 5 373,50 80 77 74 72 69 66 62 57 50 39 24

5,5 410,85 79 76 72 70 67 64 61 52 47 37 22 6 152,01 78 75 70 68 66 63 59 51 46 36 22

Suprafaţa necesară a fi irigată[mii ha]

106,05 106,05 95,44 95,44 74,23 63,63 53,02 42,42 31,81 21,21 10,60

Influenţa gradului de utilizare asupra randamentului de transport

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,32

Gradul de utilizare/Water demand level

Ran

dam

ent /

Con

veny

ance

effic

ienc

y % 3 luni-months

4 luni-months5 luni-months6 luni-months

Fig. 2. Influenţa gradului de utilizare asupra randamentului de transport/

Aplicând apoi relaţia:

trutais η⋅η⋅η=η⋅η=η , s-a determinat şi randamentul de utilizare a apei în sistemul de irigaţii studiat.


Tabelul 2

Influenţa gradului de utilizare asupra randamentului folosire a apei

ηs-(%) G)

Timp T[luni]]

Vke (mii m3)

1,32 1,00 0,90 0,80 0,70 0,60 0,50 0,40 0,30 0,20 0,10 3 224,10 66 63 62 61 60 58 55 52 47 37 27

3,5 261,45 65 62 61 59 58 56 53 49 44 36 24 4 103,56 64 61 60 58 56 54 51 48 42 35 22

4,5 336,15 62 60 58 56 54 52 49 45 40 32 20 5 373,50 61 59 56 55 53 50 47 43 38 30 18

5,5 410,85 60 58 55 53 51 49 46 40 36 28 17 6 152,01 59 57 53 52 50 48 44 39 35 26 16

Suprafaţa necesară a fi irigată[mii ha] 106,05 106,05 95,44 95,44 74,23 63,63 53,02 42,42 31,81 21,21 10,60

Influenţa gradului de utilizare asupra randamentului de folosire a apei in sistemul de irigaţii Giurgiu

Răzmireşti zona A+C

0

10

20

30

40

50

60

70

0,10 0,20 0,30 0,40 0,50 0,60 0,70 0,80 0,90 1,00 1,32

Gradul de utilizare/Water demand level

Rand

amen

tul

siste

mul

ui/O

vera

ll irr

igat

ion

wat

er u

se % 3 luni-months

4 luni-months5 luni-months6 luni-months

Fig.3. Influenţa gradului de utilizare asupra randamentului de sistemului

5. Rezultate obţinute

Din analiza rezultatelor prezentate în aceste tabele se reţin - pentru sistemul hidrotehnic Giurgiu Răzmireşti zona A+C - următoarele concluzii:

- pentru a obţine performanţele maxime ale sistemului (ηs>60%) în starea actuală (r, acesta trebuie utilizat pe perioada de 3-6 luni cu gradul G ≥ 0,7, ceea ce înseamnă realizarea unui volum net Vo

r ≥ 3337 m3/ha x 106.046 ha ≅ 353,8 milioane m3 apă distribuită în stratul activ de sol al tuturor culturilor ce ocupă întreaga suprafaţă a sistemului. La un randament al sistemului ηs>60% rezultă că trebuie introdus în sistem un volum brut de apă de cel puţin 472,64 milioane m3 , revenind o normă brută de irigare de 4.457 m3 /ha şi an;

Se remarcă faptul că pentru a obţine performanţe maxime ale sistemului adică (ηs>60%), randamentul de transport al apei are valori cuprinse între 71-87% pe perioada de funcţionare cuprinsă între 3-6 luni, şi un grad de utilizare de 0,5-1,32.

- pentru a asigura un randament ηs > 50% , la o durată T=3- 6 luni este necesar a avea o cerinţă de apă din partea beneficiarilor la un grad de utilizare G= 0,4-0,6, şi un randament de transport cu valori cuprinse între 70-50%.


Aceasta înseamnă o suprafaţă irigată (contractată) de 74.000 - 106.000 ha pe care se distribuie norma de irigare Mo

50% = 3337 m3/ha şi an.

- la grade de utilizare G < 0,6 (suprafaţa irigată < 42.200 ha) randamentul sistemului scade de la 48% la 16%, pentru un randament de transport 50-22 % adică, pierderile de apă ating valori mari cu efecte dramatice asupra factorilor de mediu şi pierderi economice considerabile ale activităţii sistemului.

6. Concluzii

Ţinând cont de etapa şi starea actuală a economiei naţionale precum şi de experienţa pe plan mondial se poate accepta în prezent existenţa unui grad minim de utilizare a sistemului de irigaţii Giurgiu Răzmireşti de G ≥ 0,4 pentru asigurarea unui randament de utilizare a apei ηs ≥ 50% respectiv un şi un randament de transport al reţelei hidrotehnice ηt >60%.

Eliminarea acestor efecte negative şi limitarea relaţiei de dependenţă dintre randamentul sistemului (ηs) cu gradul de utilizare (G), se realizează numai prin execuţia lucrărilor de reabilitare-modernizare necesare reducerii pierderilor de apă pe întregul traseu parcurs de apă de la priză la rezervorul de sol al culturilor agricole.

Până la realizarea lucrărilor de reabilitare–modernizare sunt necesare soluţii ce pot majora gradul de utilizare actuală a sistemului. Dintre aceste soluţii se reţin cele mai importante:

1. constituirea şi stabilizarea unor forme de exploataţii agricole viabile care să asigure profituri maxime la producători. Acest deziderat nu poate fi realizat fără intervenţia şi protecţia statului;

2. accelerarea transferului în proprietate a infrastructurii din amenajările interioare de irigaţii către organizaţiile utilizatorilor de apă pentru irigaţi sau federaţii;

3. crearea unui nou cadru instituţional a activităţii de întreţinere, reparare şi exploatare a sistemelor de irigaţii care să implice statul, comunităţile locale, utilizatorii de apă pentru irigaţii în dezvoltarea şi administrarea infrastructurii de irigaţii ;

4. creşterea viabilităţii economice şi de relansare a sectorului de irigaţii, în condiţiile în care România este afectată de randamente în general scăzute a producţiei agricole;

5. aplicarea lucrărilor de reabilitare–modernizare a sistemelor de irigaţii pentru majorarea randamentelor prin: refacerea impermeabilizării canalelor de irigaţii, înlocuirea canalelor terminale cu conducte îngropate de joasa presiune, introducerea automatizării şi dispecerizării staţiilor de pompare pentru controlul distribuţiei apei de irigaţii.

Bibliografie

[1] Alecu, D.E., Condiţiile şi metodica de cercetare pentru determinarea randamentului de transport, Referat UTCB, Bucureşti, (2004)

[2] Alecu, D.E., Gradul minim profitabil de utilizare al sistemelor de irigaţii pentru stabilirea eficientei economice, Dizertaţie master, USAMVB -FIFIM, (1998)

[3] Nicolaescu I, Note de curs, Universitatea de Ştiinţe Agricole şi Medicină Veterinară – Facultatea de Îmbunătăţiri Funciare şi Ingineria Mediului, (2004/2005)

[4] Nicolaescu I, Manole E, Evaluating effects of irrigation system rehabilitation and modernization by establishing the water demand minimum level for profitable operation – Proceeding of International Conference on the Challenges Facing Irrigation and Drainage in the New Millennium, Fort Collins, Colorado, USA, (2000)

[5] Nicolaescu I., Water demand minimum level for a profitable operation of an irrigation scheme – Proceeding of 1st inter-regional Conference of Water and Environment, Lisbon, Portugal,. (2000)

[6] Nicolaescu I., Water efficiency – the base of irrigation system rehabilitation, - Proceedings of the 17th European Regional Conference on Irrigation and Drainage, Varna (1998)

[7] *** Legea nr. 138/2004 - Legea îmbunătăţirilor funciare cumodificările şi completările ulterioare, actualizată în (2008)


GESTIUNEA CALITATIVĂ A RESURSELOR DE APĂ DIN BAZINUL HIDROGRAFIC IALOMIŢA

QUALITATIVE MANAGEMENT OF WATER RESOURCES IN IALOMITA RIVER BASIN

Maria LAZISCOVICI1

Rezumat: Preocupările privind protecţia calităţii apelor sunt relativ recente, iar obiectivul principal în acest domeniu este gospodărirea durabilă a apelor. În vederea atingerii acestui obiectiv, este deosebit de importantă cunoaşterea stării calităţii apelor la nivel de bazin hidrografic cu ajutorul unor instrumente de lucru ce utilizează modelarea matematică şi tehnologia GIS, aşa cum este aplicaţia GESRO. Pe baza rezultatelor obţinute se pot elabora scenarii, ce presupun luarea unor măsuri şi realizarea de prognoze în timp real în ceea ce priveşte gospodărirea integrată şi durabilă a apelor.

Cuvinte cheie: modelare matematică, starea calităţii apelor, măsuri

Abstract: Concerns on water quality protection are relatively recent, and the main objective in this area is sustainable water management. To achieve this objective, it is very important to know the status of water quality at river basin level working with tools that use mathematical modeling and GIS technology, as GESRO application is. Based on the obtained results scenarios that entail taking action and making real-time forecasts in terms of integrated and sustainable water management can be developed.

Keywords: mathematical modeling, water quality status, measures

1. Introducere

În Romania, gospodărirea calitativă a resurselor de apă cuprinde numeroase activităţi tehnice, economice şi legislative care constau, în principal, în monitorizarea resurselor de apă, evaluarea stării calităţii acestora cu ajutorul unor aplicaţii de diagnoză , identificarea presiunilor, evaluarea impactului produs de acestea asupra resurselor de apă şi stabilirea unor măsuri pentru conservarea/îmbunătăţirea stării calităţii apelor.

2. Aplicaţia GESRO, instrument de diagnoză pentru evaluarea stării ecologice a apelor râurilor. Studiu de caz: bazinul hidrografic Ialomiţa

2.1. Elemente teoretice

Procesele care au loc în apele râurilor sunt unele dintre cele mai complexe din natură, cea mai bună cale de a le descrie fiind utilizarea unor programe specifice, ca de exemplu GESRO, care reprezintă un instrument de lucru pentru evaluarea stării ecologice a apelor râurilor.

GESRO a fost programat în .NET sub ArcGIS şi reprezintă o extindere a funcţionalităţii ArcMap. Chiar dacă este integrată în mediu GIS şi utilizează avantajele acestuia, aplicaţia este prietenoasă, accesibilă chiar şi specialiştilor care nu sunt utilizatori ArcGIS [1].

1 Şef Birou P.M.B. (Head of P.M.B. Office), Administraţia Bazinală de Apă Buzău-Ialomiţa, (Buzău-Ialomiţa Water River Basin Administration), e-mail:[email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Radu Drobot, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Hydrotechnical Faculty)


GESRO cuprinde mai multe funcţionalităţi:

A. Ape de suprafaţă (indicatori fizico-chimici, indicatori biologici şi substanţe periculoase)

B. Ape de suprafaţă destinate utilizării în scop potabil

C. Ihtiofaună

D. Vulnerabilitate la nitraţi

Fiecare din cele patru module încadrează apele de suprafaţă/corpurile de apă într-o anumită categorie de calitate în funcţie de legislaţia europeană şi română în vigoare [5-6], în care sunt stabilite limite pentru indicatorii de calitate, un algoritm de calcul, condiţiile în care acesta este valid şi excepţiile.

2.2. Studiu de caz. Bazinul hidrografic Ialomiţa

Diagnoza calităţii apelor râurilor s-a realizat pentru prima dată in Romania la nivel de bazin hidrografic utilizând aplicaţia GESRO. Numărul de corpuri din bazinul hidrografic Ialomiţa monitorizate şi luate în considerare în vederea evaluării stării calităţii acestora este de 24, numărul de secţiuni de supraveghere este de 29, iar frecvenţa de prelevare a probelor de apă a variat între 6 şi 12 probe/an, în funcţie de parametru.

Etape de lucru:

După activarea extensiei GESRO în ArcMap, se utilizează bara cu instrumente, ce conţine următoarele butoane (fig. 1):

Fig. 1. Bara de instrumente cu butoane funcţionale a aplicaţiei GESRO

(1) – permite importul datelor stocate într-un format Excel;

(2) – permite introducerea manuală a valorilor pentru indicatorii selectaţi;

(3) – indicatorii pentru care este necesară introducerea de noi valori;

(4) – începerea calculului şi simbolizarea sectorului de râu pentru care au fost introduse noi valori;

(5) – caseta de atenţionare (funcţionează numai în cazul în care râul are o clasă de calitate mai proastă decat cea "bună”);

(6) – vizualizarea sau ascunderea tabelului cu indicatori şi valorile lor;

(7) – generarea de rapoarte cu privire la calitatea întregului râu sau a unei părţi a acestuia pentru toţi indicatorii, pentru toate râurile sau pentru sectoarele selectate de pe hartă (două butoane);

(8) – pregătirea hărţii cu simbolizarea calităţii pentru listare;

(9) – export direct în format: *.jpeg, *.bmp,*.emf, *.tif, *.png, *.svg.


După parcurgerea etapelor de introducere a datelor şi a calculelor efectuate de GESRO, în cadrul fiecărei functionalităţi se emit rapoarte, în care sunt prezentate pentru fiecare parametru : corpul de apă analizat, lista indicatorilor de calitate, unitatea de măsură, media valorilor concentraţiei indicatorilor de calitate determinaţi, valoarea maximă si minimă, clasa de calitate, depăşirea limitelor admise, încărcarea în poluant, percentilele, etc. Studiind rapoartele generate de aplicaţie pentru secţiunile de monitorizare luate în considerare au rezultat următoarele:

2.2.1. Încadrarea stării calităţii apelor din punct de vedere fizico-chimic

Stare proasta, 19.2 %

Stare slaba, 30.4 %

Stare moderata,

37.8 %

Stare foarte buna, 1 % Stare buna,

11.6 %

Fig. 2. Distribuţia procentuală, pe stări, a lungimii corpurilor de apă din bazinul hidrografic Ialomiţa (indicatori fizico-chimici)

În urma utilizării aplicaţiei GESRO reiese faptul că ponderea cea mai mare o au corpurile aflate în stările moderată (37.8 % - 384 km) şi slabă (30.4% - 344 km), urmate de cele în stările proastă (19.2 % - 205 km), bună (11.6 % - 124 km) şi foarte bună (1 % - 11 km) – fig.2.

2.2.2. Încadrarea stării calităţii apelor din punct de vedere biologic

Stare moderata 8.8 %

Stare slaba 6.74 %

Stare proasta 3.65 %

Stare foarte buna 0 %

Stare buna 80.8%

Prin introducerea valorilor pentru cei 3 indicatori biologici (fitoplancton, alge bentonice şi macrozoobentos) şi parcurgerea etapelor similare cu cele pentru indicatorii fizico-chimici, GESRO a efectuat încadrarea apelor în 5 clase de calitate (I, II, III, IV şi V).

Pentru moment, aplicaţia GESRO nu efectuează încadrarea într-o stare globală din punct de vedere al indicatorilor biologici, urmând ca aceasta să se realizeze într-o etapă ulterioară de dezvoltare a acesteia. Deoarece cea mai defavorabilă situaţie determină starea corpului de apă [2-3] rezultă că la nivelul bazinului hidrografic Ialomiţa din cele 24 de corpuri de apa analizate, cea mai mare pondere o au cele aflate în stare bună (80.8 %), urmate de cele în stare moderată (8.8 %), slabă (6.74 %) şi proastă (3.65 %).

Fig. 3. Distribuţia procentuală, pe stări, a lungimii corpurilor de apă din bazinul hidrografic Ialomiţa (indicatori biologici)

De asemenea, nici un corp de apă nu a atins starea foarte bună (fig. 3)


Conform acestei încadrări se poate afirma că apele sunt relativ slab impurificate cu substanţe organice biodegradabile.

2.2.3. Încadrarea stării calităţii apelor din punct de vedere al substanţe periculoase (S.P.) Aşa cum s-a prezentat anterior , în cadrul funcţionalităţii “Ape de suprafaţă”, aplicaţia GESRO efectuează clasificarea calităţii apelor râurilor în clase (stări) şi în funcţie de valorile substanţelor periculoase şi prioritare/periculoase, mai exact de conformarea valorilor determinate în laborator cu limitele impuse prin O.M. 161/2006. În acest caz clasificarea se face astfel: stare bună în cazul nedepăşirii limitei admise si stare proastă în cazul depăşirii acesteia.

Încadrarea în cele două stări s-a realizat ţinând cont de faptul că orice depăşire a limitelor admise conduce la neconformare, cea mai defavorabilă situaţie determinând starea corpului de apă. Astfel, reiese faptul că că din cele 24 de corpuri de apă, 22 sunt în stare proastă, 1 în stare bună şi 1 are starea nedeterminată (fig. 4).

Fig. 4. Încadrarea corpurilor de apă din B.H. Ialomiţa în clase de calitate în funcţie de S.P.

Prezenţa metalelor se poate datora unor cauze naturale (roci ce formează substratul, eroziunii, proceselor geologice care au dus la formarea solurilor şi a proceselor de alterare chimică) şi antropice (aport de debit şi încărcare de la evacuările de ape uzate menajere şi industriale).

2.2.4. Încadrarea stării calităţii apelor din punct de vedere al vulnerabilităţii la nitraţi Aşa cum s-a menţionat anterior, funcţionalitatea “Vulnerabilitatea la nutrienţi” din cadrul aplicaţiei GESRO se referă la identificarea cursurilor de apă afectate de poluarea cu nitraţi proveniţi din surse agricole.

Criteriul de identificare utilizat de către aplicaţie este compararea valorilor concentraţiei de azotaţi obţinute în urma monitorizării cursurilor de apă (mai ales a celor care sunt sau care în perspectivă vor fi folosite ca surse de apă potabilă) cu limita maximă admisă de 50 mg/l.

Studiind rezultatele furnizate de GESRO se constată faptul că pe nici un corp de apă din cele 24 analizate, concentraţia azotaţilor nu a depăşit 50 mg/l [6], după cum reiese şi fig. 5.


Fig. 5. Încadrarea corpurilor de apă din B.H. Ialomiţa în clase de calitate în funcţie de azotaţi

3. Model pentru identificarea surselor punctiforme de poluare semnificative. Studiu de caz: bazinul hidrografic Ialomiţa

La nivelul unui bazin hidrografic există mai multe categorii de ape: râuri, lacuri, ape subterane şi ape uzate. Întrucât GESRO efectuează o evaluare a stării calităţii doar pentru corpurile de apă de suprafaţă (râuri), pentru a avea o imagine cât mai completă asupra calităţii tuturor categoriilor de ape identificate la nivelul unui bazin hidrografic se propune dezvoltarea GESRO-ului cu o nouă funcţionalitate denumită „Surse punctiforme de poluare”. Aceasta se referă la evacuările de ape uzate considerate surse punctiforme de poluare semnificative ce pot determina neatingerea obiectivelor de mediu pentru râul receptor.

În cele ce urmează se prezintă modul de identificare a surselor punctiforme de poluare semnificative din bazinul hidrografic Ialomita, bazat pe criteriile stabilite şi utilizate la nivel european, legislaţia românească în vigoare şi tehnologia GIS.

3.1. Funcţionalitatea/aplicaţia denumită „Surse punctiforme de poluare”

Pentru noua funcţionalitate/aplicaţie au fost definite :

modelul bazei de date necesară, creată în format Excel, în care sunt stocate informaţii privind agentul economic analizat, cursul de apă/corpul de apă receptor, frecvenţa de prelevare a probelor de ape uzate evacuate, lista şi valorile indicatorilor de calitate specifici monitorizaţi, limitele acestora impuse prin autorizaţia de gospodărire a apelor, depăşirea limitelor admise, încărcarea în poluant si încadrarea sau nu a activităţii agentului economic sub incidenţa anumitor directive europene (ex.:IPPC, SEVESO, etc);

algoritmul de calcul, care constă în utilizarea unor formule pentru calculul concentraţiei medii a fiecărui parametru monitorizat ponderată cu debitul, selectarea valorilor minime şi maxime ale concentraţiilor acestuia, calculul încărcării în poluant şi a depăşirii limitelor admise;

modul de lucru, ce cuprinde parcurgerea mai multor etape (efectuate manual) : colectarea datelor necesare, introducerea valorilor determinate ale parametrilor de calitate şi a celorlalte date specifice disponibile în baza de date creată în format Excel, vizualizarea îndeplinirii


criteriilor de încadrare a surselor de poluare în categoria surselor semnificative, urmate de etapa de calcul propriu-zis şi de reprezentare a acestora în mediu GIS (selecţie şi vizualizare pe hărţi tematice).

prezentarea rezultatelor sub forma unui raport în vederea caracterizării surselor de poluare şi identificării celor semnificative.

De asemenea, se propune ca noua funcţionalitate/aplicaţie să conţină o bară de instrumente cu butoane (prezentate mai jos), care să se integreze în aplicaţia GESRO şi să asigure un mod de lucru sugestiv, uşor şi rapid (fig. 6).

Fig. 6. Bara de instrumente cu butoane a funcţionalităţii „Surse punctiforme de poluare”

(1) permite importul datelor stocate într-un format Excel (2) permite introducerea de noi valori pentru indicatorii de calitate determinaţi; (3) selectarea sursei de poluare analizată sau adăugarea alteia în lista existentă (fig. 7) în funcţie de

activitatea economică sau socială (populaţie, industrie, agricultură, sănătate, alte activităţi);

xListaLista surselorsurselor de de poluarepoluare

PopulatiePopulatieIndustrieIndustrieAgriculturaAgriculturaAlteAlte activitatiactivitati

SurseSurse de de poluarepoluare

SC.EGOT SA SC.EGOT SA PucioasaPucioasa

………………………………………………

Selectare sau adaugare

xxListaLista surselorsurselor de de poluarepoluare


SurseSurse de de poluarepoluarePopulatiePopulatieIndustrieIndustrieAgriculturaAgriculturaAlteAlte activitatiactivitati


SC.EGOT SA SC.EGOT SA PucioasaPucioasa

………………………………………………

Selectare sau adaugare

Fig. 7. Selectarea sursei de poluare analizată sau adăugarea unei noi surse

În momentul selectării sursei de poluare în vederea introducerii valorilor concentraţiilor indicatorilor de calitate, pe hartă (ce conţine reţeaua hidrografică şi sursele de poluare introduse în baza de date), se selectează automat sursa de poluare analizată, reprezentată printr-un simbol caracteristic ca cel prezentat în figura 8 şi corpul de apă receptor al apelor uzate evacuate de aceasta.

xxBara de Bara de instrumenteinstrumente



++++ RR GG

11 22 33 44 55 66 77

ii

88

xxxxBara de Bara de instrumenteinstrumente


SurseSurse de de poluarepoluarePopulatiePopulatieIndustrieIndustrieAgriculturaAgriculturaAlteAlte activitatiactivitati


++++++ RR GG

11 22 33 44 55 66 77

ii

88


Fig. 8.Vizualizarea pe hartă a sursei de poluare şi a corpului de apă receptor selectate

selectarea anului, lunii şi zilei măsurătorii (fig. 9) din meniu; xxSelectareaSelectarea dateidatei mmăăsursurăătoriitorii

Indicatori fIndicatori fiziciizici

SursaSursa de de poluarepoluare : SC EGOT SA : SC EGOT SA PucioasaPucioasa

DataData Indicatori chimiciIndicatori chimici Indicatori bacteriologiciIndicatori bacteriologici

DATA PRELEVĂRII DATA PRELEVĂRII :: 20102010 IanuarieIanuarie1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 3125 26 27 28 29 30 31

15 15 IannuarieIannuarie 20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............

Cursul de apa Cursul de apa : : IalomitaIalomita CCorpulorpul de de apaapa : : Ialomita_Ac.Pucioasa_PriboiuIalomita_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.:IPPC, U.E.:IPPC, SEVESO, etcSEVESO, etc

xxxxSelectareaSelectarea dateidatei mmăăsursurăătoriitorii




DATA PRELEVĂRII DATA PRELEVĂRII :: 20102010 IanuarieIanuarie1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 3125 26 27 28 29 30 31

15 15 IannuarieIannuarie 20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............

Cursul de apa Cursul de apa : : IalomitaIalomita CCorpulorpul de de apaapa : : Ialomita_Ac.Pucioasa_PriboiuIalomita_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.:IPPC, U.E.:IPPC, SEVESO, etcSEVESO, etc

Fig. 9. Selectarea datei măsurătorii

selectarea grupei de indicatori dorită, introducerea valorilor concentraţiilor indicatorilor de calitate şi marcarea printr-un semnal vizual a casetelor care reprezintă criteriile de identificare a surselor de poluare punctiforme semnificative (fig. 10-12);

Fig. 10. Selectarea grupei de indicatori şi introducerea valorilor acestora – aglomerare umană

SursSursăă de de poluarepoluare

SursSursăă de de poluarepoluare selectatselectatăăCorp de Corp de apapăă selectatselectat

SursSursăă de de poluarepoluareSursSursăă de de poluarepoluare

SursSursăă de de poluarepoluare selectatselectatăăCorp de Corp de apapăă selectatselectat

MetaleMetale grelegrele, PAH, etc, PAH, etc

xSelectareaSelectarea indicatorilorindicatorilor de de calitatecalitate

FiziciFiziciChimiciChimiciBacteriologiciBacteriologici

IndicatoriIndicatori de de calitatecalitate specificispecificiMTS, MTS, TemperaturaTemperatura, pH, pH

SubstanteSubstante organiceorganice

NutrientiNutrienti

S.P.P.S.P.P.

AltiAlti poluantipoluanti

CBO5, CCOCBO5, CCO--CrCr

NN--NH4, NNH4, N--NO2, NNO2, N--NO3, NO3, NtNt, Pt, Pt

DetergentiDetergenti, , fenolifenoli, etc, etc

GrupeGrupe de de indicatoriindicatori

ColiformiColiformi fecalifecali, , coliformicoliformi totalitotali, , streptococistreptococi

MetaleMetale grelegrele, PAH, etc, PAH, etc





NutrientiNutrienti

S.P.P.S.P.P.











NutrientiNutrienti

S.P.P.S.P.P.







xxSelectareaSelectarea indicatorilorindicatorilor de de calitatecalitate


IndicatoriIndicatori de de calitatecalitate specificispecifici




NutrientiNutrienti

S.P.P.S.P.P.







xxSelectareaSelectarea şşi introducerea valorilor indicatorilor de calitate i introducerea valorilor indicatorilor de calitate




Cursul de apă Cursul de apă : : IalomiIalomiţţaa CCorpulorpul de de apapăă : : IalomiIalomiţţa_Ac.Pucioasa_Priboiua_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.: U.E.:

MTSMTS (mg/l)(mg/l)

TemperaturaTemperatura ((ooCC))

pHpH

Debit Debit ((l/sl/s))

200200

Valori reglementateValori reglementate Valori determinateValori determinate

230230

2323

6.56.5--8.58.5 7.37.3

134134 100100

15490 15490

MMăărime rime aggagg ((l.el.e.):.):

Debit curs de Debit curs de apapăă ::

StareaStarea ecologcecologcăă a a corpuluicorpului de de apapăă : : moderatmoderatăă

StareaStarea chimicchimicăă a a corpuluicorpului de de apapăă : bun: bunăă

JudeJudeţţ : DB: DB StaStaţţiie de e de epurareepurare : M/B: M/B

DurataDurata de de functionarefunctionare : 365 : 365 zilezile

AutAut. . g.ag.a.:.:…………....

Tip : Pop.Tip : Pop.






MTSMTS (mg/l)(mg/l)


pHpH


200200


230230

2323

6.56.5--8.58.5 7.37.3

134134 100100

15490 15490







AutAut. . g.ag.a.:.:…………....

xxxxSelectareaSelectarea şşi introducerea valorilor indicatorilor de calitate i introducerea valorilor indicatorilor de calitate





MTSMTS (mg/l)(mg/l)


pHpH


200200


230230

2323

6.56.5--8.58.5 7.37.3

134134 100100

15490 15490







AutAut. . g.ag.a.:.:…………....

Tip : Pop.Tip : Pop.

Criterii de identificare a surselor de poluare

ifi ti




SursaSursa de de poluarepoluare : SC : SC PetrotelPetrotel –– LukoilLukoil SA SA PloiestiPloiesti


Cursul de apă Cursul de apă : : TeleajenTeleajen CCorpulorpul de de apapăă : : Teleajen_Confl.Tlegea_ConflTeleajen_Confl.Tlegea_Confl PrahovaPrahova DirectivaDirectiva U.E.: IPPC, SEVESOU.E.: IPPC, SEVESO

CadmiuCadmiu ((µµg/lg/l))

Plumb Plumb ((µµg/lg/l))

NichelNichel ((µµg/lg/l))


200200


1010

200200 250250

500500 140140

297.62297.62

0.180.18

IncarcareIncarcare ((l.el.e.):.):



StareaStarea chimicchimicăă a a corpuluicorpului de de apapăă : : proastaproasta

JudeJudeţţ : : PrahovaPrahova StaStaţţiie de e de epurareepurare : M/B/C: M/B/C


AutAut. . g.ag.a.:.:…………....

Zinc Zinc (mg/l)(mg/l)

11

185.6185.6

SubstanteSubstante organiceorganice S.P.PS.P.P AltiAlti indicatoriindicatori chimicichimiciNutrientiNutrienti

0.50.5

CromCrom total total (mg/l)(mg/l)

0.190.19

Tip: Ind.Tip: Ind.

CriteriiCriterii de de identificareidentificare a a surselorsurselor de de poluarepoluaresemnificativesemnificative



SursaSursa de de poluarepoluare : SC : SC PetrotelPetrotel –– LukoilLukoil SA SA PloiestiPloiesti


Cursul de apă Cursul de apă : : TeleajenTeleajen CCorpulorpul de de apapăă : : Teleajen_Confl.Tlegea_ConflTeleajen_Confl.Tlegea_Confl PrahovaPrahova DirectivaDirectiva U.E.: IPPC, SEVESOU.E.: IPPC, SEVESO

CadmiuCadmiu ((µµg/lg/l))

Plumb Plumb ((µµg/lg/l))

NichelNichel ((µµg/lg/l))


200200


1010

200200 250250

500500 140140

297.62297.62

0.180.18

IncarcareIncarcare ((l.el.e.):.):



StareaStarea chimicchimicăă a a corpuluicorpului de de apapăă : : proastaproasta

JudeJudeţţ : : PrahovaPrahova StaStaţţiie de e de epurareepurare : M/B/C: M/B/C


AutAut. . g.ag.a.:.:…………....

Zinc Zinc (mg/l)(mg/l)

11

185.6185.6


0.50.5

CromCrom total total (mg/l)(mg/l)

0.190.19

Tip: Ind.Tip: Ind.

CriteriiCriterii de de identificareidentificare a a surselorsurselor de de poluarepoluaresemnificativesemnificative

Fig. 11. Selectarea grupei şi introducerea valorilor indicatorilor de calitate (chimici-nutrienţi) pentru un agent

economic industrial (industria petrochimică)

Fig. 12. Selectarea grupei şi introducerea valorilor indicatorilor de calitate (chimici-nutrienţi) pentru un agent

economic agricol (creştere păsări)

După introducerea valorilor concentraţiei indicatorilor de calitate şi stocarea acestora în baza de date urmează etapa de calcul a concentraţiilor medii, a încărcărilor în poluant, şi după caz, a depăşirilor limitelor admise:

(4) – tastarea butonului în vederea începerii calculului;

De asemenea, după introducerea stării ecologice a corpului de apă receptor al apelor uzate evacuate în baza de date şi finalizarea calculului, GESRO va marca automat pe hartă starea/potenţialul ecologic, respectiv starea chimică a corpului de apă în culoarea corespunzătoare acesteia (fig. 13).


Indicatori fIndicatori fiziciiziciDataData Indicatori chimiciIndicatori chimici Indicatori bacteriologiciIndicatori bacteriologici

Cursul de apă Cursul de apă : : IalomiIalomiţţaa CCorpulorpul de de apapăă : : IalomiIalomiţţa_Ac.Pucioasa_Priboiua_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.: IPPCU.E.: IPPC

NH4 (mg/l)NH4 (mg/l)

NO2 NO2 (mg/l)(mg/l)



3030


235.28235.28

0.50.5




JudeJudeţţ : : IalomitaIalomita StaStaţţiie de e de epurareepurare : M: M


AutAut. . g.ag.a.:.:…………....

PtotalPtotal (mg/l)(mg/l)

0.2850.285


55

NtotalNtotal (mg/l)(mg/l)

55.3655.36

Tip: Tip: AgrAgr.

SurseSurse de de poluarepoluare : SC AVICOLA SA : SC AVICOLA SA SloboziaSlobozia -- fermaferma BoraBora








3030


235.28235.28

0.50.5






AutAut. . g.ag.a.:.:…………....


0.2850.285


55


55.3655.36

Tip: Tip: AgrAgr.








3030


235.28235.28

0.50.5






AutAut. . g.ag.a.:.:…………....


0.2850.285


55


55.3655.36

Tip: Tip: AgrAgr.

SurseSurse de de poluarepoluare : SC AVICOLA SA : SC AVICOLA SA SloboziaSlobozia -- fermaferma BoraBora

Criterii de identificare a surselor de poluare semnificative


SursSursăă de de poluarepoluare nesemnificativanesemnificativa

SursSursăă de de poluarepoluare semnificativasemnificativa

SursSursăă de de poluarepoluare nesemnificativanesemnificativa

SursSursăă de de poluarepoluare semnificativasemnificativa

Fig. 13. Afişarea stării ecologice a corpurilor de apă din bazinul hidrografic

Etapele următoare sunt cele de creare a raportului privind caracterizarea sursei de poluare şi pregătirea hărţii pentru listare sau export, utilizând butoanele de mai jos:

(5) - generarea de rapoarte cu privire la caracterizarea sursei de poluare, respectiv identificarea surselor de poluare semnificative;

(6) - crearea hărţii în vederea printării sau exportului (fig. 14);

Fig. 14. Pregătirea pentru listare sau exportul hărţii într-un anumit format

(7) - opţiune de reprezentare grafică a variaţiei/dinamicii concentraţiei, respectiv a încărcării unui poluant pe o perioadă de timp aleasă de utilizator (fig. 15); crearea acesteia reprezintă un mod de monitorizare a reducerii a încărcării unui poluant în cazul stabilirii şi aplicării unui program de măsuri pentru agentul economic studiat sau în cazul lipsei unui program de măsuri şi înregistrării de depăşiri ale limitelor admise în perioada studiată.

ReprezentareReprezentare graficgraficăă a a valorilorvalorilor mediimedii ale ale indicatorilorindicatorilor de de calitatecalitate


Cursul de apa Cursul de apa : : IalomitaIalomita CCorpulorpul de de apaapa : : Ialomita_Ac.Pucioasa_PriboiuIalomita_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.: APE UZATEU.E.: APE UZATE

Perioada studiata Perioada studiata : 2009: 2009--20102010

20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............

IndicatorIndicatorulul de calitatede calitate: MTS: MTS

MTSMTS

CBO5CBO5

CCOCCO--CrCr

NN--NH4NH4

CadmiuCadmiu

………………....

xx

SelectareaSelectarea valorilorvalorilor Unul sau mai multi indicatori

67

68

69

70

71

72

73

2005.5 2006 2006.5 2007 2007.5 2008 2008.5

Aparitia/ ascundereatabelelor

Selectareaperioadei dorite

Selectareaindicatoruluidorit

..............8911253MTS

…………MartieFebruarieIanuarieIndicator de calitate

…………71.6671.967.45MTS

…………200820072006Indicator de calitate





20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............


MTSMTS

CBO5CBO5

CCOCCO--CrCr

NN--NH4NH4

CadmiuCadmiu

………………....

xx


67

68

69

70

71

72

73

2005.5 2006 2006.5 2007 2007.5 2008 2008.5








20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............


MTSMTS

CBO5CBO5

CCOCCO--CrCr

NN--NH4NH4

CadmiuCadmiu

………………....

xx


67

68

69

70

71

72

73

2005.5 2006 2006.5 2007 2007.5 2008 2008.5




Cursul de apa Cursul de apa : : IalomitaIalomita CCorpulorpul de de apaapa : : Ialomita_Ac.Pucioasa_PriboiuIalomita_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.: APE UZATEU.E.: APE UZATECursul de apa Cursul de apa : : IalomitaIalomita CCorpulorpul de de apaapa : : Ialomita_Ac.Pucioasa_PriboiuIalomita_Ac.Pucioasa_Priboiu DirectivaDirectiva U.E.: APE UZATEU.E.: APE UZATE


20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............


20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............

20102010

2010 2010 2011 2011 2012 2012 ............


MTSMTS

CBO5CBO5

CCOCCO--CrCr

NN--NH4NH4

CadmiuCadmiu

………………....


MTSMTS

CBO5CBO5

CCOCCO--CrCr

NN--NH4NH4

CadmiuCadmiu

………………....

xxxx

SelectareaSelectarea valorilorvalorilor Unul sau mai multi indicatoriSelectareaSelectarea valorilorvalorilor Unul sau mai multi indicatori

67

68

69

70

71

72

73

2005.5 2006 2006.5 2007 2007.5 2008 2008.5


67

68

69

70

71

72

73

2005.5 2006 2006.5 2007 2007.5 2008 2008.5





..............8911253MTS


..............8911253MTS


…………71.6671.967.45MTS


…………71.6671.967.45MTS


Fig. 15. Reprezentarea grafică a valorilor unui indicator de calitate pe o perioadă de timp aleasă de utilizator

(8) - help (informaţii privind modul de lucru).


3.2. Prezentarea rezultatelor

Rezultatele obţinute se prezintă sub forma unui raport prezentat în fig. 16. Sursele de poluare identificate ca semnificative sunt reprezentate în raport prin marcarea în roşu a căsuţei creată în acest scop (sursele de poluare punctiforme identificate ca nesemnificative vor fi reprezentate prin albastru). SURSE PUNCTIFORME DE POLUARE

ANUL MONITORIZARII ………….

DATE GENERALE

Agent economic Corp de apa receptor Alte date

Nume agent economic

Staţie de epurare DA/NU Nume

Localitate Trepte de epurare P, S, AV Debit (l/s)

Măsuri necesare DA/ NU

Judeţ

Mărimea agg. deservite de staţia de epurare (l.e.)

Starea ecologică

FB/ B/ M/ S/ P

Încadrarea sub incidenţa unei directive europene

IPPC SEVESO APE UZATE

Bazin hidrografic Autorizaţia

g.a. Starea chimică B/P S

Activitatea din economie

………… Sursa

N

Tipul evacuării M/I/A …………

DATE CARACTERISTICE

CALITATE VALORI Valori reglementate Valori determinate

Depăşirea valorii reglementate

Parametru Frecv.prelevare Concentraţie

(mg/l)

Încarcare în poluant (t/an)

Conc. min.

Conc.max. Conc. medie

Încarcare in poluant (t/an)

Încarcare (t/an)

Procent (%)

Fizici

………… Chimici generali

………… S.P.P./Poluanţi specifici

………… Bacteriologici

………… CANTITATE

Parametru Valoare reglementată Valoare măsurată Debit evacuat (l/s)

Necesită epurare

Se epurează Nu necesită epurare Nu se

epurează Corespunzător

Necorespunzător Total

Volum evacuat (mc)

Fig. 16. Model de raport pentru sursele punctiforme de poluare


În cazul unor depăşiri ale limitelor indicatorilor de calitate şi/sau agentul economic nu deţine tehnologia de epurare a apelor uzate comform legislaţiei în vigoare, raportul va indica într-o caseta creată în acest scop necesitatea luării unor măsuri pentru îmbunătăţirea/conservarea stării calităţii corpului de apă.

3.2.1. Studiu de caz: Bazinul hidrografic Ialomiţa Prin crearea acestei functionalităţi s-a urmărit realizarea unui instrument cu ajutorul căruia să se monitorizeze calitatea apelor de suprafaţă. pe o anumită perioadă de timp în vederea luării celor mai bune decizii pentru conservarea/îmbunătăţirea calităţii acestora. Astfel, au fost supuse analizei 66 de surse punctiforme de poluare cu activităţi economice diferite, din care: 26 sunt operatori de apă/servicii de gospodărie comunală (cu 28 staţii de epurare), 31 agenţi economici industriali, 1 agent economic agricol, 6 unităţi hoteliere şi de asistenţă medicală.

Aglomerări umane. Pentru aglomerările umane au fost stabilite 6 criterii (Agg1-aglomerări umane ce au sub 2000 l.e. cu sisteme de colectare a apelor uzate, cu sau fără staţii de epurare; Agg2-aglomerări între 2000-10000 l.e. cu sistem de canalizare centralizat şi fără staţii de epurare (SEAU); Agg3-aglomerări între 2000-10000 l.e. cu sistem de canalizare centralizat şi staţii de epurare - cu sau fără toate treptele de epurare necesare (SEAU); Agg4-aglomerări cu peste 10000 l.e. cu sisteme de colectare şi fără SEAU; Agg5-aglomerări cu peste 10000 l.e. cu sisteme de colectare şi cu SEAU – cu sau fără treptele necesare de epurare; Agg.6-aglomerări care înregistrează depăşiri ale indicatorilor de calitate faţă de limitele impuse prin autorizaţia de gospodărire a apelor).

Urmând etapele descrise mai sus a rezultat faptul că cele 28 staţii de epurare, reprezentând evacuările de ape uzate ale aglomerărilor umane, sunt încadrate ca surse punctiforme de poluare semnificative (tabel 1 şi fig. 17).

Tabel 1

Surse punctiforme de poluare semnificative - aglomerări umane

Criterii de încadrare a surselor punctiforme de poluare definite conform cerinţelor legislaţiei în

vigoare Nr. Crt.

Nume aglomerare şi operator de

apă/autoritate locală

Număr de locuitori

echivalenţi Agg1 Agg2 Agg3 Agg4 Agg5 Agg6

Încadrare

Agg cu > 100000 l.e.

1 RASP Ploieşti 244085 x x Semnificativă

2 RAGCL Târgovişte Nord

3 RAGCL Tărgovişte Sud

108965

x x

Semnificativă

Agg cu 10000 - 100000 l.e.

4 SC URBAN SA Slobozia 55845 x x Semnificativă

5 C.P.G.C. Câmpina 38478 x x Semnificativă

6 ECOAQUA Urziceni 29897 x x Semnificativă

7 A.G.C.L. Moreni 23806 x x Semnificativă

8 SC Hidro Prahova Băicoi 19753 x x Semnificativă

9 SC Hidro Prahova Breaza 17819 x x Semnificativă


Criterii de încadrare a surselor punctiforme de poluare definite conform cerinţelor legislaţiei în

vigoare Nr. Crt.

Nume aglomerare şi operator de

apă/autoritate locală

Număr de locuitori

echivalenţi Agg1 Agg2 Agg3 Agg4 Agg5 Agg6

Încadrare

10 S.P.S Vălenii de Munte 15551 x x Semnificativă

11 SC EGOT SA Pucioasa 15490 x x Semnificativă

12 SC Hidro Prahova Comarnic 13244 x x Semnificativă

13 SC Hidro Prahova Sinaia 12830 x x Semnificativă

14 SC AGRANA SA Ţăndărei 12708 x x Semnificativă

15 SC Hidro Prahova Urlaţi 11587 x x Semnificativă

16 SC Jovila Construct Boldeşti-Scăieni 11369 x x Semnificativă

17 SPGCM Măneciu sector Cheia

18 SPGCM Măneciu sector Măneciu

1162 x x

Semnificativă

19 SC Hidro Prahova Buşteni 10704 x x Semnificativă

20 SPGC Valea Călugărească 10427 x x Semnificativă

Agg cu 2000 - 10000 l.e.

21 SC Hidro Prahova Plopeni 9975 x x Semnificativă

22 SCGL Fieni 7962 x x Semnificativă

23 SPGL Floreşti 2606 x Semnificativă

24 Primaria Merei - S.E. Sărata Monteoru 6959 x x Semnificativă

25 AGCL Moreni - sector I.L. Caragiale 6520 x x Semnificativă

26 APEVITA Predeal 6000 x Semnificativă

27 PROD SERVICE ACT SRL Snagov 5869 x x Semnificativă

28 Jovila Construct Poiana Câmpina 5313 x x Semnificativă

Agenţi economici industriali. Pentru cei 31 de agenţi economici industriali luaţi în considerare, aplicând cele 3 criterii (Ind1 - instalaţiile care intră sub incidenţa mai multor directive europene şi care sunt relevante pentru factorul de mediu-apă; Ind2 - unităţile care evacuează substanţe periculoase (lista I şi II) şi/sau substanţe prioritare peste limitele legislaţiei în vigoare; Ind3 - alte unităţi care evacuează în resursele de apă şi care nu se conformează legislaţiei în vigoare privind factorul de mediu-apă), a rezultat faptul că 6 unităţi sunt încadrate ca surse punctiforme de poluare nesemnificative, iar 25 sunt surse punctiforme de poluare semnificative (tabel 2 şi fig. 17).

Agenţi economici din zootehnie. Pentru aceşti agenţi economici (creşterea păsărilor, porcilor, etc), au fost stabilite, de asemenea, 3 criterii în vederea identiticării surselor de poluare semnificative (Agr1 - fermele zootehnice sub incidenţa unor directive europene - IPPC şi care sunt relevante pentru factorul de mediu-apă; Agr2 - fermele care evacuează substanţe periculoase (lista I şi II) şi/sau


substanţe prioritare peste limitele legislaţiei în vigoare; Agr3 - alte unităţi agricole cu evacuare punctiformă şi care nu se conformează legislaţiei în vigoare privind factorul de mediu-apă).

Tabel 2

Surse punctiforme de poluare semnificative - agenţi economici industriali

Criterii de încadrare a surselor punctiforme de poluare industriale

definite conform cerintelor legislaţiei în vigoare

Nr.crt. Denumire agent economic industrial

Ind1 Ind2 Ind3

Încadrare

29 SC HATEFA EASTERN EUROPE Pucioasa x Semnificativă

30 SC MECHEL SA Târgovişte x Semnificativă 31 SC FABINA PROD SA Târgovişte Nesemnificativa 32 PETROSERVICE Târgovişte x Semnificativă 33 SC EXPUR SA Slobozia x x Semnificativă 34 SC AMONIL SA Slobozia x x Semnificativă

35 SC AGRANA ROMANIA SA Ţăndărei x Semnificativă

36 SC TERMOELECTRICA SA Doiceşti x x Semnificativă 37 SC NUBIOLA SA Doiceşti x x Semnificativă 38 SC BERE SA Azuga x Semnificativă 39 ROMAQUA GROUP Buşteni x Semnificativă 40 SC Vulturul SA Comarnic x Semnificativă 41 SC Petroutilaj SA - sediu Nesemnificativa 42 SC Petroutilaj SA -secţia tractoare Nesemnificativa 43 SC Victoria SA G1 Floreşti Nesemnificativa 44 SC Victoria SA G2 Floreşti x Semnificativă 45 SC Dalkia Termo Prahova SRL x Semnificativă 46 S.N.P. PETROM Petrobrazi x x Semnificativă 47 NIC PROD TRANS 97 SRL Gruiu x Semnificativă 48 SC Steaua Română SA Câmpina x x Semnificativă 49 SC CAHIRO SA Boldeşti-Scăieni Nesemnificativa 50 SC Agrisol Int.Ro SRL x Semnificativă 51 SC Soceram SA - ape menajere x Semnificativă 52 SC Petrotel-Lukoil SA Ploieşti x Semnificativă 53 SC Matizol SA Ploieşti x Semnificativă

54 SC Rompetrol SA Rafinaria VEGA Ploieşti x x Semnificativă

55 SC 24 Ianuarie SA Ploieşti x Semnificativă

56 SC SAINT GOBAIN ISOVER SRL Ploieşti x x Semnificativă

57 SC UBEMAR SA Ploieşti x Semnificativă

58 SC Rafinaria Astra Romana SA Ploieşti x x Semnificativă

59 SC Concordia SA Câmpina Nesemnificativă

În bazinul hidrografic Ialomiţa singurul agent economic monitorizat a fost încadrat în categoria surselor punctiforme de poluare semnificative (tabel 3 şi fig. 17).

Tabel 3

Surse punctiforme de poluare semnificative - agenţi economici din zootehnie

Criterii de încadrare a surselor punctiforme de poluare din zootehnie definite conform

cerinţelor legislaţiei în vigoare Nr.crt Denumire agent economic

Agr1 Agr2 Agr3

Încadrare

60 SC AVICOLA SA Slobozia - ferma Bora x x Semnificativă


Alte unităţi. Alături de cele prezentate anterior, în bazinul hidrografic Ialomiţa mai sunt monitorizate din punct de vedere calitativ şi cantitativ şi alte surse punctiforme de poluare, reprezentând unităţi hoteliere (1) şi de asistenţă medicală (spitale-5).

Pentru acestea şi alte tipuri de ape uzate evacuate într-un bazin hidrografic pot fi definite criterii de identificare a surselor de poluare semnificative, cum sunt: AU1 - alte unităţi cu evacuare în receptori şi care nu se conformează legislaţiei în vigoare privind factorul de mediu-apă (de ex.: depăşiri ale limitelor admise ale indicatorilor de calitate reglementaţi conform autorizaţiei de gospodărire a apelor).

Prin aplicarea acestuia a rezultat faptul că din cele 6 surse de poluare, 5 sunt surse punctiforme de poluare semnificative şi 1 nesemnificativă (tabel 4 şi fig. 17).

Tabel 4

Surse punctiforme de poluare semnificative - unităţi hoteliere şi de asistenţă medicală

Criteriu de încadrare a surselor punctiforme de poluare,

definite conform cerinţelor legislaţiei în vigoare

Încadrare Nr. crt Denumire agent economic

AU1 61 SC ALKA SA Peştera (hotel) x Semnificativă 62 Sanatoriul TBC Moroeni x Semnificativă 63 Spital Orăşenesc Azuga x Semnificativă 64 Spital de boli pulmonare Breaza x Semnificativă 65 Spital de pneumofiziologie Ploieşti - secţia Floreşti x Semnificativă 66 Spital de psihiatrie Voila Câmpina Nesemnificativă

Fig. 17. Vizualizarea surselor punctiforme de poluare semnificative identificate la nivelul bazinului hidrografic

Ialomiţa în format GIS


4. Programe de măsuri pentru conservarea şi îmbunătăţirea stării calităţii apelor

O categorie de măsuri destinate protecţiei şi îmbunătăţirii calităţii apelor, respectiv a ecosistemelor acvatice, sunt cele stabilite şi implementate de către agenţii economici conform legislatiei în vigoare. Aceste măsuri se referă la construirea/extinderea/modernizarea/reabilitarea sistemelor de canalizare şi a staţiilor de epurare, reducerea pierderilor de substanţe periculoase în apă, introducerea tehnologiilor curate/ BAT (Best Available Technology), etc.

Pentru bazinul hidrografic Ialomiţa au fost stabilite şi alte măsuri de îmbunătăţire a stării ecologice/chimice a corpurilor de apă alături de cele amintite mai sus:

1. Elaborarea “Studiului privind debitul maxim ce poate fi preluat din râul Prahova prin priza canalului Nedelea-Dâmbu” în vederea îmbunătăţirii stărilor ecologice şi chimice ale apelor râului Dâmbu, desfăşurat pe o perioadă de 5 ani (aflat în curs de desfăşurare în cadrul S.G.A Prahova, urmărindu-se evidenţierea influenţei suplimentării debitului preluat din râul Prahova prin canalul Nedelea-Dâmbu asupra stării ecologice şi chimice a râului Dâmbu.

2. Stabilirea unui monitoring specific al substanţelor periculoase şi prioritare/periculoase pentru 5 corpuri de apă de suprafaţă, cât şi pentru acei agenţi economici industriali din subbazinul hidrografic Prahova care evacuează astfel de substanţe.

3. Un control intensificat al acestor agenţi economici industriali/gospodării comunale, şi dacă este cazul, actualizarea autorizaţiilor de gospodărirea apelor în funcţie de rezultatele monitoringul specific.

4. Monitoringul elementelor biologice si fizico-chimice pentru derivaţii şi canale (corpuri de apă artificiale) în vederea stabilirii, dacă este cazul, a măsurilor necesare pentru atingerea potenţialului bun.

4.1. Prognoza stării calităţii apelor din bazinul hidrografic Ialomiţa în anul 2015

În vederea stabilirii impactului măsurilor de bază ce se vor implementa se pot elabora scenarii de prognoză a calităţii apelor pentru anul 2015 utilizând modelarea matematică.

Pentru bazinul hidrografic Ialomiţa a fost elaborat un astfel de scenariu cu ajutorul modelului WaQ de prognoză a calităţii apelor din punct de vedere al nutrienţilor (azot total şi fosfor total) în funcţie de situaţia actuală, sursele de poluare punctiforme si difuze, fondul natural al apelor de suprafaţă şi măsurile de bază stabilite [4].

În urma modelării calităţii apelor a rezultat faptul ca în anul 2015 starea calitatii apelor din bazinul hidrografic al râului Ialomiţa se va caracteriza prin valori ale celor doi parametri ce se încadrează în limitele corespunzătoare stării foarte bune şi stării bune a apelor de suprafaţă.

5. Concluzii

Rezultatele furmizate de aplicaţia GESRO referitoare la evaluarea stării calităţii apelor de suprafaţă – râuri în funcţie de diferitele categorii de ape desemnate la nivelul bazinului hidrografic Ialomiţa, identificarea surselor punctiforme de poluare semnificative efectuată conform abordării propuse, precum şi prognoza stării calităţii apelor pentru anul 2015 (ce are la bază criterii specificate în legislaţia în vigoare) confirmă pe deplin necesitatea utilizării unor astfel de programe de modelare matematică ca instrumente de lucru în activitatea curentă a autorităţilor de gospodărire a apelor.


Importanţa utilizării acestor instrumente derivă din posibilitatea elaborării unor scenarii la nivel de bazin hidrografic, care presupun luarea unor măsuri şi realizarea de prognoze în ceea ce priveşte gospodărirea integrată şi durabilă a apelor.

Atlasul Secării Râurilor din România şi Atlasul Cadastrului Apelor din România sunt două documente utilizate pentru analiza cursurilor de apă. Interpretările efectuate au arătat necesitatea actualizării acestora, având în vedere schimbările suferite în timp de cursurile de apă (mai ales în contextul schimbărilor climatice actuale şi a lucrărilor hidrotehnice executate după elaborarea acestora).

Conform O.M. 161/2006, stabilirea stării ecologice a ecosistemelor acvatice continentale trebuie să se facă pe baza elementelor de calitate biologice, ţinând cont şi de indicatorii hidromorfologici, fizico-chimici şi de poluanţii specifici. Întrucât actul legislativ amintit prezintă doar lista indicatorilor hidromorfologici, este necesară completarea O.M. 161/2006 cu valori stabilite pentru fiecare clasă de calitate în vederea creşterii gradului de încredere a stării calităţii corpurilor de apă.

Altă concluzie se referă la concentraţia de fond a diferiţilor poluanţi prezenţi în apele râurilor. Deoarece în O.M. 161/2006 nu s-a ţinut cont de concentraţia de fond a indicatorilor de calitate este necesară elaborarea unor studii care să stabilească aceste concentraţii, în funcţie de mai multe caracteristici, şi apoi revizuirea actului normativ menţionat anterior sau reglementarea studiilor elaborate în acest sens.

Bibliografie

[1] Drobot, R., Alexandrescu, M., Ichim, L., Cheveresan, B., Marinescu, M., Vasiu, A., Ţuchiu, E., Schenk, C., Soutter, M., 2008 – An integrated quality management tool based on GIS technology, GEO-ECO-MARINA

[2] Negulescu, M., Antoniu, R., Rusu, G., Cusa, E., 1982 – Protecţia calităţii apelor, Editura Tehnică, Bucureşti, pp.200

[3] *** Elemente metodologice privind identificarea surselor punctiforme şi difuze de poluare şi evaluarea impactului acestora asupra apelor de suprafaţă elaborate de către ANAR Bucureşti pe baza Strategiei Comune de Implementare a Directivei Cadru 2000/60/EC, 2008 (Ghidul nr.3. Analiza presiunilor şi impact, elaborat de Grupul de lucru 2.1. IMPRESS, Comisia Europeană)

[4] ***Manual de utilizare a Modelului WaQ de prognoză a calităţii apelor, 2006 [5] *** Ordin al ministrului nr.161/2006 pentru aprobarea Normativului privind clasificarea calităţii apelor de

suprafaţă în vederea stabilirii stării ecologice a corpurilor de apă [6] *** H.G. 964/2000 privind aprobarea Planului de acţiune pentru protecţia apelor împotriva poluării cu nitraţi

proveniti din surse agricole


EFECTUL LUCRĂRILOR DE REABILITARE ŞI MODERNIZARE ASUPRA ECONOMIEI DE APĂ ŞI ENERGIE DE POMPARE ÎN

SISTEMUL HIDROTEHNIC DE IRIGAŢII TITU-OGREZENI

THE EFFECT OF REHABILITATION AND MODERNIZATION WORKS ON WATER SAVING AND ENERGY SAVING OF PUMPING IN THE TITU-OGREZENI HYDROTECHNICAL SYSTEM OF IRRIGATION

Marin ZAMFIR1

Rezumat: Sistemele de irigaţii executate până în 1990, la nivelul posibilităţilor tehnico- economice şi a bazei materiale asigurate în acele condiţii, sunt uzate fizic şi moral, iar la unele dintre acestea nu au fost executate toate lucrările proiectate. Pornind de la această realitate, este necesar ca în perioada imediat următoare, în sistemele de irigaţii să fie realizate lucrări de reabilitare şi modernizare, în vederea utilizării lor cu eficienţă maximă. În acest sens, lucrarea prezintă metodologia de analiză, aplicată sistemului hidrotehnic de irigaţii Titu-Ogrezeni în vederea stabilirii efectelor lucrărilor de reabilitare şi modernizare. Efecul global al reabilitării şi modernizării sistemului hidrotehnic Titu-Ogrezeni va conduce la o economie de apă de 36% şi de 47% energie de pompare. Sunt analizate diverse variante de modernizare cu efecte graduale asupra economiei de apă şi de energie.

Cuvinte cheie: reabilitare, modernizare, randamentul folosirii apei, randament de folosire a energiei de pompare, structura pierderilor de apă din sistem, grad de utilizare al sistemului

Abstract: Irrigation systems executed until 1990, at the level of the economic and technical possibilities and of the infrastructure provided in those conditions are worn out physically and morally, and for some of them not all design works have been performed. Considering this reality,, it is necessary that in the near future, the irrigation systems should undergo rehabilitation and modernization works in order to make them capable to be used with maximum efficiency. In this respect, the paper shows the methodology of analysis applied to the Titu-Ogrezeni hydrotechnical system of irrigation with a view to establish the effects of rehabilitation and modernization works. The overall effect of rehabilitation and modernization of the Titu-Ogrezeni hydrotechnical system will lead to 36% water saving and 47% pumping energy. Different variants of modernization with gradual effects on water and energy saving are analyzed..

Keywords: rehabilitation, modernization, yield of water use, yield of use pumping energy, water loss structure from the system, usability degree of the system

1. Introducere

Deşi realizat într-o concepţie modernă (alimentare gravitaţională, staţii de punere sub presiune şi reţea de conducte îngropate) sistemul analizat prezintă în funcţiune o serie de deficienţe, dintre care se menţionează următoarele [1]: - gradul redus de funcţionare, determinat de lipsa cererii de apă a beneficiarilor de teren şi a echipamentului mobil de udare; - lipsa soluţiilor şi a mijloacelor tehnice de asigurare a irigaţiei la nivelul fermelor mici privatizate; 1 Drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Doctor’s Candidate Eng. Technical University of Civil Engineering of Bucharest), e-mail [email protected]. Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Nicolaescu Ion, Catedra de Îmbunătăţiri funciare şi dezvoltare rurală


- înregistrarea unor pierderi mari de apă de-a lungul traseului parcurs de aceasta de la sursa sistemului până la plantă; - exploatarea sistemului în regim funcţional este dificilă datorită contolului limitat asupra circulaţiei apei, creat atât de lipsa mijloacelor de gestiune a apei cât şi a celor de automatizare şi dispecerizare. În vederea eliminării deficienţelor menţionate, modernizarea şi reabilitarea sistemului reprezintă acţiunea majoră de punere în valoare a acestui sistem. Obiectivele lucrării: stabilirea parametrilor tehnici de funcţionare a sistemului hidrotehnic pentru irigaţii în etapa

actuală şi după modernizare;

lucrările necesare pentru reabilitarea şi modernizarea sistemului;

evaluarea efectelor tehnice ale lucrărilor de reabilitare şi modernizare.

2. Descrierea sistemului hidrotehnic pentru irigaţii Titu-Ogrezeni (Fig. 1)

Suprafaţa netă a sistemului este de 40647 ha, din care 23546 ha sunt amplasate în judeţul Dâmboviţa şi 17101 ha în judeţul Giurgiu.

Sursele de apă ale sistemului sunt asigurate prin:

râul Argeş, prin barajul priză Zăvoiul-Orbului (Q=19,64 m3/s,) pentru suprafaţa de 29206 ha, pus în funcţiune în 1989;

pârâul Răstoaca-Sabar (Q=4,22 m3/s) pentru 9684 ha;

pârâul Tinoasa I (Q=0,88 m3/s) pentru 1359 ha;

pârâul Tinoasa II (Q=0,41 m3/s) pentru 398 ha.

Reţeaua hidrotehnică de aducţiune şi distribuţie alimentează cu apă staţiile de punere sub presiune având în acelaşi timp şi rolul de colectare a reţelei de desecare în zonele pe care le traversează. Aceasta totalizează o lungime de 89,55 km fiind formată din:

canalul CA 1 (Q=7,19 m3/s, L=41,61 km, căptuşit pe o lungime de 28,77 km);

canalul CA 2 (Q=12,45 m3/s, L=45,31 km, căptuşit pe o lungime de 37,05 km);

canalul CD 3 (Q=1,3 m3/s, L=1,30 km);

canalul CD 4 (Q=0,75 m3/s, L=1,33 km).

Amenajarea interioară este de tip modern şi cuprinde staţiile de punere sub presiune şi reţeaua de conducte îngropate. Staţiile de punere sub presiune, în număr de 51 sunt echipate cu pompe verticale de tip MA şi MV, acţionate de motoare cu puteri între 55şi 200 kw. Puterea totală instalată este de 33,42 Mw (0,82 kw/ha). Reţeaua de conducte îngropate este amplasată în 52 ploturi de irigaţii din care:

‐ 50 ploturi moderne, cu suprafaţa medie de 850 ha; ‐ 2 ploturi monofilare, cu suprafaţa de 110 ha.

Metoda de udare utilizată este aspersiunea.

3. Metodologia analitică de calcul pentru determinarea economiei de apă şi a energiei de pompare

Prin prelucrarea datelor climatice înregistrate la staţia meteorologică Titu pe o durată de 43 ani (1966-2008) asupra dinamicii evapotranspiraţiei potenţiale, a precipitaţiilor căzute şi a deficitului


climatic de apă (ca diferenţă dintre cele două mărimi) şi utilizând metoda deficitului climatic [2], se obţin pentru asigurarea de calcul de 50% următoarele valori ale normei nete lunare de irigaţie şi ale debitului specific net în lunile sezonului de vegetaţie, înmagazinat în stratul radicular activ al culturilor agricole care generează spor de producţie [3]:

Tabelul 1

Nr. crt

Perioada Parametrii tehnici

aprilie mai iunie iulie august septem. Parametrii sintetici

0 1 2 3 4 5 6 7 8 1 Norma netă de irigare∑M0

50% (m3/ha) 245 354 430 700 619 219 ∑M0 = 2573 m3/ha şi an

2 Debit specific net la plantă qo (l/s· ha) 0,094 0,132 0,166 0,261 0,231 0,084

0,1620

Pe durata de funcţionare a sistemului, volumul de apă introdus în sistem (Vb) se distribuie astfel [4]:

Vke – volumul de apă pierdut în întreaga reţea hidrotehnică prin infiltraţie (simbol k), evaporaţie şi neconcordanţa dintre debitele introduse şi cele consumate în regim de exploatare (simbol e);

V2 – volumul de apă pierdut în amenajările interioare, adică pe reţeaua de transport a apei de la

intrarea în amenajarea interioară până la cea de alimentare a echipamentelor şi instalaţiilor de

udare. Volumul (V2) depinde de tipul de amenajare interioară ;

V1 – volumul de apă pierdut în câmp, cu aplicarea udărilor. Acest volum depinde strict de metoda de udare, echipamentul şi instalaţiile cu care se aplică udările în camp;

V0r - volumul net de apă distribuit în rezervorul activ de sol al culturilor agricole din

sistem.

În accepţiunea distribuţiei volumelor de apă conform acestui concept, se pot scrie relaţiile:

0

0 1u

VV V

η =+ (1)

0 1

0 1 2r

V VV V V

η +=

+ + (2)

0

0 1 2;ai

VV V V

η =+ + ai u rη η η= × (3)

0 1 2 1 ket

b b

V V V VV V

η + += = − (4)

0s

b

VV

η = (5)

în care: ηu - randamentul de aplicare a udării; ηr - randamentul de transport a apei în reţeaua amenajării interioare;


ηai - randamentul de folosire a apei în amenajarea interioară; ηt - randamentul de transport a apei în reţeaua hidrotehnică de aducţiune; ηs – randamentul global (total) al sistemului.

Cum V0 este cunoscut deoarece reprezintă cerinţa reală a plantei pentru apa de irigaţie, se dezvoltă relaţiile:

1 01 1u

V Vη

⎛ ⎞= −⎜ ⎟

⎝ ⎠ (6)

2 01 r

u rV V η

η η−

=× (7)

1ket

b

VV

η= − (8)

Prin utilizarea ecuaţiei de continuitate 0 1 2b keV V V V V= + + + se obţine:

s u r tη η η η= × × (9) Relaţiile (6,7 şi 8) permit exprimarea debitelor specifice (q) corespunzătoare diverselor categorii de pierderi (tabelul 2) astfel:

2 1 0b keq q q q q= + + + (10)

( )0 1ke ts

qq ηη

= − (11)

1 01 1u

q qη

⎛ ⎞= −⎜ ⎟

⎝ ⎠ (12)

2 01 r

u rq q η

η η−

=× (13)

Înlocuind în relaţia (10) valorile exprimate cu relaţiile (6, 7, 8) se obţin cele două ecuaţii care descriu variaţia randamentului de transport respectiv a randamentului total al sistemului pe durata unui sezon în funcţie de parametrii ηu, ηr, qke, şi q0:

1

01 ke

t u rqq

η η η−

⎛ ⎞= + × ×⎜ ⎟

⎝ ⎠ (14)

1

0

1 kes

u r

qq

ηη η

−⎛ ⎞

= +⎜ ⎟×⎝ ⎠ (15)

unde:

qb - debitul specific la priza sistemului (l/s.ha)

86,4b

bVq

S T=

× × (16)

q0 - debitul net specific de irigare al culturilor (l/s.ha)

00 86,4

MqT

=× (17)

S – suprafaţa net irigabilă (ha);

M0 – norma netă de irigare (m3/ha) în perioada T (zile)


Tabelul 2 Repartiţia debitelor specifice în prezent (a), după modernizare (b) şi economia de apă realizată (c)

Debite specifice (l/s·ha) Nr. crt.

Faza qb qo q1 q2 qke ∆q

0 1 2 3 4 5 6 7 l/s ·ha 0,2760 0,1620 0,0540 0,0240 0,0358 0,1140

%qb 100 59 20 8 13 (41)

1 Actuală (A)

%∆q

48 21 31 100

l/s·ha 0,1896 0,1620 0,0180 0,0037 0,0059 0,0276

%qb 100 85 10 2 3 (15)

2 După modernizare (B)

%∆q

65 14 21 100

l/s·ha 0,0864

0,0360 0,0203 0,0299 0,0864

%qba 31

3 Economie de apă ∆qb = qb

a –qbm

%∆q 100

42 23 35 100

Repartiţia debitelor specifice priză sistem

Apă pierdută: 4

cultură irigată

la udare în reţeaua interioară

pe aducţiune

Total

0qqqΔ b −= ; abq -debitul specific actual la priză; mbq − debitul specific după modernizare la priză;

Referitor la parametrii tehnici sunt necesare următoarele precizări:

‐ debitul specific qke =0,0358l/s.ha reprezintă media ponderată pe perioada de irigare;

‐ randamentul actual de aplicare a udărilor(ηu=75%) este uşor supraestimat faţă de realitate iar cel de după modernizare (ηu=90%), este aproape de pragul potenţial prezentat în literatura tehnică (90-93%);

‐ randamentul reţelei interioare (ηr=90%), corespunde tipului de amenajare interioară modernă(SPP + conducte îngropate).

Economia de apă (∆V) s-a calculat la priza sistemului, fiind exprimată în procente din volumul prelevat la priza sistemului în etapa actuală 1( )TV b a [5]:

( )

( )

50%0

50%0

1 1

1 1001 1

ke mu r m

ke au r a

M S G vT

VM S G v

T

η η

η η

⎡ ⎤⎛ ⎞× × × × +⎢ ⎥⎜ ⎟×⎝ ⎠⎢ ⎥Δ = − ×⎢ ⎥⎛ ⎞

⎢ ⎥× × × × +⎜ ⎟×⎢ ⎥⎝ ⎠⎣ ⎦

(18)


în care:

a – indicele parametrilor în starea actuală a sistemului; m – indicele parametrilor după realizarea lucrărilor de reabilitare-modernizare în sistem; M0

50% – norma netă de irigare la asigurarea de 50% ca valoare medie ponderată cu structura planului de cultură (m3/ha. T (lună)); S – suprafaţa sistemului hidrotehnic (ha); ∆V – volumul de apă economisit, ca efect al lucrărilor de reabilitare-modernizare (m3/T(luni)); vke – volumul lunar de apă pierdut în reţeaua hidrotehnică (m3/lună).

Economia de apă la nivelul potenţialului maxim este influenţată de durata de funcţionare (T) şi gradul real de utilizare (G) [6].

Se defineşte astfel gradul de utilizare al sistemului (G) ca fiind măsura în care acesta, în timp real, satisface sau depăşeşte sarcina proprie de referinţă, adică:

050%

0

VGV

= (19)

Gradul maxim ca potenţial de utilizare a sistemului este: 38,125733563

%500

%800

%500

%800

max ====MM

VVG

Estimarea economiei de energie electrică se face prin calculul puterii electrice în etapa actuală şi după realizarea lucrărilor de reabilitare-modernizare utilizând relaţiile [7]:

[ ]50%0 ,s

H f l

e M SP kwt Tη

×= ×

× (20) sau

[ ]3086,4 10 ,s

H f

eP q S kwtη

−= × × × ××

(21)

unde: 32,725 , /1000s

p

He kwh mη

⎡ ⎤= ⎣ ⎦ (22)

50%0 ,

86,4 .0l

M lqT s ha

⎡ ⎤= ⎢ ⎥× ⎣ ⎦ (23)

ηp - randamentul de funcţionare al staţiei;

tf - durata zilnică de funcţionare a staţiei (ore/24 ore);

Tl - durata lunii (zile/lună);

H - sarcina hidrodinamică totală a staţiei (mcA);

es - consumul specific de energie al staţiei.

4. Rezultatele obţinute privind estimarea economiei de apă şi a energiei de pompare

Se reţin următoarele aspecte importante: ‐ randamentul total al sistemului (ηs) variază pe durata sezonului, având valoarea medie de

58%, maximă de 62% şi minimă de 52% în lunile de primăvară şi toamnă; ‐ pentru a asigura la plante un volum net anual de apă V0 egal cu 109,70 milioane m3,

trebuie să se preleveze la priză un volum anual Vb egal cu 177,33 milioane m3, diferenţa


fiind pierdută în următoarele proporţii: 31% pe canalele de aducţiune,48% la aplicarea udărilor şi 21% în reţeaua amenajărilor interioare.

Din cele prezentate se constată că: ‐ acţiunea de modernizare, ce vizează în exclusivitate reducerea pierderilor de apă, trebuie

introdusă în primul rând în câmp, la aplicarea udărilor, apoi pe reţeaua de aducţiune şi în ultima instanţă pe reţeaua de conducte îngropate a amenajării interioare;

‐ până la realizarea soluţiilor de modernizare este necesar ca sistemul să funcţioneze pe cât posibil în lunile de vară(iunie-august), la randamente(ηs) mai mari de 60%.

Analizând datele prezentate (tabelelul 2) se reţin următoarele constatări şi concluzii cu privire la efectele potenţiale ale lucrărilor de modernizare:

- reducerea cu cel puţin 31% a volumului anual de apă utilizabil actual în irigaţii, de la 177,33 milioane m3 (100%) la 121,87 milioane m3 (69%) în ipoteza ca necesarul de apă de irigaţie al culturilor de 109,70 milioane m3 (asigurare 50%) să rămână acelaşi şi după modernizare;

- volumul anual de apă economisit prin reducerea pierderilor de apă de 55,46 milioane m3, se compune din următoarele cote de participare: - 35%, efectul reducerii pierderilor prin infiltraţii şi cauze tehnologice (qke) de la 0,0358 l/s.ha la 0,0059 l/s.ha; - 42%, efectul creşterii randamentului udării (ηu) de la 75% la 90%; - 23%, efectul creşterii randamentului reţelei din amenajarea interioară (ηr) de la 90% la 98% (tabelul2).

- modificarea structurii pierderilor de apă (tabelul 2) obţinută după modernizare se evidenţiază astfel: - reducerea ponderii pierderilor de apă prin infiltraţii şi exploatare (qke) de la 31% la 21%; - creşterea ponderii pierderilor de apă aferente aplicării udărilor (ηu) de la 48% la 65%; - reducerea pierderilor de apă din reţeaua amenajării interioare (ηr) de la 21% la 14%.

4.1. Evaluarea efectelor lucrărilor de reabilitare şi modernizare asupra economiei de apă în sistem

Efectul soluţiilor de reabilitare – modernizare au fost analizate în trei variante distincte:

În varianta V1 – soluţii ce vizează economia de apă în amenajările interioare prin sporirea randamentului ηai = ηu · ηr

Creşterea randamentului de folosire a apei în ploturile de irigaţii ale sistemului (ηai = ηu . ηr) se asigură prin:

a. reproiectarea elementelor tehnice ale udării prin aspersiune (creşte ηu);

b. acoperirea deficitului de echipament de udare (creşte G şi ηai);

c. înlocuirea echipamentelor de udare manuale cu instalaţii moderne care aplică udările pe durata deplasării (tambur şi furtun, rampe frontale, pivot central, ş. a.) ( creşte G şi ηai);

d. înlocuirea canalelor cu conducte îngropate (creşte ηr);

e. constituirea organizaţiei de utilizare a apei la nivelul plotului – împreună cu efectele favorabile (a+ b + c + d) – va mări gradul de utilizare a acestuia (G).

Economia de apă în varianta (V1) este de până la 22% din volumul prelevat la priza sistemului.


În varianta V2 – soluţii ce vizează economia de apă în reţeaua hidrotehnică de aducţiune-distribuţie, prin sporirea randamentului de transport (ηt).

Creşterea randamentului de transport (ηt) se realizează prin următoarele soluţii ce vizează reducerea volumului pierdut (Vke):

- impermeabilizarea canalelor ce compun reţeaua hidrotehnică;

- înlocuirea canalelor terminale (ultimele ramificaţii) cu conducte îngropate de joasă presiune;

- automatizarea şi dispecerizarea funcţionării reţelei hidrotehnice (de la priza sistemului până la intrarea apei în ploturi).

Economia de apă numai pentru această variantă (V2) este de 5,1-18% din volumul actual prelevabil la priza sistemului.

În varianta V3 – soluţii ce urmăresc economia maximă de apă în sistem, ca efect cumulat al soluţiilor din amenajările interioare (V1) şi al celor din reţeaua hidrotehnică (V2).

Economia de apă la nivelul potenţialului maxim este de 27,1-36,4% din volumul actual prelevabil (Vp

a) la priza sistemului, domeniul fiind influenţat de durata de funcţionare (T) şi gradul real de utilizare (G).

Rezultatele obţinute în cele trei variante, permit sublinierea următoarelor concluzii:

- economia minimă de apă rezultă din soluţiile de reabilitare din reţeaua hidrotehnică, între 5,1 şi18% ( varianta V2) din volumele actuale prelevate la priza sistemului (Vp

a);

- economia maximă de apă se obţine atunci când se aplică toate soluţiile de reabilitare – modernizare, fiind între 27,1 şi 36,4% din volumul actual prelevat la priza sistemului (Vp

a);

- soluţiile de reabilitare – modernizare din amenajările interioare ( varianta V1) asigură o economie de 18,4-22% din volumul actual (Vp

a).

Este de reţinut faptul că, implementarea soluţiilor din varianta aceasta (V2) este strict condiţionată de evoluţia soluţiilor din varianta (V1) ce asigură obţinerea profitului de către utilizatorii apei de irigaţii.

4.2. Evaluarea efectelor lucrărilor de reabilitare-modernizare asupra economiei de energie pentru pomparea apei

Această analiză a fost efectuată în trei variante:

- În varianta VE1 – care vizează economia de energie prin creşterea randamentului de folosire a apei (ηh) pe suprafeţa întregului sistem, menţinând constante valorile H, es, ηp – rezultă o economie de energie de 20% din consumul actual.

- În varianta VE2 - unde se analizează numai influenţa creşterii randamentului de funcţionare a staţiilor de pompare (ηp) asupra reducerii consumului de energie se obţine o economie de energie de 33% din consumul actual. În această variantă, randamentul de folosire a apei rămâne la valoarea actuală [(ηh)a =0,70].

- În varianta VE3 - ce urmăreşte să stabilească economia de energie la pomparea apei în sistem prin aplicarea ambelor categorii de soluţii de reabilitare-modernizare prin creşterea randamentului de utilizare a apei cât şi a energiei electrice în pomparea apei (ηH şi ηp) se obţine o economie de energie de 47% din consumul actual.


Referitor la datele prezentate, se fac următoarele menţiuni: - valorile actuale privind randamentul de funcţionare a staţiilor de pompare (ηp) reprezintă

media măsurătorilor efectuate în timp, în sistemele noastre de irigaţii; - valorile actuale ale consumului specific de energie (es) sunt cele utilizate de către ANIF R.A.; - analiza a fost efectuată în ipoteza întregului sistem hidrotehnic cu suprafaţa de 40647 ha,

cu sarcina de a se asigura culturilor o normă de irigare netă de 2573 m3/ha.

Din datele obtinute pentru gradul de utilizare al sistemului G =1 rezultă următoarele concluzii: - prin introducerea lucrărilor ce vizează în exclusivitate economia de apă (variantaVE1),

rezultă o economie de energie de 20% din consumul actual; - aplicarea în exclusivitate a lucrărilor de creştere a randamentului staţiilor de pompare

(varianta VE2) poate aduce o economie de energie de 33% din consumul actual; - prin efectul cumulat al lucrărilor de reabilitare-modernizare în sistem, de creştere a

randamentului de folosire a apei şi a celui de pompare (varianta VE3), se poate obţine o economie de energie de 47% din consumul actual.

5. Concluzii

Sistemul hidrotehnic pentru irigaţii Titu-Ogrezeni a fost proiectat şi executat ca un sistem modern, cu alimentare gravitaţională , fără consum de energie electrică la alimentarea ploturilor de irigaţie, însă prezentând în funcţionare o serie de deficienţe. Se impune astfel executarea lucrărilor de reabilitare şi modernizare.

Din analizele efectuate a rezultat următoarea ordine de implementare a soluţiilor de reabilitare-modernizare:

Lucrările de reducere a pierderilor de apă, exprimate prin creşterea randamentelor de utilizare a apei atât în amenajările interioare ( ηai ) cât şi pe reţeaua hidrotehnică ( ηt ) cuprind:

- reabilitarea sau înlocuirea, după caz, a dispozitivelor de protecţie a reţelei de conducte îngropate;

- lucrări de reabilitare a reţelei de conducte îngropate prin înlocuirea unor piese metalice de imbinare şi adaptarea vanelor hidrant pentru alimentarea instalaţiilor moderne de udare;

- completarea deficitului de instalaţii de udare; - promovarea instalaţiilor de udare autodeplasabile de tip: cu tambur şi furtun, cu deplasare

lineară, pivot-central; - aplicarea tehnologiilor agricole minime; - impermeabilizarea canalelor din reţeaua hidrotehnică utilizând tehnologii moderne în

vederea reducerii substanţiale a pierderilor de apă; - automatizarea şi dispecerizarea controlului şi distribuţiei apei în reţeaua hidrotehnică; - măsurarea debitelor şi volumelor distribuite.

Aceste lucrări au prima prioritate prin următoarele avantaje:

- creează o economie de apă de 27,1 – 36,4% din volumul actual, corespunzător diferitelor grade de utilizare a sistemului (0,5 ≤ G ≤ 1,38) şi duratelor de funcţionare a acestuia (1 lună ≤ T ≤5 luni);

- asigură protecţia factorilor de mediu în suprafaţa sistemului şi zonele din aval (sol, apă freatică şi ape de suprafaţă);


- creează o economie de energie electrică la pomparea apei de 20% din consumul actual;

- reduce dependenţa randamentului de folosire a apei şi energiei cu gradul de utilizare a sistemului.

Lucrările de creştere a randamentului de funcţionare al staţiilor de punere sub presiune, asigură o economie de energie de 33% faţă de consumul actual la G =1. Aceste lucrări cuprind:

- înlocuirea agregatelor de pompare din staţiile de punere sub presiune cu agregate moderne de randamente superioare;

- lucrări pentru reducerea rezistenţelor hidraulice pe circuitul hidraulic aspiratie-refulare;

- automatizarea funcţionării agregatelor de pompare şi utilizarea turaţiei variabile pentru reducerea consumului de energie;

- introducerea echipamentelor de contorizare a apei pompate;

- introducerea de mijloace de monitorizare a parametrilor de funcţionare a agregatelor de pompare.

Bibliografie

[1] Zamfir, M. – Stabilirea soluţiilor de reabilitare a sistemului Titu-Ogrezeni prin analiza gradului minim de utilizare eficientă a acestuia, Referat susţinut în cadrul pregătirii pentru doctorat, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti, 2010

[2] Studii climatice prelucrate de la staţia meteorologică Titu pe perioada 1966 - 2008 , 2010 [3] Zamfir, M. – Study of climate evolution of the Titu-Ogrezeni irrigation system perimeter by analysis of climatic

deficit. Annals Food Science and Technology, Faculty of Environmental Engineering and Biotechnology- Valahia University of Targoviste- vol. 11, 2010

[4] Nicolaescu, I. – Bazele modernizării sistemelor de irigaţii din România, Revista Hidrotehnica, nr. 1-2-3, 1992, pp. 28, partea I

[5] Nicolaescu, I. şi colaboratorii – Cercetări pentru fundamentarea soluţiilor de reabilitare – modernizare a sistemelor de irigaţii şi stabilirea limitelor de exploatare eficientă a acestora, FIFIM Bucureşti - CNCSU, 1999, pp 26-27

[6] Nicolaescu, I. – Irigaţii – note de curs, FIFIM Bucureşti, 2002, pp. 47 [7] Nicolaescu, I. – Bazele modernizării sistemelor de irigaţii din România, Revista Hidrotehnica, nr. 10, 1993,

pp. 18-19, partea a II -a


CERCETĂRI PRIVIND PROIECTAREA SISTEMELOR DE EPUISMENT PENTRU FUNDAŢII ADÂNCI, PE TERITORIUL MUNICIPIULUI

BUCUREŞTI

RESEARCHES REGARDING THE DESIGNING OF THE DEWATERING SYSTEMS FOR DEEP FOUNDATIONS, IN BUCHAREST AREA

Laura Florina CHEŢAN1

Rezumat: Lucrarea analizează condiţiile de proiectare eficientă a sistemelor de epuisment pentru fundaţii adânci, pe teritoriul Bucureştului. Rigurozitatea analizei acţiunii apei subterane asupra infrastructurilor este strict legată de corectitudinea şi veridicitatea modelului geologic ales de către proiectant. Numărul mare şi diversitatea construcţiilor existente modifică, uneori extrem, modelul geologic natural. În această situaţie, un proiect eficient de epuisment trebuie să păstreze o anumită rezervă în ceea ce priveşte eficacitatea şi să conţină şi variante de soluţii alternative, aplicabile pe parcursul execuţiei dacă acest lucru se impune.

Cuvinte cheie: epuisment, acvifer, foraj, fundaţii adânci, Bucureşti

Abstract: The paper analyses the conditions for the efficient designing of the dewatering systems for deep foundations, in Bucharest district. The exactness of the underground water action analysis over the substructures is strictly related to the uprightness and veracity of the geological model chosen by the disigner. The great number and the diversity of the existing buildings changes, sometimes extremly, the natural geologic model. In this situation, one efficient dewatering project must keep-back regarding the efficiency, and must contain also back-up solutions, applicables on the execution path, if this is necessary.

Keywords: dewatering, aquifer, drilling, deep foundations, Bucharest

1. Introducere

Proiectarea sistemelor de epuisment pentru fundaţii adânci, pe teritoriul municipiului Bucureşti, este un subiect de actualitate, având în vedere dezvoltarea investiţiilor în construcţii, municipiul Bucureşti fiind un oraş în plină expansiune. În prezent se observă un interes deosebit al investitorilor pentru construcţii multietajate. Datorită preţului ridicat al terenului în municipiul Bucureşti, numărului limitat de terenuri libere de construcţii în zonele de interes economic sau rezidenţial, investitorii optează pentru o dezvoltare pe verticală a construcţiilor, ceea ce implică necesitatea unor spaţii corespunzătoare pentru parcaje auto, spaţii tehnice şi adăposturi ALA în subsoluri multiple, realizate adeseori sub nivelul apei subterane, care, în municipiul Bucureşti se interceptează la o adâncime medie de aproximativ 6 – 7 metri. De asemenea, având în vedere aglomerarea circulaţiei urbane este necesară dezvoltarea sistemelor alternative de transport, respectiv extinderea reţelei existente de metrou, ceea ce implică lucrări la adâncimi sub cota apei freatice.

În astfel de cazuri sunt întotdeauna necesare prospecţiuni detaliate asupra terenului, cu foraje adânci şi încercări de laborator. Chiar dacă se ştie că pe un anumit amplasament terenul bun de 1 Asistent drd. ing., Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Professor, PhD Student, Technicall University of Civil Engineering Bucharest), Facultatea de Construcţii Civile, Industriale şi Agricole (Civil Engineering Department), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: prof.univ.dr.ing. Eugeniu Marghidanu, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Eng. Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Hidrotehnică (Hydrotechnical Faculty)


fundare se gaseşte la mică adâncime, este necesar ca acesta să fie pus în evidenţă prin foraje, spre a se verifica dacă nu prezintă zone de degradare intense sau de fragmentare în profunzime, fisuri, falii etc. Aceste categorii de lucrări, la adâncimi mari, necesită excavaţii, lucru ce implică depresionarea, prin coborârea nivelului apei subterane. Epuismentele implică gradienţi mari de curgere, ceea ce poate conduce la antrenarea nisipului, rezultând deformaţii ale terenului, surpări şi tasări mari şi foarte mari. Dacă fenomenul scapă de sub control se poate ajunge la degradări majore ale construcţiei (de exemplu, biserica Armenească, biserica Sf. Spiridon).

Pe teritoriul oraşului Bucureşti există un volum foarte mare de lucrări de investigaţii geotehnice şi hidrogeologice, foarte multe date rezultate din teste in situ şi laborator, dar interpretarea acestora în vederea alegerii valorilor de calcul este dificilă. Numărul mare şi diversitatea construcţiilor existente modifică, uneori extrem de mult, modelul geologic natural (fundaţii adânci care joacă rol de ecrane, drenaje cu putere mare de acţiune, pierderi de apă din reţelele de conducte şi din canalizări, foraje vechi de studii ce fac legătura între acvifere etc). De aceea, studiile hidrogeologice asupra terenurilor trebuiesc executate riguros, de către specialişti atestaţi în domeniu. Indiferent de sistemul adoptat, este esenţial ca societatea care întreprinde studiile să fie cât se poate de profesionistă, conştiincioasă şi cu deplină responsabilitate. În acest sens există o experienţă acumulată şi studii bazate pe lucrările deja realizate care au condus la elaborarea normativelor şi standardelor în domeniu, care asigură executarea unor lucrări corecte din punct de vedere tehnic, lucrări care şi-au dovedit fiabilitatea.

2. Prezenţa apei subterane în amplasament – factor de risc

Cercetarea amplasamentelor pentru construcţii are un caracter complex şi se bazează pe elaborarea, în principal, a studiilor geologice, geofizice, geotehnice, hidrogeologice şi hidrochimice, studii care, analizate şi interpretate în interdependenţa lor, oferă posibilitatea adoptării soluţiilor optime de proiectare atât din punct de vedere tehnic cât şi economic. Cercetarea terenului de fundare constă în ansamblul studiilor întreprinse pentru a se obţine date specifice necesare proiectării şi executării fundaţiilor construcţiilor. Principalul obiect al acestor studii îl constituie identificarea succesiunii, tipului, stării şi caracteristicilor fizico-mecanice ale stratelor care alcătuiesc terenul de fundare pentru construcţia ce urmeaza a fi proiectată. Pentru alegerea unui amplasament optim din punct de vedere al terenului de fundare, studiile trebuie să precizeze şi alte date, deosebit de importante: poziţia şi calitatea apei subterane, inundabilitatea amplasamentului, influenţa unor eventuali factori geologici de adâncime, stabilitatea generală a amplasamentului, gradul de seismicitate al zonei, prezenţa unor surse artificiale de vibraţii sau şocuri ş.a.

Soluţia de proiectare a fundaţiilor unei construcţii depinde în mod nemijlocit de cercetarea hidrogeologică a amplasamentului. Corespunzător fiecărei faze de proiectare, studiul hidrogeologic trebuie să furnizeze toate elementele ce prezintă importanţă la întocmirea proiectului. Studiul hidrogeologic trebuie să cuprindă un material grafic (hărţi, secţiuni, block-diagrame etc) şi un raport în care se sintetizează toate datele obţinute, raport ce se încheie cu un capitol de concluzii şi recomandări pentru proiectarea construcţiilor. Pentru a caracteriza un anumit amplasament din punct de vedere hidrogeologic trebuiesc întreprinse studii asupra caracteristicilor stratelor acvifere (purtătoare de apă) din amplasament. Sunt evaluate, în acest scop, grosimea stratului acvifer, compoziţia sa granulometrică (granulozitatea) şi coeficientul de permeabilitate .

Prezenţa apei subterane în terenul de fundare este considerată ca fiind una dintre problemele cele mai dificile în lucrările de excavaţie pentru construcţii. Pomparea directă din săpătura de fundare este o lucrare costisitoare iar scurgerea continuă din terenul înconjurator poate produce tasarea construcţiilor învecinate. Scurgerea intensă în incintă poate provoca eroziuni sau alunecări ale malurilor săpăturilor deschise. În anumite condiţii poate fi periclitată stabilitatea fundaţiei datorită infiltraţiei spre bazinul de aspiraţie al pompei, iar în alte situaţii se pot produce surpări dacă


excavaţia în argilă se face deasupra unui strat permeabil cu apă sub presiune. Cunoaşterea caracteristicilor terenului şi ale apei subterane şi înţelegerea legilor hidraulice ale scurgerii permit adoptarea metodelor de îndepărtare a apei subterane care să permită o desfaşurare economică şi sigură a execuţiei construcţiei, în orice condiţii. Lucrul cel mai important constă în obţinerea tuturor informaţiilor necesare asupra terenului înainte de începerea lucrărilor. Prezenţa apei subterane pe amplasamentul excavaţiei adânci reprezintă un factor care aduce numeroase surse de risc, de care trebuie să se ţină seama la proiectarea şi execuţia unei lucrări. Chiar în cazul în care cota la baza fundaţiei se situează deasupra nivelului apei freatice şi infrastructura clădirii nu ar fi expusă unei ape cu presiune hidrostatică semnificativă şi de lungă durată, totuşi, apa din precipitaţii determină, pe de o parte o umiditate naturală a pământului, aceasta circulând, sub efectul gravitaţiei către pânza freatică, iar pe de altă parte, fluctuaţiile pânzei freatice pe o perioadă mai îndelungată de timp, pot varia într-un ecart în care se înscrie baza fundaţiei, chiar dacă la data proiectării nivelul apei subterane este mult mai jos decât cota fundaţiei. De aceea conceperea corectă a hidroizolaţiilor pentru clădiri supuse acţiunii apelor cu sau fără presiune hidrostatică şi umidităţii naturale a mediului trebuie să ţină cont de natura şi configuraţia terenului, de istoricul fluctuaţiilor nivelului freatic, de tipul de prezenţă al apei pentru care este necesară hidroizolarea, de modul de funcţionare al construcţiei şi nu în ultimul rând de amplasarea construcţiei în teren şi faţă de vecinătăţi.

Foarte des se întâmplă ca după începerea excavaţiei, apa subterană să se infiltreze în săpătură, cu debite mai mari decât s-a prevăzut anterior, se aduc mai multe pompe pe amplasament şi excavarea se continuă în condiţii foarte grele până când infiltraţia este atât de mare încât malurile excavaţiei încep să se prăbuşească, ameninţând şi construcţiile învecinate. În alte cazuri, antrenarea hidrodinamică pe fundul săpăturii este atât de activă încât nu se poate obţine o suprafaţă satisfăcătoare pentru turnarea betonului. În această situaţie executantul refuză să mai lupte şi solicită ajutor din afară pentru instalarea unui sistem de filtre aciculare sau de puţuri forate pentru coborârea nivelului apei sau se recurge la metodele de execuţie a construcţiei sub nivelul apei.

Sistemele de coborâre a nivelului apei subterane pot obţine rezultate eficiente, dar costul general al pompării, al excavării suplimentare a malurilor prăbuşite, al reparării stricăciunilor produse şi consumul de timp pentru instalarea şi punerea în lucru a sistemului, duc la cheltuieli mai mari decât dacă sistemul de coborâre a nivelului apei subterane ar fi fost inclus încă de la început. De aceea, una dintre cele mai dificile probleme pe care le are de rezolvat constructorul, proiectant sau executant, la realizarea fundaţiilor sunt cele legate de prezenţa apei, de suprafaţă sau subterane.

Oricât de riguros ar fi proiectată şi executată o construcţie, dacă terenul de fundare nu îndeplineşte anumite condiţii sau nu se intervine asupra lui cu anumite îmbunătăţiri (dacă este cazul), în ansamblul construcţie – teren poate apărea o gamă variată de disfuncţiuni, de la infiltraţii de apă până la afectarea structurii de rezistenţă. Aceste disfuncţiuni presupun intervenţii ulterioare complexe şi costisitoare, ca să nu mai vorbim de situaţii în care pagubele pot fi atât de mari încât nu se mai pot remedia . Pentru evitarea unor astfel de situaţii, cunoaşterea naturii terenului de către constructori este de un interes major pentru adoptarea unor soluţii adecvate. Tehnologiile adoptate la realizarea excavaţiilor în prezenţa apei subterane depind de dimensiunile construcţiilor, adâncimea de fundare a acestora, natura terenului de fundare ş.a.

3. Profil litologic tip – cuaternarul din subsolul municipiului Bucureşti

Subsolul Capitalei a fost încă din secolul trecut obiectul unor numeroase cercetări a căror motivaţie a fost, îndeosebi, speranţa găsirii în adâncime a unor ape subterane arteziene, împrejurare care ar fi soluţionat problema alimentării cu apă a oraşului. Istoricul acestor cercetări – de pe urma cărora există preţioase documente ştiinţifice – ar depăşi însă cadrul prezentei


expuneri. Cercetările asupra subsolului Capitalei se sprijină pe profilele întocmite asupra unui număr mare de foraje executate în ultimul secol. Coordonarea acestor profile [9] permite realizarea unei succesiuni schematice a formaţiunilor din subsolul Capitalei.

Sub formaţiunile superficiale (Lutul de Bucureşti şi depozitele antropogene) urmează un banc de nisipuri, la bază cu pietrişuri,din ce în ce mai dezvoltat spre E, unde atinge grosimi de 18-20m (fig.1). Aceste depozite sunt numite Pietrişuri de Colentina şi formează un acvifer cu nivel liber. După o succesiune, pe 10-15m, de strate de nisipuri de 1-3m grosime, în alternanţă cu strate de argilă de aceeaşi grosime (Argilelele Intermediare), urmează un banc de nisipuri de 10-18m grosime, care uneori prezintă şi intercalaţii subţiri de pietrişuri mărunte, denumit Nisipuri de Mostiştea. Formează un acvifer captiv, sub presiune

Fig. 1. Secţiune verticală schematică prin subsolul municipiului Bucureşti

În continuare, urmează Complexul Marnos: o succesiune de strate de nisipuri în alternanţă cu depozite argiloase, observând că în adâncime dezvoltarea nisipurilor scade treptat. În secţiune, această formaţiune are pe o rosime de 50-100m o structură foarte variată.

Majoritatea forajelor sunt limitate la acest banc care constituie stratul acvifer al unui orizont cu ape subterane abundente. Există totuşi un număr suficient de foraje mai adânci din care rezultă că acest banc acvifer are patul constituit din argile vinete-cenuşii, eventual cu rare intercalaţii de nisipuri, în grosime de 20-30m [6].

Urmează în adâncime încă alte două bancuri de nisipuri cu pietrişuri de aceeaşi structură şi dezvoltare ca şi a celui precedent, şi de asemenea separate printr-o intercalaţie argiloasă de 20-30m grosime.

Aceste ultime trei bancuri de nisipuri cu pietrişuri, împreună cu intercalaţiile argiloase ce le separă, au primit denumirea Stratele de Frăteşti. Acest acvifer, captiv, sub presiune, reprezintă cel mai important acvifer pentru alimentarea cu apă potabilă din surse subterane.

Profilul litologic tip pentru Cuaternarul din subsolul oraşului Bucureşti, cu cele trei acvifere care interesează din punct de vedere al fundării construcţiilor si al alimentării cu apă, este redat în fig.1.

4. Studiu hidrogeologic pe un eşantion de 14 foraje - Bucureşti

Pentru cercetarea caracteristicilor hidrogeologice ale terenului din municipiul Bucureşti a fost ales un număr de 14 locaţii de foraje,organizate în 4 zone, conform tabelului 1. În fiecare locaţie s-a construit un profil litologic tip, pentru evidenţierea caracteristicilor hidrogeologice. Porţiuni din profilele litologice sunt redate schematic în fig.2, 3, 4 şi 5.


Tabelul 1

LOCAŢIE

FORAJUL

ZONA

POZIŢIONAREA ÎN PLAN A ZONEI

Cotroceni Park F1 Spl.Unirii nr.168-170 F2

Calea Vacaresti F3 Vitan-Barzesti F4

ZONA 1

FORAJE EXECUTATE ÎN INTERFLUVIUL DE PE PARTEA DREAPTĂ A DÂMBOVIŢEI

catedrala Sf. Iosif F5 Hotel Novotel F6 Fizicienilor II F7

ZONA 2

FORAJE EXECUTATE ÎN TERASA DE PE PARTEA STÂNGĂ A DÂMBOVIŢEI

Pireus Bank F8 Rosetti Tower F9 Piata Dristor F10

ZONA 3

FORAJE EXECUTATE ÎN INTERFLUVIUL DÂMBOVIŢA - COLENTINA

P-ţa Charles de Gaulle F11 Barbu Vacarescu F12 Liviu Rebreanu F13

Codrii Neamtului F14

ZONA 4

FORAJE EXECUTATE ÎN INTERFLUVIUL DÂMBOVIŢA - COLENTINA

Fig. 2. Profil litologic schematic pe aliniamentul Unirii – Vitan Bârzeşti

Fig. 3. Profil litologic schematic pe aliniamentul Catedrala Sf. Iosif – hotel Novotel


Fig. 4. Profil litologic schematic pe aliniamentul hotel Novotel – Rosetti Tower

Fig. 5. Profil litologic schematic pe aliniamentul Fizicienilor II – Codrii Neamţului

Fig. 6. Secţiune hidrogeologică schematică pe direcţia Calea Victoriei – Parking Romtelecom


Fig. 7. Secţiune litologică longitudinală pe malul stâng al râului Dâmboviţa în depozitele cuaternare dintre şos.

Ciurel şi piaţa Naţiunilor Unite

Fig. 8. Secţiune litologică longitudinală pe malul stâng al râului Dâmboviţa în depozitele cuaternare dintre piaţa

Naţiunilor Unite şi pod Vitan-Bârzeşti

În baza informaţiilor oferite de eşantionul forajelor a fost imaginată o axonometrie a subsolului municipiului Bucureşti cu accent atât pe stratificaţia terenului cât şi pe nivelul apei subterane. Planul cercetat se întinde pe o lungime de aproximativ 9,20 Km şi are o lăţime de cca 4,80 Km. Valoarea medie a adâncimilor studiate este 30 - 35m, având în vedere faptul că bazele forajelor variază de la un minim de 15,30m adâncime (F4) la un maxim de 50,00m adâncime (F3 , F11). A rezultat un block-diagram al subsolului Bucureştiului, o imagine 3D a formaţiunilor acvifere Mostiştea şi Colentina, în zona adiacentă albiei Dâmboviţei.

O primă concluzie desprinsă din analiza 3D a subsolului oraşului Bucureşti, în zona adiacentă albiei Dâmboviţei, constă în monotonia tipurilor de pământ : ne aşteptăm să întâlnim, începând cu suprafaţa terenului, depozitele antropice, urmate de Lutul de Bucureşti, apoi Pietrişurile de Colentina, Argilele Intermediare şi Nisipurile de Mostiştea.

Deşi succesiunea şi tipologia straturilor constitutive ale subsolului este cunoscută, neoferind surprize majore, axonometria subsolului evidenţiază însă limitele largi de variaţie a grosimilor acestor straturi:

Depozitele antropice (umpluturile): 0.30m în zona Vitan - Bârzeşti până la cca 10m în zona Codrii Neamţului

Lutul de Bucureşti: 1.50m în zona Pireus Bank până la cca 14m în zona Cotroceni Park

Pietrişurile de Colentina: 4m în zona Piaţa Dristor până la mai mult de 25m în zona Rosetti Tower


Argilele Intermediare : 2-3m în zona Fizicienilor II până la cca 20-25m în zona Calea Văcăreşti

Nisipurile de Mostiştea : cota la limita superioară a stratului variază între minim 20m de la suprafaţa terenului în zona P-ţa Dristor până la maxim 44m în zona Calea Văcăreşti

Fig. 9. Block-diagram al formaţiunilor acvifere Mostiştea şi Colentina în zona adiacentă albiei Dâmboviţei

Nivelul apei subterane, în aria studiată, variază în limite largi, începând de la 2.60m de la suprafaţa terenului în zona Fizicienilor II până la 10m de la suprafaţa terenului în zona Cotroceni Park, fiind situat:

în stratul depozitelor antropice, în proporţie de 14% din aria cercetată (Fizicienilor II şi zona Codrii Neamţului);

la limita dintre depozitele antropice şi depozitele loessoide, într-un raport de 7% din aria studiată (Barbu Văcărescu)

în stratul depozitelor loessoide,în 36% din situaţii (Cotroceni Park, Spl.Unirii, Calea Văcăresti, hotel Novotel, Rosetti Tower)

în stratul pietrişurilor de Colentina, într-o proporţie majoritară de 43% din aria avută în vedere (zonele Vitan-Bârzeşti, catedrala Sf. Iosif, Pireus Bank, Piaţa Dristor, Piaţa Charles de Gaulle şi Liviu Rebreanu)

Această a doua concluzie desprinsă din imaginea spaţială a subsolului oraşului Bucureşti prezintă importanţă pentru eventualii investitori, într-o fază premergătoare proiectării unui anumit obiectiv într-o anumită zonă a Bucureştiului.

În cazul investiţiilor în construcţii cu subsoluri multiple, investitorul îşi poate orienta opţiunile, din punct de vedere al parametrilor economici, către o zonă sau alta a Bucureştiului, funcţie de costurile induse de natura terenului şi complexitatea lucrărilor necesare incintei adânci respective, tipul lucrărilor şi modul de protecţie a infrastructurii, având la dispoziţie o astfel de bază de date, concretizată într-o reprezentare 3D a subsolului municipiului Bucureşti, realizată eventual cu programe automate, specifice domeniului.

Având la dispoziţie o imagine 3D a terenului şi un set de soluţii minimale de fundare specifice unei anumite locaţii, investitorul ar putea opta pentru o zonă sau alta a Bucureştiului, funcţie de


costurile estimative presupuse de ansamblul lucrărilor aferente incintei adânci şi infrastructurii, cu pondere însemnată în valoarea totală a investiţiei. Bineînţeles că o astfel de cercetare şi modelare a subsolului municipiului Bucureşti poate influenţa, într-o anumită măsură, şi preţul terenului.

Pentru aprofundarea acestei cercetări asupra subsolului municipiului Bucureşti şi pentru ca aceasta să poată veni în sprijinul specialiştilor dar şi investitorilor în construcţii, într-o fază premergătoare proiectării, ar fi utile următoarele îmbunătăţiri :

Extinderea ariei cercetate şi cresterea numărului de foraje participante la block-diagram, folosind datele existente deja ale forajelor vechi, organizate în prealabil pe zonele şi anii în care au fost obţinute. Cu cât baza de date va fi mai mare, cu atât modelul axonometric va fi mai aproape de realitate şi îşi va găsi utilitatea pentru investitori, dar şi pentru constructori.

Discretizarea suprafeţei municipiului Bucureşti ; împărţirea acesteia în zone specifice, fiecare zonă în parte la rândul ei discretizată în arii mici, funcţie şi de locaţiile forajelor vechi utilizate.

Realizarea unui studiu general de soluţii de fundare pentru fiecare zonă în parte, astfel încât un investitor interesat de un anumit teren să se poată documenta, într-o etapă premergătoare proiectării, asupra complexităţii lucrărilor de incinte adânci pe care va trebui să le finanţeze.

De remarcat şi o a treia concluzie, referitoare la existenţa în subsolul capitalei a unor zone în care cele două acvifere comunică, prin efilarea stratului argilelor intermediare ce le separă (fig.7 şi fig. 8).

5. Aprofundarea studiului hidrogeologic în zonele hotel Novotel şi b-dul Liviu Rebreanu

Din cele 4 zone reprezentative ale municipiului Bucureşti, considerate în secţiunea 5, s-au ales două locaţii: hotel Novotel şi b-dul Liviu Rebreanu pentru reprezentări 3D ale subsolului şi pentru a studia practic caracteristicile hidrogeologice ale acviferelor din subsolul amplasamentelor, conform metodelor de determinare în vigoare, aplicate pe probele recoltate din forajele de studii considerate.

Fig. 10. Amplasament - hotel Novotel Fig. 11. Amplasament – b-dul Liviu Rebreanu [13]

Cunoscându-se în linii mari distribuţia litologică şi variaţiile de grosime ale straturilor şi ale nivelului apei subterane prin creearea axonometriei subsolului municipiului Bucureşti s-a mers mai în profunzime spre a confirma punctual aceste caracteristici ale subsolului , în două din cele 14 locaţii - amplasamentul hotel Novotel, respectiv L. Rebreanu. Modelările grafice ale celor


două amplasamente au rezultat mai veridice, dată fiind concentrarea într-o suprafaţă mai mică a forajelor de studii.

5.1. Locaţia 6 – amplasament hotel Novotel

Studiul a fost întocmit în baza unui număr de 20 foraje executate în amplasamentul Calea Victoriei nr.37, documentaţie [11] oferită prin bunăvoinţa Bucureşti International Proiect SA (BIP) şi Institutul de Studii Geotehnice şi Geofizice (GEOTEC SA). Pe amplasamentul în discuţie cercetările geotehnice şi hidrogeologice s-au efectuat începând din anul 1957, ultimele fiind efectuate în anul 1998. Pentru stabilirea parametrilor hidrogeologici caracteristici fiecărui tip de pământ s-au efectuat analize de laborator privind granulozitatea, porozitatea şi permeabilitatea determinate cu permeametre şi prin metoda consolidării pământurilor în edometru.Testele hidrogeologice de teren au fost efectuate prin metoda Lefranc şi prin pompări experimentale în două grupuri de foraje.

Planul cercetat se întinde pe o lungime de aproximativ 61.80m şi are o lăţime de cca 50.00m. Adâncimea medie studiată este 30 - 35m, având în vedere faptul că bazele forajelor variază de la un minim de 12.00m adâncime (F9-105/70) la un maxim de 50,00m adâncime (F6G , F4G). În ceea ce priveşte cotele terenului, acesta se prezintă cu o uşoară pantă crescătoare de la parcarea Romtelecom către Calea Victoriei (5-6%), conform valorilor CTN pentru fiecare foraj în parte. A rezultat un block-diagram al subsolului amplasamentului, cu o imagine 3D a formaţiunilor acvifere Mostiştea şi Colentina.

Fig. 12. Block-diagram al formaţiunilor acvifere Mostiştea şi Colentina în locaţia 6 - amplasamentul Calea Victoriei

nr.37 – hotel Novotel

5.2. Locaţia 13 – amplasament b-dul Liviu Rebreanu

Studiul a fost întocmit în baza unui număr de 7 foraje (F1…F7) executate în amplasamentul b-dul Liviu Rebreanu nr.4, documentaţie [12] oferită prin bunăvoinţa SC INFRACON SRL.


Fig. 13. Profil litologic schematic – locaţia 13 - Bd. L. Rebreanu

Imaginea 3D a zonei (fig.14), care poate fi considerată un “zoom” în zona L. Rebreanu aplicat axonometriei subsolului capitalei, confirmă, în linii mari, atât profilul litologic tip al formaţiunilor constitutive ale subsolului, cât şi limitele de variaţie ale grosimilor straturilor şi ale nivelului apei subterane. Cu alte cuvinte, din punct de vedere al caracteristicilor hidrogeologice ale subsolului, zona Liviu Rebreanu nu iese din “tiparul” subsolului municipiului Bucureşti.

Fig. 14. Block-diagram al formaţiunilor acvifere Mostiştea şi Colentina în locaţia 13 - amplasamentul L. Rebreanu

6. Concluzii

Dezvoltarea fără precedent în ultimele decenii pe teritoriul municipiului Bucureşti a megaconstrucţiilor care necesită fundaţii adânci ridică probleme din ce în ce mai dificile, una dintre acestea fiind asigurarea condiţiilor de excavare în uscat a gropilor de fundare, care uneori


ajung la peste 15 - 20m adâncime sub nivelul pânzei freatice. De asemenea, având în vedere aglomerarea circulaţiei urbane este necesară dezvoltarea sistemelor alternative de transport, respectiv extinderea reţelei existente de metrou, ceea ce implică lucrări la adâncimi sub cota apei freatice. Pe de altă parte, în Bucureşti există încă multe clădiri vechi, cu fundaţii superficiale, executate din materiale de construcţii de calitate inferioară, fără structură de rezistenţă corespunzătoare, care se află în pericol de surpare atunci când în apropierea lor se execută excavaţii adânci care necesită şi epuismente pentru coborârea nivelului apei subterane.

Structura geologică a oraşului Bucureşti este relativ simplă şi uniformă, în zona de adâncime maximă pentru construcţiile cu fundaţiile cele mai adânci ( Df ≤ 25 - 30m ), în ordine descendentă terenul de fundare având următoarea coloană litologică tip :

Tabelul 2 0.00..…2.00 - 3.00 m DEPOZITE ANTROPICE

(MATERIALE DE UMPLUTURĂ) 3.00….5.00 - 10.00 m DEPOZITE ARGILOASE - PRĂFOASE, LOESSOIDE

(LUTURILE DE BUCUREŞTI) 7.00….15.00 - 20.00 m NISIPURI ŞI PIETRIŞURI, CU INTERCALAŢII LENTILIFORME DE ARGILĂ

(PIETRIŞURILE DE COLENTINA) 15.00….20.00 - 25.00 m

ORIZONTUL ARGILELOR INTERMEDIARE 25.00….35.00 - 40.00 m NISIPURI MICI ŞI MIJLOCII

(NISIPURILE DE MOSTIŞTEA) >35.00 – 40.00 m COMPLEXUL MARNOS LACUSTRU,

CU INTERCALAŢII LENTILIFORME DE NISIPURI

Pe intervalul de adâncime, până la limita Nisipuri de Mostiştea – Complexul Marnos, sunt prezente două orizonturi acvifere importante :

Orizontul freatic conturat în Pietrişurile de Colentina. În general acest orizont acvifer este cu nivel liber, însă, în anumite zone, acviferul intră sub presiune, nivelul piezometric fiind stabilizat în depozitele argiloase - prăfoase, loessoide (Luturile de Bucureşti ).

Orizontul captiv, sub presiune, reprezentat prin Nisipurile de Mostiştea, care, de cele mai multe ori are nivelul piezometric la aceeaşi cotă cu nivelul pânzei freatice din Pietrişurile de Colentina.

Nivelul comun al apei subterane cantonată în cele două acvifere dovedeşte faptul ca acestea comunică atât natural, prin zonele în care Orizontul argilelor intermediare care le desparte dispare prin efilare, cât şi prin numărul foarte mare de găuri de foraj executate pe teritoriul oraşului, care au străpuns ambele acvifere, fără să se execute lucrări de etanşare pentru separarea acviferelor respective. Comunicarea hidraulică dintre cele două acvifere impune o atenţie deosebită la proiectarea lucrărilor de epuisment din Orizontul de Colentina, pentru a se evita posibilitatea de rupere hidraulică a vetrei gropii de fundare atunci când grosimea orizontului impermeabil în care se încastrează pereţii ecranelor de etanşare nu este suficientă pentru a rezista subpresiunilor corespunzătoare acviferului de Mostiştea. În acelaşi timp există un pericol potenţial de producere a unui aflux de apă prin găurile de foraj care străpung vatra gropii de excavaţie, dacă acestea există şi nu sunt obturate, putând provoca o antrenare hidrodinamică de nisip din Orizontul de Mostiştea către groapa de fundare.

La proiectarea sistemelor de epuisment trebuie să se acorde importanţă următoarelor aspecte :

distribuţia forajelor de epuisment în aria unui anumit amplasament :

Pentru o coborâre eficientă a nivelului apei subterane într-un amplasament, poziţia în plan a forajelor de pompare trebuie determinată astfel încât acestea să intre în interferenţă, şi, lucrând


împreună, să realizeze debite extrase şi timpi optimi în execuţie, fără efecte destructive asupra vecinătăţilor.

eficacitatea, din punct de vedere al etanşării, a sistemului de protecţie a gropilor de fundare:

Sistemele de etanşare laterală a gropilor de fundare se execută, de regulă, sub formă de pereţi mulaţi, piloţi secanţi sau pereţi de palplanşe. Toate aceste sisteme pot fi afectate de breşe prin care apa poate circula prin acviferul lateral către groapa de fundare.

În cazul pereţilor mulaţi cele mai frecvente spaţii prin care apa poate circula sunt rosturile dintre panouri. La pereţii realizaţi sub formă de piloţi secanţi, din cauza devierilor găurilor forate în care se toarnă piloţii, este posibil să rămână ferestre la contactul dintre piloţi. La fel este posibil să se întâmple şi în cazul pereţilor de palplanşe.

O altă cale de creeare a unei căi de circulaţie a apei din acviferul lateral către groapa de fundare o reprezintă străpungerile pereţilor sistemului de etanşare de către ancorele care se execută pentru creşterea rezistenţei pereţilor de etanşare la împingerea pământului din exterior, eventuale conducte, cabluri etc.

Când începe pomparea apei din incinta de etanşare, prin coborârea nivelului apei din groapa de fundare, se creează o diferenţă de sarcină hidraulică între cele două feţe ale ecranului (gradient hidraulic) care creşte proporţional cu coborârea nivelului apei din incintă.

Dacă gradientul hidraulic depăşeşte valoarea critică la care nisipul din acviferul existent în jurul excavaţiei devine antrenabil, în cazul în care în ecran există căi de comunicare către excavaţie, atunci se produce antrenarea hidrodinamică a nisipului, deformarea terenului din zonele adiacente incintei de epuisment şi eventuale avarii la construcţiile amplasate în zona de influenţă a epuismentului. Între cazurile de acest fel care s-au întâmplat în municipiul Bucureşti pot fi menţionate deteriorarea bisericii Sfântul Spiridon, de pe Bd. Dimitrie Cantemir, care a fost grav afectată de antrenarea nisipului din terenul de fundare provocată de epuismentele care s-au efectuat în tunelul metroului de pe magistrala 2 cât şi avarierea Bisericii Armeneşti, provocată de epuismentul din groapa de fundare a blocului turn, adiacent clădirilor bisericii respective.

situaţiile destructive care pot genera procese de fluidizare a nisipurilor :

Cea mai cunoscută formă de fluidizare a nisipurilor se referă la lichefiere, care reprezintă fenomenul de pierdere a capacităţii portante în condiţii submersate când acestea sunt supuse la acţiuni dinamice ciclice provocate de utilaje care produc vibraţii, trafic feroviar şi auto intens, cutremure de pământ ş.a. şi se datorează creşterii presiunii apei din pori şi reducerii frecării dintre granulele minerale. Alte manifestări ale fenomenului de fluidizare se referă la :

erupţiile de nisip sub forma unui val de apă în care sunt dispersate granulele de nisip în timpul deschiderii bruşte a unui acvifer sub presiune,

antrenarea masivă a nisipului din stratul acvifer atunci când debitele extrase prin pompare conduc la valori ale vitezei de admisie a apei în foraj care depăşesc valorile critice de antrenare hidrodinamica,ruperile hidraulice ale vetrelor excavaţiilor datorită subpresiunilor acviferelor situate sub stratul impermeabil de la baza excavaţiei ş.a.

Există şi situaţii în care cota la baza fundaţiei se situează deasupra nivelului apei freatice, determinat la momentul efectuării studiului geotehnic, şi ca atare infrastructura clădirii nu este expusă iniţial unei ape cu presiune hidrostatică semnificativă şi de lungă durată.

O analiză simplistă poate conduce imediat la concluzia că măsurile de hidroizolare a fundaţiilor situate deasupra nivelului pânzei freatice nu se justifică. Totuşi, apa din precipitaţii determină pe de o parte o umiditate naturală a pământului, aceasta circulând, sub efectul gravitaţiei către pânza


freatică, iar pe de altă parte, fluctuaţiile pânzei freatice pe o perioadă mai îndelungată de timp, pot varia într-un ecart în care se înscrie baza fundaţiei, chiar dacă la data proiectării nivelul apei subterane este mult mai jos decât cota fundaţiei.

Se cunoaşte faptul că nivelul apei subterane variază în funcţie de regimul de precipitaţii. Anul 2005 a fost un an cu precipitaţii care s−au situat cu mult peste mediile anuale, ceea ce a făcut ca fluctuaţiile de nivel ale pânzei freatice să depăşească în multe zone înălţimea de 5−6m. În aceste condiţii multe imobile cu subsoluri neizolate au avut de suferit din cauza subinundării. Observaţiile efectuate în vara anului 2005 au arătat ridicări semnificative ale pânzei freatice, până aproape de suprafaţa terenului, începând din Câmpia Bărăganului şi mai departe către Târgovişte, Titu, Găeşti şi alte localităţi, zonă în care este inclus şi municipiul Bucureşti. Ridicarea semnificativă a nivelului pânzei freatice s-a repetat în anii 2009 şi 2010. Majoritatea subsolurilor imobilelor situate în aceste zone au fost inundate, pagubele înregistrate fiind semnificative, având în vedere faptul că multe subsoluri aveau ca destinaţie depozitarea mărfurilor, altele funcţionau drept garaje, centrale termice ş.a.

În prezent nu există hărţi de prognoză privind fluctuaţiile nivelului apelor freatice, iar proiectarea fundaţiilor, din punct de vedere al protecţiei împotriva infiltraţiilor este deficitară. Putem învăţa din experienţa anilor 2005, 2009 şi 2010, dând o mai mare importanţă acestor variaţii considerabile ale nivelului freatic, astfel încât pe viitor, acestea să nu mai surprindă pe nimeni.

De aceea, realizarea unor hărţi hidrogeologice de prognoză ar fi deosebit de utilă pentru activitatea de proiectare eficientă a fundaţiilor. Iniţierea unui program de studii hidrogeologice privind influenţa variaţiilor nivelurilor freatice asupra imobilelor din zonele construibile este de maximă importanţă şi urgenţă.

Bibliografie

[1] Anastasiu, N., Enciu, P. – Geoatlasul municipiului Bucureşti, Bucureşti, 2008 [2] Bandrabur, T. – Cercetări hidrogeologice în interfluviul Dunăre – Ialomiţa – Mostiştea, 1961 [3] Bandrabur, T. – Harta geologică Bucureşti şi notă explicativă, 1961 [4] Bowen, R. – Grouting in engineering practice, Applied Science Publishers, London, 1975 [5] Castany, G. – Prospecţiunea şi explorarea apelor subterane, Editura Tehnică, Bucureşti, 1972 [6] Liteanu, E. – Geologia zonei oraşului Bucureşti, 1952 [7] Marchidanu, E. – Hidrogeologia în ingineria construcţiilor, Editura Tehnică, Bucureşti, 1996 [8] Posea, G., Ştefanescu, I. – Municipiul Bucureşti cu sectorul agricol Ilfov, Editura Academiei, Bucureşti, 1984 [9] Protopopescu-Pache, E. – Cercetări agro - geologice în Câmpia Româna dintre valea Mostiştei şi râul Olt,

1923 [10] Tomlinson, M. J. – Proiectarea şi executarea fundaţiilor, traducere din limba enleză, Editura Tehnică,

Bucureşti, 1974 [11] ***Proiect de epuisment pentru execuţia săpăturilor pentru fundarea construcţiei Victoria Business Plazza, SC

Bucureşti International Proiect SA şi SC Geotec SA, 2004 [12] ***Documentaţie foraje geotehnice amplasament str. Liviu Rebreanu nr.4, SC Infracon SRL, 2007 [13] ***www.panoramio.com


INSTALAŢII DE EPURARE A LIXIVIAŢILOR PROVENIŢI DIN DEPOZITELE DE DEŞEURI MENAJERE

WATER – PURIFICATION PLANTS FOR REASIDENTIAL WASTE (ORIGINATING) LEACHATES

Viorica AVRAM1

Rezumat: Necesitatea obiectivă a subiectului este generată de respectarea măsurilor legislative privind protecţia mediului şi conformarea cu obiectivele Directivei 1999/31/EC. Pornind de la caracteristicile deşeurilor menajere şi modul de depozitare, lucrarea analizează condiţiile şi procesele de formare a lixiviatului, caracteristicile fizico-chimice precum şi tehnologiile de epurare, propuse în literatura tehnică şi cele aplicate în prezent la depozite de deşeuri ecologice europene şi din ţară. In acest sens s-a realizat o evaluare a uneia din tehnologiile performante de epurare a lixiviatului, respectiv filtrarea prin membrane (OI) precedată de sedimentarea şi filtrarea lixiviatului. Monitorizarea rezultatelor obţinute la două din depozitele de deşeuri la care se aplică această tehnologie, a condus la concluzia realizării unui grad ridicat de eficienţă al acestei scheme de epurare dar şi la necesitatea completării ei cu procedee suplimentare de reducere a azotului. Se propune un ghid de management al depozitelor de deşeuri şi de gestionare optimă a lixiviatului, în timpul exploatării depozitelor şi în perioada de monitorizare postînchidere.

Cuvinte cheie: tehnologii de epurare a lixiviatului

Abstract: The objective necessity of this topic resides in the abiding of the law provisions regarding the environment protection and the compliance to the Directive 1999/31/EC. Considering the features of waste and their storage, the paper analyses the leachate formation conditions and processes, the physical – chemical characteristics as well as the purification/treatment technologies recommended by the specialized literature and those currently applied to the European and Romanian ecological waste yards. An assessment has been performed in this regard, focused on one of the high technologies for leachate purification/treatment, respectively membrane filtration (OI) preceded by leachate settling and filtration. The monitoring of the results for two waste yards on which this technology has been applied leads to the conclusion of achieving a high efficiency degree of this treatment process as well as to the requirement of its completion with additional procedures for nitrate reduction. A management guide of waste storages and improved administration of leachate is proposed, both during the storage operation as well as during the after closing follow-up.

Keywords: treatment technologies lixiviate

1. Introducere

Din multitudinea de subiecte-problemă legate de protecţia mediului, gestionarea deşeurilor constituie o temă de interes global ce impune o diversitate de soluţii pe termen scurt şi lung, viabile şi eficiente în minimizarea potenţialului impact pe care îl poate avea depozitarea necontrolată a deşeurilor asupra solului, a apelor subterane şi de suprafaţă, a aerului, biodiversităţii şi a sănătăţii umane. Subiectul lucrării îl constituie lixiviatul ca deşeu lichid rezultat prin drenarea fizico-chimică şi biologică a substanţelor organice în depozitele de deşeuri.

1 Ing. Primăria Municpiului Ploieşti, e-mail:[email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Sandu Marin, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Tehnical University of Construction Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică ( Faculty of Hydrotehnics)


Evaluarea stadiului actual al cercetărilor în domeniu s-a făcut prin parcurgerea unei bibliografii concretizată prin 92 de lucrări de specialitate din care: [1] * * * Îndreptar tehnic pentru deşeuri din localităţi Germane (Technical Guide for the waste of a German town) 2005; [2] Angela Călin, Epurarea avansată a apelor uzate –Teză de doctorat, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti 2008;

Obiectivele lucrării constau în realizarea unui studiu privind:

‐ condiţiile de generare, caracteristicile şi tehnologiile de epurare a lixiviatului;

‐ tehnologiile eficiente de epurare;

‐ managementul optim al exploatării şi monitorizării depozitelor de deşeuri clasa B.

2. Stadiul actual al tehnologiilor de epurare avansata a apelor uzate

Lixiviatul rezultat din depozitele de deşeuri menajere conţine substanţe care se descompun biologic, combinaţii ale amoniacului, substanţe greu biodegradabile combinaţii organice care pot fi halogenate, combinaţii organice ale azotului etc.

In general, partea anorganică a lixiviatului este îndepartată mai întâi. Astfel, se protejează procesele biologice, de adsorbţie şi stripare. Datorită coeficientului ridicat de variaţie a încărcării şi debitului se impune în prima etapă o uniformizare a lixiviatului într-un bazin special. Efluentul trece ulterior printr-o schemă corespunzătoare de epurare. Spre deosebire de apele menajere lixiviatul are un coeficient mărit de combinaţii organice cu halogeni (AOX) considerate substanţe periculoase. Pentru substanţele care nu se descompun biologic sau care se descompun greu se folosesc metodele aplicate apelor uzate industriale. Epurarea eficientă a lixiviatului este în strânsă legătură cu faza de producere a acestuia. Fermentarea biomasei se realizează în 5 faze ale biodegradării deşeului într-un depozit de deşeuri.

1. Prima fază: descompunerea se desfăşoară în condiţii aerobe;

2. În fază a doua apare o epuizare a oxigenului şi începe dezvoltarea condiţiilor de anaerobie;

3. În faza a treia, faza acidă, activitatea microbiană se accelerează o dată cu producerea unor cantităţi semnificative de acizi organici, având concentraţii ridicate de COD şi cantităţi mai scazute de hidrogen;

4. În faza a patra, a fermentării CH4, microorganismele transformă în CH4 şi CO2 , CH3-COOH şi H2;

5. În faza a cincea, concentraţiile de CCO, CBO5 şi COT au fost reduse, cantitatea de gaze de depozit scade.

Umiditatea, temperatura, pH-ul şi potenţialul redox influenţează reacţiile chimice şi biologice.

Metodele aplicate în epurarea lixiviatului se pot grupa astfel:

‐ metode de tratare biologice - anaerobe şi aerobe;

‐ metode fizico - chimice - precipitare/sedimentare, adsorbţie pe cărbune activ,

‐ metode fizice – metode legate de utilizarea membranelor ;

‐ metode termice – evaporare/uscare, incinerare;

‐ metode chimice – oxidarea chimică, schimb de ioni.

Combinaţia de procedee aplicate trebuie să asigure îndepărtarea următorilor poluanţi: azot amoniacal, substanţe organice biodegradabile şi nebiodegradabile, substanţe organice clorurate, săruri minerale.


3. Metoda biologică de epurare

Scopul epurării biologice este eliminarea substanţelor în stare coloidală şi dizolvate, nesedimentabile şi stabilizarea substanţelor organice. Microorganismele transformă substanţele organice în ţesut celular, lichide şi gaze. Ţesutul celular având greutatea specifică mai mare decât apa, se poate îndepărta prin sedimentare gravitaţională. Aplicaţii ale proceselor biologice în epurarea lixiviatului sunt:eliminarea substanţelor organice măsurate în CBO5, COT sau CCO, nitrificarea, denitrificarea, eliminarea fosforului, stabilizarea nămolului.

3.1. Epurarea biologică avansată (eliminarea azotului şi fosforului)

Procesul de nitrificare

Nitrificarea este un proces prin care se realizează oxidarea biologică a azotului - aflat în apă sub forma ionilor de amoniu ( +

4NH ), sau sub formă de gaz (NH3) - într-o primă etapă la faza de

azotit ( −2NO ) şi apoi la faza de azotat ( −

3NO ). Procesul are loc într-un mediu aerob, datorită a două bacterii autotrofe aerobe, nitrifiante, nitrosomonas şi nitrobacter . Procesul de nitrificare poate fi prezentat schematic astfel:

−

↑

−

↑

+ ⎯⎯⎯⎯ →⎯⎯⎯⎯⎯⎯ →⎯ 3O

rNitrobacte2

O

asNitrosomon4 NONONH

22

(1)

Amoniu Mediu Azotit Mediu Azotat

Aerob Aerob

Tabelul 1

Reacţii în procesul de nitrificare

Natura bacteriilor Reacţia 0 1

Nitrosomonas 2 +4NH + 3 O2 → 2 −

2NO + 2 H2O + 4 H+

Nitrobacter 2 −2NO + O2 → 2 −

3NO

Total +4NH + 2 O2 → −

3NO + H2O + 2H+

Nitrificarea se impune deoarece azotul ajungând în receptorii naturali este toxic pentru mediul acvatic.

De regulă, procesele de nitrificare sunt necesare atunci când raportul TKNCBO5 < 3,0.

Procesul de nitrificare este influenţat în mod special de: vârsta nămolului, temperatura apei uzate, concentraţia de oxigen dizolvat din bioreactor, alcalinitatea apei, substanţele toxice sau inhibitoare.

Procesul de denitrificare

Denitrificarea constă în transformarea cu ajutorul bacteriilor heterotrofe anoxice a substanţelor anorganice de tipul azotaţilor ( −

3NO ) şi azotiţilor ( −2NO ), în azot gazos liber (azot molecular N2).


Pentru asta bacteriile utilizează oxigen din combinaţiile azotului cu oxigenul, care constituie donori de oxigen pentru oxidarea materiilor carbonice din mediul anoxic.

În procesul de denitrificare, azotatul existent în apă este descompus pe cale biologică, în condiţii anoxice, în următoarele elemente: azot liber (N2), bioxid de carbon (CO2) şi apă (H2O), concomitent cu un consum de carbon organic.

Ecuaţia chimică globală a denitrificării este:

organicC →++ −+3NO4H4 5 CO2 +2 N2 + 2 H2O (2)

Azotaţii ( )NO3− sunt transformaţi mai întâi în azotiţi ( −

2NO ), apoi în oxid azotic (NO), oxid azotos (N2O) şi în final în azot gazos N2, CO2 şi H2O.

Denitrificarea se impune deoarece: cantitatea de azotaţi, azotiţi, amoniu sau azot total din efluentul epurat depăşesc valorile maxim admisibile, azotaţii creează probleme în tratarea apei şi pot duce la eutrofizarea receptorilor naturali.

Tehnologii performante de îndepărtare biologică a azotului şi fosforului

Aceste tehnologii de îndepărtare a celor două elemente N şi P sunt în general perfecţionări ale sistemelor cu nămol activ, formate din combinaţii de zone anaerobe, anoxice şi aerobe sau compartimente special destinate eliminării celor doi indicatori.

Conform sintezei teoretice a proceselor de reducere a azotului şi fosforului realizată de A. Călin [1], principalele tehnologii folosite pentru eliminarea concomitentă a azotului şi fosforului sunt:

‐ procedeul A2/O (anaerob/anoxic/aerat); ‐ procedeul BARDENPHO în cinci trepte; ‐ procedeul UCT (University of Cape Town); ‐ procedeul VIP (Virginia Initiative Plant); ‐ procedeul MBR cu UF.

Procedeul A2/O

Procedeul A2/O are la bază sistemul A/O şi constă într-o îmbunătăţire a sistemului clasic prin introducerea de noi zone anoxice în care se realizează denitrificarea. Zona fiind deficitară în oxigen, se introduce oxigen legat chimic sub forma nitraţilor sau nitriţilor prin recircularea amestecului nitrificat din zona aerobă. Azotul gazos este eliminat în atmosferă în zona anoxică. Timpul de retenţie este de 1 oră. [1]

Avantajele procedeului sunt: nămolul rezultat are un conţinut ridicat de fosfor (3-5%) fiind un bun fertilizant, capacitatea de denitrificare este mai bună decât cea a sistemului A/O.

Dezavantajul constă în reducerea considerabilă a eficienţei în perioadele cu temperaturi scăzute.

Procedeul BARDENPHO

Procedeul BARDENPHO constă într-o îmbunătăţire a unui sistem de reţinere a azotului prin adaptarea sa şi pentru reducerea fosforului, prin introducerea unei a cincea trepte – un compartiment cu mediu anaerob. [1] Sistemul constă într-o succesiune de zone anaerobe, anoxice şi aerate pentru eliminarea azotului, fosforului şi oxidarea substanţelor organice. A doua zonă anoxică realizează o denitrificare suplimentară folosind nitratul rezultat în zona aerată. In zona aerată din final se realizează striparea azotului gazos din soluţie şi minimizarea eliberării fosforului în decantorul final. Amestecul din prima zonă aerată este recirculat în zona anoxică. In


acest sistem timpul de retenţie este mare (10-40 zile). Azotul gazos este eliminat în atmosferă în zona anoxică.

Avantajele procedeului sunt: produce cantităţi mici de nămol (acesta fiind un bun fertilizant), azotul total este redus la concentraţii mai mici decât prin alte procedee, alcalinitatea procedeului este refăcută fără adaos de ractivi chimici.

Dezavantajele procedeului constau în: creşterea energiei de pompare, volume de bazin mai mari decât la Procedeul A2/O, necesită valori de peste 25 mg CBO5/mg P.

Procedeul UCT

Procedeul UCT are la bază procedeul A2/O, cu următoarele modificări: nămolul activat recirculat este introdus în zona anoxică, recircularea internă se face din zona anoxică în zona anaerobă.

Recircularea amestecului denitrificat asigură condiţii optime pentru fermentare în zona anaerobă. Azotul gazos este eliminat în atmosferă în zona anoxică. [1]

Avantajele procedeului sunt: recircularea amestecului denitrificat din zona anoxică elimină recircularea nitraţilor, asigură mediul anaerob de eliminare a fosforului, necesită volume mici.

Dezavantajele includ: creşterea energiei de pompare şi a costurilor de întreţinere, necesită valori ridicate ale raportului CBO5/P (15-20mg CBO5/mg P).

Procedeul VIP

Specific acestui procedeu este faptul că apa uzată intră în bazinul anaerob unde se amestecă cu debitul recirculat din zona anoxică, după care intră în bazinul anoxic unde se combină cu amestecul nitrificat recirculat din zona aerată şi cu nămolul activat recirculat, rezultând un amestec care intră în zona anoxică şi apoi în cea aerată.

Avantajele procedeului sunt: recircularea nitratului în zona anoxică reduce cerinţele de oxigen şi consumul de alcalinitate, recircularea efluentului zonei anoxice în zona anaerobă reduce încărcarea în nitraţi a zonei anaerobe, sistemul se poate adapta pentru reducerea P în tot timpul anului şi sezonier pentru N, necesită volume mai mici de bazin.

Dezavantajele constau în: energia de pompare şi cheltuieli de întreţinere mari, eficientă redusă la temperaturi scăzute.

Procedeul MBR cu UF

Una din tehnologiile cele mai performante de epurare biologică, este utilizarea ultrafiltrării direct în bazinul cu nămol activat. [1] Din schema clasică a treptei biologice, alcătuită din bazin cu nămol activat şi decantor secundar se renunţă la decantorul secundar, rolul lui fiind preluat de membranele UF introduse în bazinul cu nămol activat. Avantajul metodei este eliminarea decantorului secundar şi a liniei de recirculare a nămolului. Nu se elimină recircularea internă în partea amonte a compartimentului de denitrificare.

Performanţe obţinute: valori < 5 mg/l pentru CBO5, < 5 mg/l pentru azotul amoniacal, < 0,1 mg/l pentru fosforul total, reducerea semnificativă a coliformilor totali, reducerea semnificativă a coliformilor fecali.


Procesele utilizate în schemele de epurare lixiviat sunt prezentate în tabelul următor. Tabelul 2

Procese utilizate în schemele de epurare pentru lixiviat

Nr. crt. Procesul de epurare Aplicare Observa’ii

Procese biologice

1 Namol activat Îndepărtarea materiei organice

Sunt necesari aditivi, antispumanţi, agenţi de limpezire

2 Reactoare cu funcţionare ciclică

Îndepărtarea materiei organice

Similar cu namolul activat;fără aditivi; pentru debite relativ mici

3 Bazine de stabilizare aerobă Îndepărtarea materiei organice Necesită suprafeţe mari

4 Procese cu peliculă fixă (biofiltre, contactori biologici rotativi)


Utilizat pentru efluenţi industriali, insuficient testat pentru lixiviaţi

5 Depozite lagunare anaerobice


Consum energetic mai mic decât sistemele aerobice; necesită încălzire; instabilitate proces; mai lent decât sistemele aerobice

6 Nitrificare/denitrificare Îndepărtarea azotului Se pot realiza simultan prin îndepărtarea materiei organice;

Fizice/chimice

7 Sedimentare Îndepărtarea materiilor în suspensie

Singur are limitată aplicarea;bine de combinat cu alte procedee

8 Filtrare Îndepărtarea materiilor în suspensie Folosit ca etapă intermediară

9 Stripare Îndepărtarea amoniacului sau a materiilor oragnice volatile

Necesită echipament de control al poluării aerului

10 Curăţire Îndepărtarea materiilor oragnice volatile Costuri mari energetice

11 Adsorbţie Îndepărtarea materiilor oragnice volatile

Tehnologie de recuperare; costuri variabile

12 Schimb de ioni Îndepărtarea materiei anorganice dizolvate Utilă ca etapă de decapare

13 Ultrafiltrare Îndepărtarea bacteriilor şi a masei moleculare mari Aplicabilitate redusă

14 Osmoza inversă Soluţii diluate de materie anorganică Necesită pretratare

15 Neutralizare Control pH Aplicabilitate limitată

16 Precipitare Îndepărtarea metalelor şi a unor anioni

Rezultă namol; se impune eliminarea deşeurilor periculoase

17 Oxidare Îndepărtarea materiilor organice; anorganice Optim pentru deşeuri diluate

18 Evaporare Nu se permite la descărcarea lixiviatului

Poate fi costisitor


În tabelul 3 sunt date rezultatele obţinute prin aplicarea unora dintre schemele de epurare în Germania. Tabelul 3

Eficienţa diverselor metode în eliminarea anumitor grupuri de substanţe din lixiviat [2]

Substanţe filtrabile AOX Metale

grele CBO5 CCO Azot Hidrocarburi volatile Saruri

Epurare biologică (-) (-) (-) X (X) X (-) - Sedimentare/ Flotaţie (X) (X) (-) (-) (-) - - - Filtrare X (-) (X) (-) (-) - - - Extracţie - (X) - - - - - - Osmoza inversă X X X (X) (X) (X) (X) X Schimb de ioni - - X - - - - - Precipitare/ sedimentare (X) (X) X - (X) - - -

Adsorbţie (X) X (-) (-) (X) - X - Oxidare chimică - (X) (-) (-) (X) - (X) - Evaporare X (X) X X X (X) (X) X Incinerare X X (X) X X X X X

X adecvat , (X) adecvat cu anumite limite, - inadecvat , (-) eliminare numai parţială ca efect secundar

Tabelul 4

Procese de epurare şi rezultatele obţinute

Parametru Domeniu

valori lixiviat brut

Nitrificare/denitrificare, precipitare/sedimentare

adsorbţie Osmoza inversă Nitrificare/denitrificare

Osmoza inversă

Cărbune 5 mg/l

Cărbune 20mg/l

Treapta I pH 6,8

Treapta II pH 6,8

Treapta I pH 6,8

Treapta II pH 6,8

NOC mg/l 1000 -60000 7501 200 < 100 < 20 < 50 < 10

CBO5 mg/l 50-40000 < 10 < 10 < 30 < 10 < 10 < 2

TKN mg/l 500-5000 110 80 400 < 50 < 20 < 5

NH4-N mg/l 400-4000 < 5 < 5 3601 < 401 < 5 < 1

NO3-N mg/l < 10 400 400 < 5 < 2 35 < 5

NO2-N mg/l < 1 < 2 < 2 < 1 < 1 < 1 < 1

AOX μg/l 300 - 4000 550 300 < 8002 < 2002 < 5002 < 502

CI mg/l 500 - 5000 3500 3500 300 100 300 100

Nota: 1 –valoare determinată la fază de laborator; 2 – valoare influenţată de mărimea particulei

Procedee combinate

Procedeele combinate sunt aplicate pentru eficienţa lor. În alegerea unei metode sau a combinaţiilor de metode se ţine cont de: existenţa substanţelor nefiltrabile, prezenţa AOX, a metalelor grele, concentraţiile de CCO, CBO5, amoniu, existenţa solvenţilor halogenaţi, a nitratului, nitriţilor şi sărurilor. Pentru alegerea procedurilor combinate un criteriu este faza în care se află depozitul generator de lixiviat. Astfel pentru un lixiviat provenit de la un depozit aflat în faza metanului se poate alege:

‐ tratarea (UF) ca metodă principală, precipitare + cărbune activ a doua treaptă sau oxidare chimică;

‐ tratarea biologică – ca metodă principală – tehnologia bioreactoarelor (MBR) împreună cu adsorbţia pe cărbune activ; schema necesită pretratare, utilizarea treptelor chimice/fizice sau a oxidării chimice;

‐ oxidarea chimică ca metodă principală – preferabilă pentru lixiviatul provenit de la depozitele închise; utilizarea oxidării chimice asigură buna funcţionare a metodelor biologice.


4. Evaluari comparative ale metodelor de epurare pentru un lixiviat generat de un depozit în „faza metanogenă”

La alegerea unei scheme optime de epurare a lixiviatului, se va avea în vedere calitatea lixiviatului şi condiţiile de evacuare ale acestuia. In aceste condiţii calitatea efluentului va întruni condiţiile calitative impuse de NTPA 001 sau 002/2005. Având în vedere capacitatea de epurare a staţiei din aval, se va ţine cont în special de parametrii AOX, NH4

-N, cloruri şi metale grele, potenţial regăsite în lixiviat şi pentru care staţiile de epurare menajere au un grad de epurare redus. Analizând situaţiile ipotetice, pot fi precizate urmatoarele formule optime/eficiente de epurare.

Tabelul 5

Situaţie comparativă metode combinate pentru epurarea lixiviatului[2]

Tipul lixiviatului Nr. crt. Procese combinate

Faza metanului Faza acidă Faza viitoare

1 Nitrificare/denitrificare, precipitare/sedimentare, cărbune activ (*) datorită ηNOC,AOX şi reziduu (+) (*)din cauza

multiplicării sărurilor

2 OI, evaporare, uscare (+) + ++

3 Nitrificare/denitrificare, OI, evaporare, uscare ++ datorită usurarii OI + +

4 Evaporare, uscare, eliberare de N, OI (*) din cauza consumului ridicat de energie (+)

5 Bioreactoare (MBR), OI (++) (+) (+)

6 Evaporare, uscare puţine rezultate privind funcţionarea

7 Biomembrane, cărbune activ (*) datorită ηNOC, AOX şi anorganic (+) (*)

8 Nitrificare/denitrificare/UF, oxidare chimică, biologică (*) datorită ηNOC,AOX şi anorganic (+) (*)

datorita ηanorganic

9 Nitrificare/denitrificare/UF, oxidare chimică, evaporare, uscare

++ datorită rezidiului (+) costuri mari

++ datorită rezidiului (*) costuri

mari

++ datorită rezidiului (*) costuri mari

Nota: (+) adecvat cu limite ;+ bine ;++ foarte bine ;(*) nerecomandabil

Datorită numeroşilor compuşi conţinuţi în lixiviat doar metodele combinate pot asigură obţinerea eficienţei şi încadrarea în norme.

5. Concluzii

În acest sens din analiza rezultatelor obţinute la diverse depozite ecologice de deşeuri din străinătate dar şi din monitorizarea tehnologiilor de epurare aplicate la doua depozite de deşeuri din România a rezultat a fi eficienta următoarea soluţie tehnologică de epurare: bazine de omogenizare a lixiviatului, corecţia pH-lui, sedimentarea, filtrarea pe membrane UF, OI, în special BMR, epurarea biologică evansată cu eliminare de azot şi fosfor.

Bibliografie

[1] Angela Călin, Epurarea avansată a apelor uzate –Teză de doctorat, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti 2008

[2] * * * Îndreptar tehnic pentru deşeuri din localităţi Germane (Technical Guide for the waste of a German town) 2005 [3] Stelian Ianuli Teza de doctorat – Optimizarea instalatiilor pentru nitificarea şi denitrificarea apelor uzate UTCB 2002 [4] * * * Ghid Naţional privind cele mai bune tehnici disponibile pentru depozitele de deşeuri Proiect de Twinning

RO/2004/IB/EN-04 Implementarea şi aplicarea acquis-ului de mediu cu accent pe IPPC ARPM Craiova [5] Diego Paredes – Landfill Leachate Treatment în Constructed Wetlands; Removal of High Nitrogen Loads 2006 [6] * * * Water Treatment Membrane Processes - American Water Works Association Reseearch Fundation 1996


ULTRASONAREA NĂMOLULUI ORĂŞENESC CA METODĂ DE VALORIFICARE ENERGETICĂ PARŢIALĂ

ULTRASONIC TREATMENT OF URBAN SLUDJE AS A METHOD OF PARTIAL ENERGY RECOVERY

Ioana BERCU1

Rezumat: Implementarea Directivei 91/271/EEC are impact direct în creşterea volumului de nămol produs în staţiile de epurare din ţările membre ale UE, fiind necesare strategii sustenabile de valorificare/ eliminare a sa. Una dintre metodele de reducere şi îmbunătăţire a calităţii nămolului produs este tratarea sa prin ultrasonare înainte de fermentarea anaerobă. Aceasta metodă este propusă pentru nămolul produs la SE Târgu Mureş, fiind urmată de uscare şi utilizată în agricultură. S-au calculat costurile şi beneficiile ultrasonării în ambele variante şi s-a concluzionat că recuperarea investitiei s-ar realizaă în 13 luni.

Cuvinte cheie: ultrasonare, valorificare, namol oraşenesc

Abstract: Implementation of Directive 91/271/EEC has a direct impact in increasing the volume of sludge produced in wastewater treatment in EU countries; sustainable strategies are needed for safely removing/ using these sludges. One of the methods of reduction and improvement of produced sludge quality is ultrasonic treatment, applied before anaerobic digestion. This method is proposed for the sludge produced in Targu Mures SE, followed by drying used in agriculture. Sludge sonficiation costs and benefits are calculated in both variants, concluding that the investment recovery would be achieved in 13 months.

Keywords: ultrasonic, energy recovery, sludge

1. Introducere

Paralel cu îmbunătăţirea calităţii efluentului staţiilor de epurare orăşeneşti (conform Directivei 91/271/EEC), apare problema complexă a creşterii cantităţii nămolurilor rezultate din epurarea apelor uzate, nămoluri în care se concentrează contaminaţii din apele uzate. Scopul general este introducerea tratamentului secundar pentru toate localităţile peste 2000 de locuitori, ceea ce pune autorităţile locale faţă în faţă cu problema eliminării/valorificării în siguranţă a nămolurilor rezultate din epurarea apelor uzate. Astfel, in ultimii ani, nămolul din staţiile de epurare orăşeneşti a devenit un subiect în numeroase conferinţe internaţionale, tratat de comitete ştiinţifice interstatale, ceea ce reflectă conştientizarea faptului că nămolul produs este pe o curbă ascendentă, în timp ce cerinţele de calitate impuse sunt tot mai stringente şi totuşi, presiunile economice cer soluţii ieftine.

Nămolul este produs în contexte tehnice, economice şi sociale diferite, necesitând în fiecare din cazuri o abordare holistică pentru a se putea pune în balanţă beneficiile, impacturile şi costurile (directe şi indirecte) ale soluţiilor posibile de eliminare/ valorificare şi pentru a se putea institui regimuri eficiente de control şi management.

1 - drd. fizician. Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Sandu Marin, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Tehnical University of Construction Bucharest), Facultatea de Hidrotehnică ( Faculty of Hydrotehnics)


Strategiile de valorificare/eliminare finală namolului trebuie să ţină cont în primul rând de posibilităţile de recuperare a resurselor continute în acesta.

O opţiune de valorificare a resurselor din namol este aplicarea tratamentului de ultrasonare inainte fermentarea anaeroba a namolului pentru extragerea maximă a biogazului urmată de uscarea şi utilizarea în agricultură (sau depozitarea, dacă nu este posibilă utilizarea în agricultură). Astfel aceasta opţiune are o dublă valenţă, atât energetică (prin energia suplimentară produsa), cât şi materială (prin valorificarea nutrienţilor din namol).

2. Condiţionarea prin ultrasonare

Prin condiţionarea namolului se urmăreşte îmbunătăţirea proceselor de fermentare şi reducere a umidităţii din aval, în special pentru nămolul activ. Prin tendinţa relativ recentă a staţiilor de epurare de renunţare la decantoarele primare (pentru a se păstra sursa de carbon pentru denitrificarea ulterioară), creşte ponderea nămolului activ produs în cantitatea de nămol finală până la un procent de 100%. Nămolul activ are caracteristici de fermentare şi filtrabilitate scăzute datorită structurii sale celulare, fiind necesare tehnici de condiţionare performante pentru îmbunătăţirea acestora. Printre acestea se numară tehnicile de dezintegrare mecanică, care urmăresc distrugerea celulelor namolului activ pentru eliberarea continutului organic şi apei .

Condiţionarea prin ultrasonare este una dintre tehnologiile de dezintegrare mecanică cele mai răspândite şi mai eficiente [1].

Obiective:

- Creşterea eficienţei degradării materiei organice (cu aprox 30-45%);

- Creşterea producţiei de biogaz (cu aprox. 30-45%);

- Scăderea cantităţii de nămol produse;

- Creşterea conţinutului de SU în nămol după deshidratare (precedată sau nu de fermentare);

- Reducerea necesarului de polimeri;

- Eliminarea umflării nămolului;

- Creşterea eficienţei denitrificării şi fermentării anaerobe.

Descriere:

Nămolul activat este bombardat cu unde acustice (frecventa >20kHz). Forţele atractive din lichid sunt neutralizate şi se formează bule, are loc fenomenul de cavitaţie cu implozia bulelor de gaz şi obţinerea unor presiuni şi temperaturi foarte ridicate, ceea ce determină forfecarea şi distrugerea suprafeţelor bacteriilor, fungilor şi altor materii celulare din nămol .

Instalaţia de ultrasonare poate fi instalată în diferite locaţii în fluxul de tratare a nămolului în funcţie de obiectivul urmărit:

- Pe linia nămolului activ recirculat, pentru reducerea producţiei de nămol în exces, prevenirea umflării nămolului, îmbunătăţirea denitrificării (prin disponibilitatea carbonului suplimentar din interiorul celulelor ).

- Pe linia nămolului în exces, pentru creşterea eficienţei de degradare a substanţei organice înainte de fermentare şi/sau pentru îmbunătăţirea filtrabilităţii înainte de îngroşare/ deshidratare


La staţiile de epurare din Germania în care s-a instalat ultrasonarea, costurile de capital s-au amortizat în perioade de la 8 luni la 3 ani [2].

La staţia de epurare Mannheim Germania [3] se practica fermentarea anaerobă a nămolului mixt, 50% primar şi 50% secundar, îngroşat la 10% SU înainte de fermentare. De la punerea în funcţiune a ultrasonării, eficienţa degradării substanţei organice a crescut la 70%. Producţia de biogaz a crescut cu 45%, cu generarea de 1,2 MW suplimentări de energie electrică. Capacitatea necesară pentru uscare a scăzut cu 25%. Astfel investiţia s-a amortizat în 8 luni de la punerea în funcţiune.

Deşi la energii mari de circa 200 MJ/kg SU se poate obţine o dezintegrare de 100% a celulelor nămolului activ, costurile energiei necesare pentru acest grad de dezintegrare devin un dezavantaj major [1]. Considerându-se energia suplimentară necesară pentru acest proces, o balanţă energetică per total pozitivă este cheia fezabilităţii economice acestui tip de tratament.

3. Problema nămolului la SE Târgu Mureş

Fluxul principial de tratare a nămolului la staţia de epurare Târgu Mureş este:

Nămolul în exces este pre-îngroşat static până la o concentraţie de circa 6%SU. Nămolul în exces îngroşat se amestecă cu nămolul primar şi este pompat în treapta de digestie anaerobă. Digestia anaerobă a nămolului are loc în două fermentatoare mezofile. Deshidratarea nămolului fermentat este asigurata de două prese melc tip ROTAMAT ROS 3/2 şi ROS 3/3 ( capacitatea 27 mc/h).

Namolul deshidratat este depozitat. Depozitarea este rezolvată doar pe termen scurt (inclusiv anul 2012), până la epuizarea capacităţii de stocare a amplasamentului autorizat pentru depozitare.

Biogazul generat în timpul digestiei este utilizat pentru cogenerarea de energie electrica şi termică. Unitatea de cogenerare utilizează un motor cu combustie internă Caterpillar, ce funcţionează cu gaze naturale şi biogaz. Capacitatea unităţii de cogenerare este de 437kWe + 730kWt. Randamentele de producţie energie electrică şi termică ale instalaţiei de cogenerare sunt 35%, respectiv 50%.

Problema principală pe lina namolului la SE Târgu Mureş în prezent este umiditatea ridicată a nămolului deshidratat, de circa 83%, care creează dificultăţi în manipularea acestuia şi necesită spaţii mari pentru depozitarea finală. Pe termen lung, este necesara identificarea unei solutii de valorificare/eliminare finală sustenabilă a nămolului.

4. Ultrasonarea nămolului la SE Târgu Mureş

Ca optiune de valorificare finală a namolului la SE Târgu Mureş la nivelul anului 2030, se propune utilizarea în agricultură (preferabil pentru culturi energetice), precedată de îmbunătăţirea fermentabilitatii şi filtrabilităţii nămolului în exces prin ultrasonare. Prin ultrasonare se obţine eliberarea conţinutului celular, creşte eficienta de degradare a substantei organice din nămolului, şi producţia de biogaz obţinută, are loc o stabilizare eficientă a nămolului. Soluţia rezolvă şi eliberarea apei intra- si inter-celulare, micsorând astfel umiditatea namolului deshidratat.

Fluxul de tratare a nămolului propuse presupune introducerea ultrasonarii nămolului activ îngroşat, fermentarea, deshidratarea, uscarea nămolului până la circa 90%SU, utilizarea în agricultură, în cazul în care calitatea nămolului o va permite sau depozitarea intr-un depozit ecologic.

O analiză succintă a fezabilităţii ultrasonării ţine cont de costuri şi de beneficii.

Mai jos sunt calculate:


- cantitatea suplimentară de biogaz produs prin ultrasonare, şi

- reducerea volumelor de nămol care trebuie uscat, respectiv valorificat.

Aceste valori sunt utilizate ulterior pentru calculul beneficiilor ultrasonarii. Cazul A Cazul B Fara sonificare Cu sonficare nămol activ Nămol primar kgSU/zi 6.881 6.881 Conţinut substanţă uscată %SU 3,50% 3,50% Volum nămol primar m3/zi 195 195 Conţinut substanţă organică %SV 64% 64%

Nămol activ îngroşat kgSU/zi 8.100 8.100 Conţinut substanţă uscată %SU 6% 6% Volum nămol activ m3/zi 133 133 m3/zi 5,5 5,5 Conţinut substanţă organică %SV 69% 69% Retenţie zile 22 22

Intrare metantanc: Substanţă uscată în nămol kgSU/zi 14.981 14.981 Substanţă volatilă în nămol kgSV/zi 9.993 9.993 Volum nămol m3/zi 328 328 Concentraţie nămol %SU 4,55% 4,55%

Eficienta fermentare nămol primar %SV red 55% 55% SV redusă kg/zi 2.422 2.422 SU rămasă kg/zi 4.459 4.459 Eficienta fermentare nămol secundar %SV red 25% 52% SV redusă kg/zi 1.397 2.906 SU rămasă kg/zi 6702 5194 Reducerea SU t/an 550,77

Ieşire metantanc: Conţinut SU după fermentare kg SU/zi 11.161 9.652 tSU/an 4.074 3.523 Conţinut SV după fermentare kg SV/zi 6.173 4.664 Conţinut SV după fermentare %SV 55,31% 48,32% Volum nămol fermentat m3/zi 328 328

Conţinut SU după fermentare 3,39% 2,93% Producţie unitara biogaz m3/kg SV red 0,8 0,8 Producţie zilnica biogaz m3/zi 3.055 4.263 Producţie anuala biogaz m3/an 1.115.235 1.555.855 Creşterea eficienţei 39,51% Creşterea producţiei de biogaz m3/an 440.620

Deshidratare si uscare nămol fermentat Procent SU în nămolul deshidratat 17,30% 25% Cantitate nămol deshidratat kg/zi 64.517 38.610 t/an 23.549 14.092 Grad de uscare pentru depozitare 35% 35% Cantitate namol uscat t/an 11.640 10.066 Apa evaporata t/an 11.909 4.026 Reducerea apei de evaporat t/an 7.882 Reducerea cantitatii de namol uscat 1.574 Grad de uscare pentru agricultura 90% 90% Cantitate namol uscat t/an 4527 3915 Reducerea cantitatii de namol uscat 612 Apa evaporata t/an 19.022 10.178 Reducerea apei de evaporat t/an 8.844


Pe baza cantităţilor de nămol şi biogaz calculate mai sus, se pot analiza costurile şi economiile generate de sonificarea nămolului activ, în cele două variante:

Varianta 1: Depozitarea nămolului uscat cu 35% SU Varianta 2: Utilizarea in agricultura a nămolului uscat cu 90% SU Costurile datorate ultrasonării sunt aceleaşi pentru ambele variante:

Costuri Debit nămol sonificat m3/h 5,54 Energie specifică necesară pentru ultrasonare kWh/m3 2,6 Putere consumată kW 14,41 Costuri de investiţie (amortismente) Costuri de investiţie pentru 2 unităţi de ultrasonare euro/an 260.862 €

Durata de amortizare ani 10 Amortismente euro/an 26.086 € Costuri de operare: Durata de funcţionare ore/zi 24 ore/an 8760 Energie electrică consumată pe an kWh/an 126.217 Cost unitar energie euro/KWh 0,2 Cost energie consumată anual euro/an 25.243 € Costuri de întreţinere anuale (inclusiv schimbarea sonotrozilor după 15 000 ore funcţionare)

euro/an 898 €

Costuri operaţionale anuale euro/an 26.142 € Costuri totale anuale euro/an 52.228 €

Economiile in cele 2 variante sunt:

Economii Varianta 1 Varianta 2 a)Economii datorita cantităţii reduse de nămol de uscat euro/an 275.884 € 309.543 € Reducerea cantităţii de apă de eliminat t/an 7.882 8.844 Necesar unitar de energie termică pentru evaporarea apei kWh/kg 1,00 1,00 Economia de energie termică kWh/an 7.882.406 8.844.076 Preţ energie termică euro/kWh 0,035 0,035 b)Economii datorită cantităţii reduse de nămol de eliminat euro/an 39.341 € 16.523 € Cost unitar pentru eliminarea nămolului (inclusiv transport) euro/t 25 27 Scăderea cantităţii de nămol de eliminat t/an 1.574 612 c)Economii prin cantitatea suplimentara de gaz metan produs Cantitate suplimentară de gaz metan m3/an 286.403 286.403 Energie specifică conţinută kWh/m3 9,88 9,88 Energie suplimentară corespunzatoare kWh/an 2.829.661 2.829.661 Eficienţă electrică grup de cogenerare 35% 35% Energie electrică suplimentară produsă 990.381 990.381 Cost energie electrică suplimentară produsă 198.076 € 198.076 € Eficienţă termică grup de cogenerare 50% 50% Energie termică suplimentară produsă 1.414.831 1.414.831 Cost energie termică suplimentară produsă 49.519 € 49.519 € Economii totale anuale 286.936 € 264.119 €


Diferenţa economii- costuri de operare anuale 260.795 € 264.119 € Perioada de recuperare a investiţiei luni 12,00 11,85

5. Concluzii

Introducerea ultrasonării la SE Târgu Mureş este o soluţie fezabilă de creştere a eficienţei de fermentare şi a filtrabilităţii nămolului, având o perioada de recuperare a investiţiei de 12 luni, în ambele variante de valorificare/eliminare finală considerate.

Nămolul fermentat are în continuare circa 48% conţinut volatil, aşadar soluţia de eliminare finală prin depozitare poate fi o variantă fezabilă doar pe termen mediu, fiind în contradicţie cu prescripţiile europene de reducere a deşeurilor organice depozitate.

Preferabilă este soluţia de valorificare a nămolului în agricultură, ca fertilizant pentru culturi energetice, în cazul în care acestea vor fi disponibile în proximitate la nivelul anului 2030.

Astfel fluxul propus este o soluţie prin care se poate asigura recuperarea nutrienţilor din nămol fără a se pierde în totalitate potenţialul energetic al nămolului fermentat.

Bibliografie

[1] Weemaes, M.P. J. ja Verstraete, W.H. 1998. Evaluation of current wet sludge disintegration techniques. J. Chem. Technol. Biotechnol. 73: 83-92, 1998

[2] Wolff, H.J., Nickel, K., Houy, A., Lundén, A. Neis, U.: Two years experience on a large German STP with acoustic disintegration of waste activated sludge for improved anaerobic digestion. Proc. Bioenergy for our future, 11^th IWA World Congress on Anaerobic Digestion, 23-27 September, Brisbane, Australia 2007

[3] Hein Andreas - Experience return of ultrasound applied to sludge digestion at the Mannheim WWTP (725.000 p.e.)-Conference Sludge 2008 – Angers, France


SIMULĂRI DINAMICE ALE INSTALAŢIILOR FRIGORIFICE SOLARE CU ABSORBŢIE

DYNAMIC SIMULATIONS OF THE SOLAR ABSORPTION REFRIGERATION SYSTEMS

Cătălina VASILESCU1, Dragoş HERA2

Rezumat: Instalaţiile cu absorbţie cu dublu efect cu LiBr-H2O prezintă coeficienţi de performantă mai ridicaţi decât cele cu un singur efect. Este de aşteptat ca şi instalaţiile care funcţionează cu soluţie amoniac şi săruri să arate acelaşi comportament. Sărurile de azotat de litiu şi tiocianat de sodiu împreună cu amoniac au fost propuse ca amestecurile perfecte ce se pot utiliza în instalaţiile cu absorbţie pentru aplicaţii cu temperaturi negative. Sunt studiate două configuraţii de instalaţii cu absorbţie solare: cele care au o rezervă de energie de temperatura înaltă şi cele cu o rezervă de energie de temperatură scăzută. Instalaţia este proiectată pentru acoperirea necesarul de răcire unui abator de porci în condiţii de vara mediteraneană. Performanţa instalaţiei cu absorbţie cu dublu efect în paralel cu soluţie amoniac-azotat de litiu acţionate de captatori solari cilindrico-parabolici este determinată prin efectuarea unor simulări dinamice.

Cuvinte cheie: instalaţii cu absorbţie, amoniac-azotat de litiu, ciclu cu dublu efect

Abstract: Double-effect LiBr-H2O absorption systems present significant higher COP than single effect. It is expected that the double effect ammonia-salt systems will show comparable advantages too. In the past, mainly lithium nitrate and sodium thiocyanate have been proposed as the most ideal salts that are mixed with ammonia for sub-zero temperature applications with absorption systems. Two configurations of the solar absorption systems are studied: those which have a low temperature and those which have a high temperature storage tank. The system is designed to supply the cooling load for a pork slaughterhouse under Mediterranean summer conditions. The performance of double-effect parallel flow ammonia-lithium nitrate absorption system driven by parabolic through solar collectors is predicted by carrying out dynamic simulations

Keywords: absorption systems, ammonia-lithium nitrate, double-effect cycle

1. Introducere

Instalaţiile frigorifice cu absorbţie utilizează ca fluid de lucru o soluţie binară compusă dintr-un agent frigorific şi un absorbant. Cele mai folosite perechi de substanţe sunt: amoniac-apă (NH3-H2O) şi apă-bromura de litiu (H2O-LiBr). Ciclurile cu absorbţie cu NH3-H2O sunt folosite in principal pentru obţinerea temperaturilor negative, pe când ciclurile cu H2O-LiBr sunt dispuse mai mult pentru aplicaţii de aer-condiţionat datorită condiţiilor de funcţionare favorabile. Cu toate că aceste soluţii sunt utilizate de mulţi ani, fiecare soluţie are câte un dezavantaj. Perechea NH3-H2O are absorbantul volatil şi în urma fierberii soluţiei nu se obţin vapori puri de agent frigorific. Pentru prevenirea acestui inconvenient, se introduc în instalaţie utilaje auxiliare pentru

1 Prep. drd. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Assistant Professor, PhD student, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Instalaţii (Faculty of Building Services), e-mail: [email protected] 2 Prof. dr. ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Professor, PhD, Technical University of Civil Engineering), Facultatea de Instalaţii (Faculty of Building Services), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Conf.dr.ing. Ilie Anica, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de Termotehnică(Thermotechnique Department)


rectificarea vaporilor [1]. Toate acestea conduc la o configuraţie complicată şi la un cost mai ridicat pentru construcţie.

Câteva studii prezentate anterior au demonstrat răcirea cu energie solară folosind captatori solari de temperatura înalta şi chillere cu absorbţie cu dublu efect cu H2O-LiBr. O instalaţie cu absorbţie solară compusă din captatori solari cilindrico-parabolici cu aria 52 m2 si un sistem cu absorbţie cu dublu efect a fost instalată şi studiata pentru aplicaţii de răcire şi încălzire la Carnegie Mellon University în Pittsburg [2]. Alt studiu arată că o clădire comerciala din Sacramento California a fost echipată cu un chiller cu dublu efect McQuay/Sanyo de 70 kW şi captatori solari concentraţi [3].

Au fost făcute cercetări pentru a găsi noi fluide de lucru. Sărurile de azotat de litiu şi tiocianat de sodiu împreună cu amoniac au fost propuse ca amestecurile perfecte ce se pot utiliza în instalaţiile cu absorbţie pentru aplicaţii cu temperaturi negative [4].

În instalaţiile cu absorbţie cu dublu efect, fierberea soluţiei pentru separarea agentului frigorific de absorbant se face în două etape. Temperatura sursei de căldură necesară pentru acţionarea instalaţiei trebuie sa fie mai ridicată decât pentru instalaţiile cu un singur efect. În acest sistem, căldura de acţionare este folosită a doua oară. De aceea, ciclu cu dublu efect prezintă coeficienţi de performanţă mai ridicaţi decât ciclu cu un singur efect.

Instalaţiile cu absorbţie cu mai multe efecte au fost studiate pentru soluţia de H2O-LiBr de către Grossman [5]. Figura 1 prezintă variaţia COP-ului în funcţie de temperatura agentului încălzitor pentru temperatura apei răcite de 7ºC şi temperatura apei de răcire de 30ºC. Pentru fiecare instalaţie cu absorbţie există o valoare minimă pentru temperatura agentului încălzitor sub care instalaţia nu mai funcţionează deloc. Cu cât temperatura creste peste aceasta valoare, COP-ul începe sa crească brusc. Instalaţia cu un singur efect are rezultate bune în domeniu de temperaturi 80-100ºC. Peste această temperatură, este mai bine să se facă trecerea la instalaţiile cu dublu efect care funcţionează cu performanţă mai ridicată până la valoarea temperaturii de 160ºC. Peste această temperatură, instalaţiile cu triplu efect prezintă cea mai buna performanţă.

Fig. 1. Variatia COP-ului in functie de temperatura sursei pentru ciclurile cu mai multe efecte

S-a arătat anterior ca instalaţiile cu absorbţie cu dublu efect care funcţionează cu LiBr-H2O prezintă coeficienţi de performanţă ridicaţi. De aceea este de aşteptat ca şi instalaţiile care funcţionează cu soluţie amoniac şi săruri să prezinte acelaşi comportament.

Principalul obiectiv al acestui studiu este cercetarea fezabilităţii soluţiei de NH3-LiNO3 pentru instalaţiile frigorifice cu absorbţie cu dublu efect. Obiectivul final este de a determina dacă aceste instalaţii acţionate de energie solară la un nivel înalt de temperatură se pot folosi pentru aplicaţii frigorifice cu temperaturi negative. Pentru îndeplinirea acestui obiectiv s-au realizat simulări dinamice folosind date meteorologice.


2. Instalaţia frigorifică cu dublu efect

Figura 2 prezintă schema instalaţiei frigorifice cu absorbţie cu dublu efect care este compusă din: un absorbitor, un vaporizator, doua condensatoare, două fierbătoare şi trei schimbătoare de căldura. Căldura cedată din al doilea condensator (C2) este folosită la fierberea soluţiei de NH3-LiNO3 în fierbătorul de presiune joasă (F2).

Fig. 2. Instalaţia cu absorbţie cu dublu efect cu soluţie NH3-LiNO3 Fig. 3. Ciclu cu absorbţie cu dublu efect

Ciclu cu absorbţie cu dublu efect are trei nivele de presiune: presiunea joasă corespunzătoare vaporizatorului şi absorbitorului, determinată de temperatura de vaporizare, presiunea medie prezentă în condensator (C1) şi în al doilea fierbător (F2) determinată de temperatura de condensare şi presiunea înaltă din primul fierbător (F1) care este dată de temperatura de condensare din al doilea condensator (C2) (fig. 3).

Instalaţiile cu absorbţie cu dublu efect se clasifică în funcţie de circulaţia soluţiei bogate:

- Configuraţia în serie: toată soluţia care pleacă din absorbitor este pompată şi trece succesiv prin schimbătorul de căldură de temperatura scăzuta, schimbătorul de căldură de temperatură înaltă şi apoi prin fierbătorul de înaltă presiune.

- Configuraţia în paralel: soluţia care pleacă din absorbitor este pompată si împărţită la cele două fierbătoare

- Configuraţia invers paralel: toată soluţia care pleacă din absorbitor este pompată şi trece succesiv prin schimbătorul de căldură de temperatura scăzuta si apoi prin fierbătorul de presiune scăzuta. La ieşire, o parte din soluţie este trimisă la schimbătorul de căldura de temperatura scăzuta şi restul este pompată prin schimbătorul de căldura de temperatură înaltă la fierbătorul de înalta presiune.

Firmele producătoare de sisteme cu absorbţie care folosesc configuraţia în serie sunt McQuay/Sanyo, configuraţia în paralel este utilizată de York/Hitachi şi Carrier/Ebara iar configuraţia invers paralel este folosită de Trane/Kawasaki/Thermax [6].

3. Instalaţii frigorifice solare cu stocare de energie

Instalaţiile cu absorbţie prezintă un interes crescut pentru cercetare atunci când sunt acţionate de energii regenerabile cum este energia solară. Exista mai multe tipuri de captatori solari care se pot folosi pentru acţionarea instalaţiilor cu absorbţie. Pentru a furniza un agent termic încălzitor cu o temperatură înaltă necesar pentru acţionarea instalaţiei cu dublu efect, trebuie folosiţi captatori solari în care radiaţia solară este concentrată. În acest studiu se folosesc captatori solari cilindrico-parabolici compuşi din oglinzi parabolice care se rotesc în jurul axei lor focale.


Sistemul de urmărire roteşte captatorul după axa sa până când raza centrala de soare si direcţia normala a suprafeţei sunt coplanare. Oglinzile parabolice pot fi aşezate pe direcţia N-S sau E-V. Aşezarea N-S colectează mai multă energie vara si mai putina iarna. De obicei intr-un an, aşezarea N-S colectează mai multa energie decât aşezarea E-V. Studiile anterioare au arătat că aceşti captatori solari pot produce temperaturi între 50 si 400 °C, iar performanţa lor a fost determinată aproximativ 75% chiar si pentru o diferenţa mare intre temperatura fluidului la intrarea în captator şi temperatura mediul exterior [7]. Instalaţiile cu absorbţie solare se compun din captatori solari, un sistem frigorific cu absorbţie cu dublu efect în paralel şi un rezervor de stocare de energie. Stocarea de energie se poate realiza la o temperatură înaltă sau la o temperatura scăzută.

Fig. 4. Instalatie frigorifica solara cu rezerva de energie de temperatura înaltă

Figura 4 prezintă instalaţia cu absorbţie solară cu o rezervă de energie de temperatură înaltă. Fierbătorul instalaţiei frigorifice cu absorbţie funcţionează cu energie solară sau cu energie convenţională folosind combustibil. Energia solară este absorbită de captatorii solari şi acumulată în rezervorul de stocare. Când temperatura din rezervorul de stocare este mai mică decât cea necesară pentru acţionarea instalaţiei cu absorbţie cu dublu efect, valvele V1 si V2 se închid şi se foloseşte sursa auxiliara. Dacă temperatura rezervorului de stocare devine mai mare decât cea necesară, fluidul circula parţial între valvele V1 si V2 iar debitul trebuie controlat cu vana cu 3 cai pentru a se realiza temperatura necesara pentru acţionarea instalaţiei frigorifice.

Fig. 5. Instalaţia frigorifică solară cu rezerva de energie de temperatura scăzută


Figura 5 prezintă instalaţia cu absorbţie solară cu o rezervă de energie de temperatura scăzută. Captatorii solari absorb radiaţia solara, o convertesc în căldură şi transferă această căldură agentului termic care circula prin captator. Agentul termic conduce energia solară colectată de captatori la instalaţia cu absorbţie cu dublu efect. În perioada în care energia solară nu este disponibila, consumatorul foloseşte energia stocată în rezervor.

4. Rezultate

Se consideră ca instalaţia este situată în Napoli, în sudul Italiei la latitudinea de 40.50º. Această zonă are un climat mediteranean cu ierni blânde şi umede şi veri calde şi uscate. Instalaţia frigorifica produce necesarul de răcire pentru un abator de porc cu un maxim de 600kW şi un minim de 100kW în timpul nopţii. Se poate vedea profilul sarcinii de răcire în figura 7. Performanţa instalaţiei frigorifice cu absorbţie solare depinde de datele vremii. Valorile radiaţiei solare măsurate pe o suprafaţa orizontala din oră in oră în Napoli au fost utilizate ca date de intrare pentru simulare. Radiaţia solară directă primită de captatorul solar cilindrico-parabolic este obţinută prin înmulţirea unghiului de incidenta cu radiaţia solară directă primită pe suprafaţa captatorului. Unghiul de incidenta este calculat pentru orientarea N-S.

00.10.20.30.40.50.60.70.80.9

1

CO

P

Ora locală

1 iulie2 iulie3 iulie

tC = 27.9 °CtV= - 24.7 °C

Fig. 6. Variaţia COP-ului pentru instalaţia frigorifica cu absorbţie cu dublu-efect pentru condiţiile meteorologice din

Napoli Figura 7 arată variaţia temperaturii a rezervorului de energie de temperatura scăzuta presupunând că acesta are temperatura iniţiala de -20 ºC atunci când instalaţia începe să funcţioneze în prima zi din iulie. Acest rezervor foloseşte soluţie de CaCl2 şi apă. La răcire se foloseşte numai căldura sensibila şi de aceea mărimea rezervorului este foarte mare: 394 m3.

-40

-35

-30

-25

-20

-15

-10

-5

0

Tem

pera

tura

rez

ervo

rulu

i de

ener

gie,

°C

Ora locală

1 iulie2 iulie3 iulie

Fig. 7. Variaţia temperaturii din rezervorul de energie de temperatură scăzută


0

100

200

300

400

500

600

700

800

900

Pute

re, k

W

Ora locală

Necesarul de răcireEnergia solarăEnergia sursei auxiliareEnergia fierbătorului

Fig. 8. Energia solară, necesarul de răcire, puterea de acţionare a instalaţiei cu absorbţie si energia sursei adiţionale

Figura 8 prezintă rezultatele obţinute pentru ziua de 1 iulie şi o suprafaţa de 1200 m2 de captatori solari. Energia folosită pentru sursa auxiliara este reprezentată cu linia de culoare roşie. Sursa auxiliara funcţionează până în jurul orei 9:15 dimineaţa, după care instalaţia funcţionează cu energie solară. Se observă că în mijlocul zilei, energia solară reprezentată cu lina de culoare albastră este mai mare decât energia de care are nevoie instalaţia reprezentată cu linia punctată de culoare verde. Energia stocată în rezervor, este folosită seara până la 20:00, după care se observă o funcţionare intermitentă a sursei auxiliare.

5. Concluzii

Rezultatele au arătat ca valorile coeficientului de performanţă pentru ciclul cu dublu efect cu soluţie NH3-LiNO3 sunt foarte bune, fiind aproape de două ori mai mari decât valorile ciclului cu un efect. Pentru a produce temperatura la consumator de -15 ºC, valoarea maximă atinsă pentru coeficientul de performanţă este 0,87. Teoretic o instalaţie cu absorbţie solară poate funcţiona cu un rezervor de energie cu temperatură scăzută, dar dimensiunea acestuia este foarte mare atunci când se foloseşte numai căldura sensibila. Dacă s-ar folosii şi căldura latentă pentru răcire, volumul rezervorului ar scădea.

Bibliografie

[1] Hera, D., Girip, A., Instalatii Frigorifice Scheme si Cicluri Frigorifice, Volumul II, Matrix Rom, Bucuresti, 2007

[2] Duff W.S., Winston R., O’Gallagher J. J., Bergquam J., Henkel T., Performance of the Sacramento demonstration ICPC collector and double effect chiller, Solar Energy 76, 175-180, 2004

[3] Qu M., Yin H., Archer D., A solar thermal cooling and heating system for a building: Experimental and model based performance analysis and design, Solar Energy, Vol. 48, 166-182, 2010

[4] Sun D., Comparison of the performance of NH3-H2O, NH3-LiNO3 and NH3-NaSCN absorption refrigeration system, Energy Convers. Mgmt, Vol. 39, No 5/6, 357-368, 1998

[5] Grossman, G., Solar-powered system for cooling, dehumidification and air-conditioning, Applied Thermal Engineering, 72, No.1, 53-62, 2002

[6] Torrella, E., Sanchez, D., Cabello, R., Larumbe, J., Llopis, R. On-site real-time evaluation of an air-conditioning direct-fired double-effect absorption chiller, Applied Energy, 86:968-975, 2009

[7] Kalogirou S.A., Solar thermal collectors and applications, Progress in Energy and Combustion Science 30, 231-295, 2004


SISTEME TERMICE INOVATIVE PENTRU CASE PASIVE

NEW THERMAL SYSTEMS FOR PASSIVE HOUSES

Gabriel IVAN1, Răzvan CALOTĂ2

Rezumat: În această lucrare sunt prezentate anumite tipuri de schimbătoare de căldură ce pot fi utilizate la instalaţiile dintr-o casă pasivă. Caracteristicile unei case pasive, ce are un consum foarte scăzut de energie, reclamă utilizarea unor echipamente cu grad ridicat de compactitate. Aceste echipamente pot include şi materiale cu schimbare de fază pentru îmbunătăţirea transferului termic. De asemenea, la o casă pasivă, este foarte important să se utilizeze sursele de energie regenerabile cum ar fi solul. Se prezintă câteva detalii despre principiul de funcţionare a unor schimbătoare de căldură precum şi motivul pentru care este oportună utilizarea lor la casele pasive.

Cuvinte cheie: schimbătoare de căldură, case pasive, materiale cu schimbare de fază

Abstract This paper analyzes the particularities of some heat exchangers commonly used during passive houses design. The characteristics of the passive houses, which are very low energy consumers, require the usage of specific equipment, with high degree of compactness. Heat exchangers based on phase change materials belong to this category. Renewable energy sources, such as solar energy or the thermal energy accumulated in the soil, are very well suited to be implemented in passive houses. Consequently, exchangers designed to extract heat from the ground are of particular interest in this context. The authors present some details about the operation principles of this equipment as well as the reasons that lead to their implementation in passive houses.

Keywords: heat exchanger, passive house, renewable energy source, PCMs

1. Introducere

În ultimii zece ani elemente din structura caselor pasive au fost implementate atât în construcţiile noi, cât şi la reabilitarea celor existente, ca rezultat al unor încercari reuşite în domeniu. Reabilitarea termică poate reduce consumurile energetice până la 30 kWh/m2an sau funcţie de configuraţie şi structură până la cele ale casei pasive de 15 kWh/m2an. Marea majoritate a componentelor sunt cele specifice unei construcţii noi, cu unele inovaţii cum ar fi creşterea gradului de termoizolare, a celei de la interior în particular. Într-o casă pasivă se pastrează condiţiile de confort atât vara cât şi iarna fără a fi necesară încalzirea din surse exterioare sau condiţionarea. Performanţele termice ale anvelopei au crescut în prezent datorită tehnologiilor inovatoare, conducând la o reducere notabilă a consumurilor energetice astfel încât sistemele tradiţionale de încalzire au devenit supradimensionate.

2. Noi tipuri de sisteme HVAC

Noile valori ale necesarului de caldură, cauzate de structura nouă, conduc la aparate cu grad ridicat de compactitate. Cele actuale sunt de dimensiuni şi puteri mult prea mari faţă de necesarul 1 Prof.dr.ing Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de Termotehnică (Thermotechnique Department), e-mail: [email protected] 2 Prep.drd.ing. Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de Termotehnică (Thermotechnique Department), e-mail: [email protected] Referent de specialitate: Prof.univ.dr.ing. Iordache Florin, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti (Technical University of Civil Engineering Bucharest), Catedra de Termotehnică (Thermotechnique Department)


existent. Alte inconveniente sunt date de zgomotul produs precum şi de praful vehiculat în încaperile de locuit. Schimbatoarele de caldură din noile sistemele HVAC sunt foarte compacte datorită nivelului scăzut al necesarului de energie. Pentru majoritatea ţărilor din Europa, temperatura de comfort pentru un spaţiu de locuit se situează între 17o şi 23oC. Încălzirea prin radiaţie de joasă temperatură din cadrul elementelor anvelopei se bazează pe o temperatură constantă în spaţiul locuit, la care se adaugă posibilitatea unei raciri sau încălziri a aerului cu un ecart de 3oC, cu ajutorul sistemelor automatizate. Este de dorit ca sistemele de încălzire a aerului dintr-o casă pasivă să aibă un randament bun de recuperare a căldurii. Aerul proaspăt introdus în încapere ar trebui să aibă o temperatură de cel puţin 16.5oC, având o eficientă electrică mai mică de 0.44 Wh/m3. Mai mult decât atât anvelopa trebuie să fie etanşă (< 3%), cu grad ridicat de izolare fonică, nivelul maxim fiind de 24 dB(A) [1]. În ceea ce priveste consumul de energie primară, atât clădirile de locuit cât şi clădirile cu alte destinaţii au un nivel mult mai scăzut faţă de casele obişnuite existente. Drept urmare, recuperările de energie sunt foarte importante, cu atât mai mult în clădirile în care este necesară atât o răcire cât şi o încălzire, în acest caz fiind utilizate pompele de caldură.

3. Schimbătoare de căldură

3.1. Schimbătoare de căldură pământ-aer

Sursele de energie regenerabile, cum ar fi energia termică acumulată în pământ, sunt potrivite pentru implementare la casele pasive. Începând cu o anumită adâncime, temperatura pământului devine constantă pe tot timpul anului, indiferent de temperatura exterioară. Se poate profita de acest element prin vehicularea unei cantităţi de aer rece preluat din mediul exterior, în sezonul rece, printr-un schimbător de caldură. Astfel, va creşte temperatura aerului introdus în instalaţiile din casa pasivă cu câteva grade. Un astfel de schimbător este prezentat în figura 1. Aranjamentul este tip buclă Tickelman, astfel încât aerul care este extras din exterior, pe timpul iernii la temperatură scăzută, să fie repartizat uniform în conductele de legătură dintre distribuitor şi conducta de evacuare a aerului încălzit în instalaţiile de climatizare din casa pasivă. Majoritatea sistemelor sunt realizate din conducte având diametre cuprinse între 100 şi 600 mm, uşor crestate, pentru a nu acumula umiditatea, realizate din plasic rigid sau semirigid, cu un strat interior antimicrobian. Conductele sunt îngropate la adâncimi între 1,5 şi 3 m unde temperatura are valori între 10 şi 23 °C în zonele temperate. Se preferă diametre mai mari întrucât oferă un contact mai bun cu suprafaţa pământului. Debitul mai mic de aer duce la un transfer de căldură mai bun şi la posibilitatea vehiculării unor volume mari de aer.[8]

Fig. 1. Schimbător de căldură cu pământul


3.2. Schimbătoare de căldură cu fire subţiri

Cercetările recente au dus la dezvoltarea unui schimbător de căldură cu fire subţiri, care oferă posibilitatea încălzirii clădirilor cu temperaturi foarte scăzute. Prima încercare de a construi un astfel de schimbător (Fiwihex) s-a făcut în Franţa în anul 1927. Procesul de cercetare şi realizare a fost înfăptuit de către dr. Noor van Andel împreună cu fiul său Eur într-un fost salon de cosmetică din Almelo, Olanda. [2]

Până de curând, apa rezultată din producţie cu temperaturi între 24 şi 25oC nu putea fi utilizată la încălzirea clădirilor decât prin intermediul unei pompe de căldură.

O aplicaţie a tehnologiei schimbătoarelor de căldură cu fire subţiri are un procent de recuperare a energiei din sistemul de ventilare de 80-90 %. În prezent se utilizează schimbătoare tip aer-aer care conţin câţiva km de fire subţiri de cupru. Acestea permit şi măsurarea concentraţiei de CO2 a aerului.

Dimensiunile schimbătorului de căldură sunt: 2 mm grosime, 150 mm lăţime şi 300 mm înălţime. Firele sunt sudate unele lângă celelalte, la o distanţă de 10 mm, pe tuburile compacte, la partea superioară şi la partea inferioară a acestora.

Se adaugă în structura plată un ventilator tangenţial, aşa cum se observă în figura 2. Aceste ventilatoare industriale trebuie să fie modificate pentru utilizarea în casele de locuit. Fiecare schimbător cuprinde aproximativ 15 km de fire răsucite din cupru de diametru ∅1mm şi cântăreşte în jur de 500 grame. Dimensiunile scăzute fac posibilă extragerea acestuia din spaţiul unde este poziţionat pentru a-l putea curăţa sub duş sau în maşina de spălat vase.

Un schimbător de căldură cu fire subţiri este de aproximativ 8 ori mai eficient decât schimbătoarele de căldură cu plăci. Are marele avantaj că jumătatea situată la exterior este rece iar interiorul este cald, fiind schimbătorul cu cea mai mică dimensiune care poate fi realizată în zilele noastre.

Fig. 2. Schimbător de căldură cu fire subţiri

3.3 Schimbătoare de căldură cu materiale cu schimbare de fază (PCMs)

Un alt sistem inovator este implementarea materialelor cu schimbare de fază în structura schimbătoarelor de căldură.

Materialele cu schimbare de fază sunt materiale cu puncte de topire şi solidificare relativ apropiate. Această caracteristică poate fi aplicată pentru stocarea energiei dintr-o sursă de energie regenerabilă, cum ar fi energia solară, şi utilizarea acesteia când sursa va deveni indisponibilă. Căldura va fi furnizată sub formă de căldură latentă unui agent care va circula printr-un schimbător de căldură.

În astfel de configuraţii, apa ca agent primar va prelua căldura latentă de topire a PCM şi va fi vehiculată în instalaţiile din interiorul caselor pasive.


Schimbătorul de căldură trebuie prevăzut cu o foarte bună izolaţie, care să împiedice pierderile de căldură spre exterior şi eventual, cu anumite rezistenţe termice în interiorul masei de materiale cu schimbare de fază, care să permită topirea materialelor când energia din sursa regenerabilă este insuficientă. PCMs sunt integrate în schimbătoarele de căldură sub forma unor microcapsule.

Pot fi cercetate numeroase configuraţii pentru schimbătoare de căldură utilizând PCMs, un astfel de exemplu fiind prezentat în figura 3.[7]

Materialul cu schimbare de fază se găseşte în peretele exterior al schimbătorului, iar în interiorul acestuia circulă doi agenţi în contracurent agentul de lucru preluând căldura latentă de topire a PCM.

Fig 3. Schimbător de căldură cu materiale cu schimbare de fază

4. Concluzii

O casă pasivă necesită condiţii speciale pentru schimbătoarele de căldură. Schimbătoarele trebuie să aibă un grad ridicat de compactitate, iar puterea termică specifică a acestora este legată de necesităţile casei. Energia este recuperată de la surse de energie regenerabile cum ar fi aer, sol, apă sau energie solară. Pentru fiecare tip de schimbător prezentat cercetările sunt în progres.

Bibliografie

[1] Burkhard Schulze Darup - A vision becomes a standard – 12th International Conference on Passive Houses 2008, Nueremberg, Germany (p 41- 50);

[2] Jon Kristinsson – Fine-Wire Heat Exchanger for Heating and Cooling Passive Houses – 12th International Conference on Passive Houses 2008, Nueremberg, Germany (p 357- 362);

[3] SolidWorks 2007 SP0.0, Dassault Systèmes SolidWorks Corporation, 300 Baker Avenue, Concord, Massachusetts;

[4] Documentation for ANSYS and ANSYS Workbench, Release 11.0, 2007, ANSYS, Inc., Southpointe, 275 Technology Drive, Canonsburg, PA 15317, USA;

[5] Xavier Faure, Kevin Johannes, Florence Joussellin, Patrick Pierson, Daniel Quenard - Integrated PCMs solar system within the building envelop. Heat SET 2007, Chambery, France;

[6] Mehling, Cabeza- Heat and cold storage with pcm, Ed. Springer, 2009; [7] Longardner Robert- Phase change material heat exchanger with heat energy transfer elements extending

through the phase change material, Publication Date: 20.11.2003, Indianapolis, USA. [8] Girja Sharan -Performance of Single Pass earth-Tube Heat Exchanger: An Experimental Study Lab Centre for

Mgt in Agriculture, Indian Institute of Management, Ahmedabad; [9] Prof.dr.ing. G. Ivan, Prep.ing. Calotă RĂZVAN: „Utilizarea pompelor de caldură la casele de construcţie

specială cu consum redus de energie”. ,a XV-a Conferinţa Confort, Eficienţa, Conservarea Energiei Şi Protecţia Mediului, 26-28 noiembrie 2008, Bucureşti.

Doctoral Nr1!2!2011

Documents

Transcript of Doctoral Nr1!2!2011