nr. 3 RO/2011

CUPRINS

Florin BACIU, Victor ARAD, Susana ARAD, Susana IANCU (APOSTU) Reabilitarea ecologică a carierelor Sfântu Gheorghe şi Bodoş 2

Doru CIOCLEA, Constantin LUPU, Ion TOTH, Ion GHERGHE, Cornel BOANTĂ Tehnologie nouă aplicată la rezolvarea reţelelor complexe de ventilaţie 8

Florin G. FAUR Elaborarea unei noi metodologii de calcul a notelor de bonitate acordate factorilor de mediu (apa) 12

Carmen Georgeta FLOREA, Adrian Alexandru DRESCHER, Vlad Alexandru FLOREA Posibilităţi de calcul ale împingerii active asupra zidurilor de sprijin pentru versanţii căilor rutiere lărgite 18

Dumitru IACOB Aspecte tehnice privind funcţionarea nodurilor de distribuţie din carierele E.M.C. Jilţ 23

Dacian Paul MARIAN, Ilie ONICA, Eugen COZMA Analiza de sensibilitate a parametrilor albiilor de scufundare la variaţia principalilor factori geo-minieri 29

Alin Cosmin SMEU Realizări şi soluţii de viitor privind redarea în circuitul economic a haldelor şi terenurilor degradate de exploatările la zi din zona Olteniei 36

Vasile ZAMFIR, Horia VÎRGOLICI, Olimpiu STOICUŢA Sinteza poziţională a mecanismului manivelă - piston 44

UNIVERSITATEA DIN PETROŞANI Str. Universităţii, nr 20, 332006, Petroşani, jud. Hunedoara Informaţii: tel. 0254 / 542.580 int. 296, fax. 0254 / 543.491

Cont: RO91TREZ368504601X000062 C.U.I. 4374849 Trezoreria Petroşani e-mail: [email protected], [email protected]

www.upet.ro

Lucrările trebuie trimise la una dintre adresele de mai sus, atât în lb. română cât şi în lb. engleză, împreună cu un abstract şi 4 cuvinte cheie. Responsabilitatea conţinutului articolului aparţine exclusiv

autorilor. Lucrările nepublicate nu vor fi returnate. © Copyright Revista Minelor 2011 – apare trimestrial

Editura UNIVERSITAS Petroşani

ISSN 2247 -8590 ISSN-L 1220 - 2053

Revista Minelor este acreditată de către Consilul Naţional al Cercetării Ştiinţifice din Învăţământul Superior (CNCSIS) în categoria B+

Revista Minelor este indexată în Baza de Date Internaţională EBSCO Publishing S.U.A.

http://www.ebscohost.com/titleList/a9h-journals.pdf

Editor: Ec. Radu ION Tiparul: Universitatea din Petroşani – Atelier Multiplicare-Minitipografie

REABILITAREA ECOLOGICĂ A CARIERELOR SFÂNTU GHEORGHE ŞI BODOŞ

Florin BACIU*, Victor ARAD**, Susana ARAD***, Susana IANCU (APOSTU)****

Abstract: Exploatarea resurselor minerale în cariere produce modificări majore ale suprafeţelor şi în consecinţă un impact major pentru populaţie. În anumite cazuri stabilitatea solului sau chiar a construcţiilor poate avea efecte catastrofale. Astfel că reabilitarea terenurilor afectate şi reducerea sau eliminarea efectelor poluării reprezintă probleme majore în procesul de închidere a activităţii miniere. În acest scop este necesară realizarea măsurilor de reabilitare ecologică a zonelor afectate. Cercetarea de faţă reprezintă o sinteză a unui vast studiu legat de activitatea de închidere a minelor din cadrul SNC Ploieşti S.A.

Cuvinte cheie: cărbune, cariere, închiderea minelor, stabilitate, reabilitare ecologică, Introducere

Societatea Naţionala a Cărbunelui S.A. Ploieşti s-a înfiinţat după reorganizarea Regiei Autonome a Cărbunelui Ploieşti care s-a desfiinţat în 1997. În prezent are în componenţă opt exploatări miniere aflate în tot atâtea judeţe şi asigură necesarul de cărbune energetic la termocentralele din Bacău, Braşov, Zalău şi Oradea. La momentul actual majoritatea exploatărilor subterane sunt închise, cu excepţia sectorului Jugur, din zona Câmpulung, jud. Argeş. În exploatare mai sunt carierele: Aninoasa din jud. Argeş, Racos din jud. Covasna şi carierele Filipeşti şi Ceptura din jud. Prahova. Din punct de vederea al impactului asupra mediului, carierele de lignit cu ponderea cea mai mare asupra producţiei de cărbune, de-a lungul timpului au fost cele două subunităţi din judeţul Covasna, carierele Sfântu Gheorghe si Bodoş. Activitatea de închidere a obiectivelor miniere şi reconstrucţia ecologică a zonelor afectate de lucrările de exploatare este una din cele mai complexe activităţi după exploatarea şi valorificarea rezervelor de resurse minerale [1]. Carierele Bodoş şi Sf. Gheorghe constituiau unităţi de exploatare a lignitului la suprafaţă, înfiinţate în anul 1987. Ineficienţa economică datorită în principal calităţii slabe a cărbunelui ____________________________________ *Director SNC Ploieşti, drd. Univ. din Petroşani **Prof. univ.dr.ing. Universitatea din Petroşani *** Conf.univ.dr.ing. Universitatea din Petroşani **** Drd. Universitatea din Petroşani

extras, a determinat oprirea activităţii productive la sfârşitul lunii aprilie a anului 2004. Volumul total al descopertei se ridica la peste 16 milioane m3, iar producţia extrasă se ridica la 2.000.000 tone lignit, care s-a utilizat la producerea energiei electrice şi la încălzirea locuinţelor. Reabilitarea ecologică a suprafeţelor afectate de exploatarea lignitului din carierele Bodoş şi Sf. Gheorghe are ca obiectiv refacerea ecosistemelor la nivel structural şi funcţional precum şi asigurarea de resurse abiotice şi biotice necesare dezvoltării durabile. Geologia regiunii

Bazinul sedimentar post tectonic Baraolt prezintă o geologie relativ complicată, datorată atât proceselor geotectonice de formare a bazinului şi a celor ulterioare în care au fost antrenate formaţiunile purtătoare de cărbuni cât şi proceselor de sedimentare specifice care au generat acumularea straturile de cărbuni. Perimetrul minier este situat în extremitatea sudică a depresiunii Bârsei, formaţiunile fiind constituite din depozite de molasă cu cărbuni de vârstă pliocen-pleistocenă care stau peste depozite de fliş cretacic. Zăcământul este alcătuit din 10 straturi de cărbune cu grosime şi extindere variabile determinate de condiţiile de sedimentare şi de configuraţia fundamentului cretacic. Complexul cărbunos propriu-zis este caracterizat printr-o alternanţă de nisipuri cenuşii, nisipuri gălbui grosiere, uneori andezitice, marne tufacee, marne cărbunoase, argile vineţii sau verzui-albăstrui şi cărbuni.

În cadrul sub-formaţiunii, cele trei straturi de cărbune sunt alcătuite din mai multe bancuri, rar prezentându-se compact. Importanţa economică prezintă numai straturile I şi III. Vârsta acestei sub-formaţiuni este Pontian inferior.

Stratul III este stratul cu dezvoltarea maximă în bazin, având grosimi de 2 – 8,6 m şi este situat la adâncimi de 8–130 m în acoperişul stratului I [3]. Impactul produs de exploatare

Închiderea carierei Bodoş nu determină un impact socio-economic deosebit, deoarece majoritatea personalului a fost redistribuit carierei Racoş-Sud, carieră care se află în activitate productivă.

2

Revista Minelor - Nr. 3 / 2011

Prin închiderea carierelor Bodoş şi Sf. Gheorghe s-a realizat:

eliminarea zgomotului în zonă provocat de utilajele specifice în carieră şi pe drumul de acces ce străbate şi localitatea Bodoş;

eliminarea prafului din atmosferă produs în cariere, halde şi pe aliniamentul drumului de acces;

eliminarea suspensiilor solide din cursurile de apă din zonele limitrofe carierelor şi haldelor;

refacerea cadrului natural pe suprafeţele afectate de cariere şi de halde şi îmbunătăţirea solului de suprafaţă. Refacerea cadrului natural va ţine seama de zonele împădurite înainte de demararea carierelor, cât şi de suprafeţele cultivate în majoritate cu fân. Exploatarea cărbunelui în cariere a produs şi va produce un impact cauzat de apele uzate industriale şi menajere, evacuate de la incintele carierei, un impact produs de gospodărirea apelor şi un impact produs de apele rezultate din asecare evacuate din perimetrul carierei. Transportul cărbunelui pe drumul de exploatare şi drumul comunal a afectat infrastructura drumului comunal, deteriorarea podeţului de peste pârâul Baraolt, deteriorarea şanţurilor de gardă, a drumului comunal, infestarea aerului cu suspensii de praf şi degradarea a peste 80 ha de teren ce vor face obiectul modelării şi ecologizării. Prin activitatea de exploatare a lignitului în cariere se afectează calităţile factorului de mediu aer, prin emisii de praf, gaze si fum. Sursele de emisii de praf sunt depozitele de cărbune, depunerile de roci sterile din haldă, zonele de excavare, drumurile de acces din haldă şi carieră cât şi taluzurile şi bermele haldelor şi carierelor afectate de factorii climatici şi neacoperite cu strat vegetal. Poluarea aerului în aceste locuri este o poluare fizică. Auto-aprinderea cărbunelui din taluzurile carierei sau depozite, degajă gaze şi noxe ce se răspândesc în atmosferă. Impactul produs de activitatea de exploatare a cărbunelui asupra solului şi subsolului este atât de natură cantitativă cât şi calitativă. Impactul cantitativ asupra solului se concretizează prin ocuparea de carieră, haldă exterioară, utilităţi, a unor suprafeţe de teren cu scoaterea definitivă sau temporară din circuitul productiv, agricol sau silvic, fig.1.

O altă formă de manifestare a impactului este modificarea morfologiei zonei naturale, care s-a materializat prin apariţia altor forme de relief antropice. Impactul calitativ se manifestă prin distrugerea geo-litologiei naturale a terenului până la

adâncimea de peste 150 m datorate lucrărilor de descopertă pentru extracţia cărbunelui.

Fig.1. Impactul asupra solului

Impactul asupra solului din zonă se manifestă şi prin poluarea fizică cu praf de cărbune şi steril cât şi datorită proceselor de eroziune şi alunecări de teren, fapt ce conduce la scăderea fertilităţii zonelor limitrofe. Se poate concluziona că, activităţile principale şi auxiliare, desfăşurate în cadrul carierelor au exercitat asupra factorilor de mediu, în ansamblu, un impact negativ major, modificând aproape în totalitate ansamblul relaţiilor dintre componentele mediului înconjurător pe o suprafaţă de 300 ha. Reabilitarea ecologică a carierelor Bodoş şi Sf. Gheorghe

Închiderea şi restructurarea economică a exploatării lignitului este unul din subiectele de actualitate ale realităţii industriei miniere româneşti, care încearcă să se integreze în cerinţele UE. Procesul de restructurare a început după anii 90, la cerinţele Băncii Mondiale care s-a implicat activ în acest domeniu economic [2]. După anul 1989 sectorul energetic a fost susţinut intens de stat printr-un mare efort bugetar, statul cheltuind sume importante de bani prin subvenţii, transferuri şi alocaţii de capital. Din păcate, fondurile bugetare au fost insuficiente şi, din cauza menţinerii preţului de vânzare al cărbunelui energetic la un nivel scăzut, s-au înregistrat pierderi de exploatare la majoritatea operatorilor minieri [1]. Teritoriul ce face obiectul lucrări este situat în raza teritorială a oraşului Baraolt, din hotarul satului Bodoş, iar parcelele care vor fi împădurite înainte de expropriere au fost administrate de fostul Ocol silvic Baraolt– Direcţia Silvică Covasna. Indicatorii tehnico-economici sunt redaţi în Tabelul 1 [3]. Obiectivul lucrărilor constau în:

reinstalarea vegetaţiei forestiere pe haldele fostei cariere;

ameliorare condiţiilor pedoclimatice;

3


refacerea echilibrului ecologic în zonă prin refacerea biodiversităţii;

ameliorarea peisajului local şi general.

Tabelul 1. Indicatorii tehnico-economici Indicator Valoare Suprafaţa totală luată în studiu, St = 16,61 ha Suprafaţa efectivă de împădurit Se = 16,61 ha Gard viu contra păşunatului LG = 2650 m Durata de realizare T = 7 ani

Suprafeţele cuprinse în perimetrul minier de exploatare cât şi cele adiacente acestuia care poartă “amprenta” activităţii de exploatare în carieră şi care nu necesită remodelări vor fi supuse reabilitării şi ecologizării, astfel ca acestea să ajungă la randamentul agricol la nivelul avut înainte de a fi afectate. Lucrările de reabilitare ecologică a carierei Bodoş [3]

Activitatea productivă a carierei a încetat la sfârşitul lunii aprilie 2004 ca urmare a ineficienţei economice, factorul principal fiind calitatea slabă a cărbunelui extras, la data încetării activităţii-cariera Bodoş înregistra obligaţii financiare restante de 45.057.973.544 lei. Odată cu încetarea activităţii productive toate utilajele şi instalaţiile din carieră au fost dislocate şi redistribuite la E. M .Căpeni. Proiectul tehnic privind închiderea şi ecologizarea carierei Bodoş s-a realizat printr-un complex de lucrări care să garanteze siguranţa şi stabilitatea zonei şi în egala măsură ecologizarea zonei, cu redarea suprafeţelor ocupate de carieră şi halda exterioară a acesteia, în circuitul agricol şi silvic [5]. În cadrul proiectului s-a construit un lac de acumulare, fiind dezafectate cele trei incinte amenajate în perimetrul carierei, s-a reamenajat drumul de acces care a deservit în exclusivitate cariera şi de asemenea linia electrică LEA care a deservit alimentarea utilajelor din carieră. Oprirea activităţii carierei a coincis cu încetarea evacuării apelor de pe vatra acesteia. Construcţia lacului ce va înmagazina apele va fi orientată nord-est şi sud-vest. Lacul de acumulare va avea lungimea de 295 m la nivelul luciului de apă şi lăţimea la fundul lacului de 30 m. Unghiul de taluz al pereţilor va fi 120 . Roca rezultată din excavaţie a constituit material necesar remodelării suprafeţei. Suprafaţa ocupată de fosta cariera necesită lucrări de rambleiere care să asigure stabilitatea versanţilor, stabilitate dată de construcţia treptelor cu următoarele elemente constructive: lăţimea

minimă a berme este de 10 m; unghiul de taluz al treptelor de 15°; înălţimea maximă a treptelor de 10 m. Materialul necesar rambleierii provine din roca din halda exterioară şi din roca rezultată în urma execuţiei canalului de debuşare. Operaţiile necesare modelării carierei sunt: excavarea sterilului, transportul sterilului, împrăştierea şi nivelarea sterilului, compactarea sterilului. Suprafaţa modelată v-a fi acoperită cu un strat de sol fertil ce va fi compactat, scarificat, fertilizat cu îngrăşăminte chimice, însămânţat cu sămânţă de ierburi perene. Pentru asigurarea stabilităţii, pe latura vestică a suprafeţei modelate, pe o lăţime medie de 20 m va fi împădurită cu salcâm la fel şi lungimea de 370 m. Remodelarea suprafeţei se execută în acelaşi timp cu geometrizarea haldei exterioare, excesul de pământ din haldă constituie materialul de rambleu şi remodelare a acestei suprafeţe. Suprafeţele remodelate ale carierei şi haldei se vor împăduri, prin aceasta realizându-se stabilitatea taluzurilor, refacerea suprafeţelor împădurite distruse prin lucrările de exploatare a lignitului. Halda existentă necesită lucrări de rambleiere – debleiere, fertilizare şi înierbare. Excesul de rocă constituie materialul necesar remodelării suprafeţei ocupate cu cariera. Odată cu modelarea haldei de steril se va executa un zid de sprijin în versantul estic, al haldei, cu lungimea medie de 80 m . Canalele care urmăresc drumurile vor fi dimensionate, în funcţie de debitele maxime ale apelor pluviale, şi vor fi placate cu plăci de beton. Lungimea totala a acestora fiind de 14.000 m, fig.2 [4]. Reconstrucţia drumului comunal pe tronsonul care a fost folosit de către E.M. Căpeni pentru transportul cărbunelui din carieră, transportul utilajelor şi materialelor în carieră pe toată perioada de activitate productivă a carierei, lungimea tronsonului de drum va fi de 7,5 km. Ca urmare a exploatării intensive a lignitului şi transportul lui pe podul iniţial acesta a cedat fiind necesare repetate intervenţii constructive care nu au dat rezultatele scontate.

În aceeaşi locaţie dar cu orientare perpendiculară pe cursul pârâului Baraolt s-a construit un pod ce ţine seama de: deschiderea pârâului în locaţia stabilită, 20 m; debitul zilnic şi anual al mijloacelor de transport; gabaritul mijloacelor de transport; tonajul maxim al celui mai mare mijloc de transport; fig.3. Reabilitarea albiei pârâului Baraolt va consta din: dragarea albiilor, schimbarea cursului pârâului Baraolt în locaţia vechiului pod.

4


Fig.2. Canale de colectare

Costurile totale cu reabilitarea ecologică a carierei Bodoş sunt de 14.206.391,90 lei.

Fig.3. Vedere pod

Închiderea şi ecologizarea carierei Sfântul Gheorghe [4] Ecologizarea carierei impune menţinerea ecosistemelor formate în acumulările de apă din zona haldei Porumbele cu flora şi fauna şi utilizarea zonelor afectate ca loc de agrement. Din obiectivele proiectului fac parte umplerea parţială a fostei cariere şi formarea unui lac de agrement de 27 ha. Desfiinţarea parţială a haldei Porumbele se realizează prin transportul unui volum de 6.170.000 m3 de steril în carieră. Amenajarea terenurilor afectate, refacerea covorului ierbos şi plantare de puiet arboricol. Lucrările de amenajare şi ecologizare a carierei presupun parcurgerea a trei etape: etapa I:geometrizarea vetrei carierei; etapa II: formarea lacului; etapa III: înierbarea şi împădurirea taluzurilor. Geometrizarea vetrei carierei presupune executarea unor lucrări pentru captarea şi dirijarea tuturor afluxurilor de apă; subterane şi de suprafaţă spre un jomp central care va alimenta lacul, fig.4. Aceste lucrări au constat din captarea izvoarelor, din zona vestică, nord vestică, sudică prin, executarea de foraje arteziene, cu scopul de a permite executarea lucrărilor terasiere de geometrizare a vetrei carierei şi a lucrărilor de rambleiere şi acumularea apelor în vederea formării viitorului lac.

Se vor executa lucrări de terasiere şi geometrizare a carierei, urmate de rambleierea acesteia prin amenajarea taluzurilor definitive ale viitorului lac şi a zonelor limitrofe. Lucrările au constat din rambleierea vetrei carierei, până la cota stabilită pentru fundul lacului +550 m şi a taluzurilor prin transportarea materialului din halda Porumbele, împrăştierea şi compactarea acestuia la un grad de compactare de 95 [6]. Taluzurilor carierei sunt proiectate la un unghi de maxim 9° pentru a asigurarea stabilităţii acestora. Rambleierea vetrei şi talurilor se face prin depunerea materialului în straturi succesive de 30 cm cu nivelarea şi compactarea acestora la un grad de compactare de 95%. Pentru umplerea lacului se preia apa din Valea Crişului si se va realiza o priza de apă pe Valea Crişului şi o aducţiune ce va alimenta viitorul lac cu un debit de 5m 3/h.

Fig.4. Aspecte carieră

Canalul de deversare s-a realizat subteran, din tuburi de beton precomprimat cu diametrul de 1400 mm, pe traseu, lac - Valea Crişului pe o distanţă de 1.047m. Se va realiza un drum tehnologic ce va asigura întreţinerea şi supravegherea lacului după darea lui în exploatare. Înierbarea şi împădurirea taluzurilor presupune depunerea de sol fertil excavat din haldele de sol fertil, în grosime de 30 cm, pe taluzurile carierei, de la cota ce va reprezenta viitorul luciu al lacului la cota de +560 şi până la rama carierei situată la cota +570. Amenajarea flancului sudic va consta din reconfigurarea suprafeţelor astfel încât să nu se transporte cantităţi importante de masă minieră din halda Porumbele ci să se remodeleze taluzul flancului sudic prin dislocarea rocilor din partea exterioară a carierei şi umplerea golurilor din marginea taluzului.

5


Volumul de excavaţii necesare aducerii taluzurilor la un unghi de 90° de la cota +570 la cota + 560 este de 249.903 m3, iar volumul de umplutură este de 393.875 m3. Diferenţa de va fi adusă din halda de steril Valea Porumbele. Se va construi un drum de acces perimetral la limita sudică a carierei pe terenurile cu caracter juridic privat cu o lăţime de 5 m şi pilier de siguranţă de 5 m pentru accesul utilajelor terasiere necesare la execuţia lucrărilor de amenajare a flancului sudic si de depozitare a solului fertil şi pentru accesul proprietarilor la suprafeţele redate, fig.5 [4]. Halda de steril va alimenta cu masa minieră diferenţa de material necesar construirii flancului sudic şi respectiv al flancului sud-estic. Diferenţa de steril care nu va mai fi necesară pentru această reconstrucţie dar care va rămâne în incinta haldei se va aşterne uniform pe versantul sud vestic al văii Porumbele. După execuţia lucrărilor de geometrizare a haldei Porumbele pe această suprafaţă se va depune sol fertil din depozitul de sol fertil după care se va însămânţa continuând astfel lucrările din halda acum în execuţie. După finalizarea lucrărilor de reamenajare pe o suprafaţă de 455.750 m2, aceasta va fi redată în circuitul economic. Din această suprafaţă, 67.900 m2 vor fi plantaţi cu puiet. Lucrările de reamenajare a flancului sudic au fost proiectate să se desfăşoare pe o suprafaţă de 269.783 m2. După finalizarea lucrărilor de amenajare şi acoperire cu sol vegetal, se vor elibera 50.272 m2 care se vor da în folosinţă vechilor proprietari. În continuare, pentru o suprafaţă de 209.711 m2 sunt prevăzute a se executa lucrări de ecologizare, care se vor întinde pe o perioadă de timp de trei ani. Aceste lucrări vor consta din fertilizări ale terenurilor, însămânţări de ierburi perene şi plantarea de puiet arboricol.

Fig.5. Drum de acces perimetral

Costurile totale cu reabilitarea carierei Sfântul Gheorghe sunt de 72.442.471,93 lei [6].

Concluzii

În conformitate cu Legea Mediului la încetarea activităţii carierelor, s-au identificat următoarele efecte ale impactului asupra mediului înconjurător:

impactul determinant s-a manifestat asupra solului prin modificarea totală a morfologiei terenului pe întreaga suprafaţă de 106,6473 ha. În afara influenţelor directe solul a fost afectat prin apariţia unor fenomene de curgeri de material în versanţii al căror echilibru a fost modificat de lucrările de decopertare şi exploatare.

depunerile de steril în haldă s-au făcut în cadrul unor parametri care au conferit o stabilitate temporară;

nerespectarea parametrilor de haldare, a provocat în anumite zone scurgeri de material steril în aval.

dacă în zona de exploatare vegetaţia a fost distrusă în totalitate, în arealul învecinat vegetaţia şi fauna au fost afectate într-o mică măsură prin depuneri de pulberi sedimentabile, iar în cazul faunei prin activităţile antropice.

apariţia şi dezvoltarea exploatării a dus la modificări social – economice în zonă, care impun aplicarea unui program coerent de reconversie profesională odată cu încetarea activităţii de exploatare ce constă din redistribuirea personalului angajat la cariera Racoş Sud. Ca urmare a documentării amănunţite privind zona de analiză din punct de vedere al localizării geografice, al impactului exploatărilor miniere din cariera Bodoş şi cariera Sf. Gheorghe asupra zonei, din punct de vedere economic, social şi al factorilor de mediu, al împrejurărilor actuale existente, în vederea integrării elementelor relevante în circuitul durabil al evoluţiei zonei se vor respecta toate măsurile din proiect şi vor fi adaptate acolo unde exista neconcordanţe.

Pentru eliminarea efectelor exploatării lignitului, preîntâmpinarea acumulărilor de ape şi a alunecărilor de teren, suprafeţele afectate de cariera si halde vor fi remodelate.

Destinaţia suprafeţelor după remodelare si ecologizare: 18.064 m2 reprezintă suprafaţa lacului de acumulare; suprafeţele împădurite după remodelare reprezintă 79.673 m2; suprafaţa drumului de acces în suprafeţele remodelate si ecologizate ale carierei reprezintă 1.725 m2. Pe o suprafaţă de 355.957m2 se va face înierbarea fostei cariere, cât şi în zonele extinse din zonele estice şi vestice ce au fost remodelate.

6


Bibliografie 1. Arad, S., Arad, V., Nistor, C., Baciu, Fl., Nita, A. Predicting ground mouvments in post mining activity from Romania, Proc. of 5 th Conf. On Environment and Mineral Processing, Part II, VSB TU Ostrava, pp. .59- 67, ISBN 978-80-248-2388-1, Ostrava, Czech Republic, 2011

2. Arad, S., Arad, V., Chindriş, Gh. Geotehnica mediului, Ed. Polidava Deva, ISBN 973-99458-0-5, 232 pg., 2000

3. Baciu, Fl. Impactul asupra mediului a exploatărilor subterane şi la zi aparţinând S.N.C. Ploieşti, Raport de cercetare, Univ. din Petrosani, 2010

4. Baciu, Fl. Cercetări privind stabilitatea structurilor de suprafaţă: taluzuri, halde, versanţi din zonele miniere aparţinând S.N.C. Ploieşti, Raport de cercetare, Univ. din Petrosani, Raport de cercetare, Univ. din Petrosani,2010 5. *** Proiect tehnic de inchidere si ecologizare a Carierei Bodos, EM Capeni, 2007 6. *** Proiect tehnic de inchidere si ecologizare Cariera Sf. Gheorghe, Halda Porumbele, 2009.

7


TEHNOLOGIE NOUĂ APLICATĂ LA REZOLVAREA

REŢELELOR COMPLEXE DE VENTILAŢIE

Doru CIOCLEA*, Constantin LUPU*, Ion TOTH*, Ion GHERGHE*, Cornel BOANTĂ*

For providing the best possible occupational health and safety conditions for the staff working in potential explosive and/or toxic atmospheres, there are used special ventilation installations. For the case of underground operations, this aspect is quite complex because the ventilation network covers tens of kilometers. Also, the mining network is in a continuous change and consequently, the distribution of air flows along each branch is quite difficult to be made. The settlement of ventilation networks with the help of classical methods needs a lot of time and is difficult to be implemented; nevertheless the use of new methods, for ex. of new expert software, represents an accessible option. In order to settle the ventilation network related to Paroşeni mine, there has been used a Canadian expert software called CANVENT; as a result, there was settled both the basic network and there were simulated certain possible technical conditions that involved major changes regarding the distribution of air flows. This paper presents both the specific elements regarding the settlement of the ventilation network and the above said simulations Generalităţi

Reţelele de lucrări miniere prezintă un grad de complexitate ridicat putând atinge lungimi de zeci de kilometri. Pentru asigurarea condiţiilor optime de lucru în subteran, trebuie asigurată protecţia primară, protecţie realizată prin ventilaţie /3/. Aerisirea lucrărilor miniere are drept scop atingerea a trei obiective principale: – asigurarea concentraţiei de oxigen necesară personalului existent în subteran; – diluarea gazelor explozive şi/sau toxice care pot apărea în reţeaua de lucrări miniere; preluarea căldurii rezultate ca urmare a activităţii umane respective a gradientului ____________________________________ *Dr.ing. INCD INSEMEX Petroşani

– geotermic, care se degajă în reţeaua de lucrări miniere. Pentru realizarea unei ventilaţii eficiente la nivelul fiecărei lucrări miniere se impune optimizarea repartiţiei debitelor de aer în fiecare ramificaţie a reţelei/4/, fapt pentru care este necesară rezolvarea reţelei de ventilaţie la nivelul întregii mine. Un exemplu de reţea complexă de ventilaţie este cea aferentă minei Paroşeni. Analiza reţelei de aeraj a minei Paroşeni şi măsurători executate in situ

Aerajul general al minei Paroşeni se realizează ascendent, sub influenţa depresiunilor generate de staţia principală de ventilaţie nr. 18 VOD 30.

Extragerea cărbunelui din câmpul minier Paroşeni se realizează prin intermediul a patru abataje şi anume: – abataj frontal panou 4 str. 3 bl. VI oriz. 300; – abataj frontal panou 2 str. 3 bl. V oriz. 250; – abataj cu front scurt (pilier) str. 3 bl.V oriz. 250; – abataj cu front scurt panou 3 str.3 bl.V oriz. 250.

În conformitate cu proiectul anual de aeraj general pentru trimestrele II, III şi IV 2008, care ţine seama de structura reţelei de aeraj, de dispersia fronturilor de lucru aflate în exploatare, precum şi de funcţionarea staţiei principale de ventilaţie nr. 18 VOD 3.0, a fost prevăzută realizarea a trei circuite principale de aeraj, şi anume: – circuitul de aeraj al orizontului 250; – circuitul de aeraj al orizontului 300; – circuitul de aeraj al orizontului 360. Pentru cunoaşterea valorilor reale ale parametrilor aerodinamici specifici lucrărilor miniere din componenţa reţelei de aeraj a minei, s-au efectuat măsurători debitmetrice şi depresiometrice. Întreaga reţea de aeraj cuprinde 171 de joncţiuni (noduri) şi 216 ramificaţii /2/. Rezolvarea reţelei de aeraj a minei Paroşeni

Pentru rezolvarea acestei reţele de aeraj s-a utilizat metoda aproximărilor succesive Hardy Cross. Această metodă stă la baza unui program informatic specializat CANVENT conceput în Canada /1/. 3D-Canvent este o aplicaţie Windows şi a fost proiectat în sprijinul planificării, proiectării şi analizării sistemelor de ventilaţie minieră. 3D-Canvent combină o utilizare facilă a reprezentării grafice cu capacitatea proiectării reţelelor în 3D,

8


care permite opţiunea vizualizării reţelei în sistem bidimensional (X-Y, X-Z, Y-Z) şi/sau model tridimensional (X-Y-Z).

Cu ajutorul acestui software specializat s-a putut obţine rezolvarea reţelei de ventilaţie precum şi optimizarea repartiţiei debitelor de aer la nivelul fiecărei ramificaţii.

Rezolvarea reţelei de aeraj aferentă minei Paroşeni a necesitat parcurgerea următoarelor etape: • Marcarea pe schema spaţială de aeraj a joncţiunilor (nodurilor) aferente reţelei de ventilaţie; • Culegerea şi introducerea coordonatelor geodezice pentru nodurile şi ramificaţiile identificate, preluate din hărţile topografice aferente fiecărui orizont (fig. 1);

Fig. 1. Tabel cu noduri

• Efectuarea măsurătorilor de specialitate în situ care cuprind:

– parametrii aerodinamici ai lucrărilor miniere; – parametri geometrici ai lucrărilor miniere; – parametrii de stare ai aerului.

• Calculul rezistenţelor aerodinamice specifice fiecărei ramificaţii, şi introducerea acestora în baza de date (fig. 2);

Fig. 2. Tabel cu ramificaţii

• Reprezentarea reţelei de aeraj în sistem 3D sau 2D; • Rezolvarea reţelei care constă în repartiţia optimă a debitelor de aer la nivelul fiecărei ramificaţii (fig. 3).

Fig. 3

Modelări / simulări în reţeaua de aeraj general a minei Paroşeni utilizând programul 3D-Canvent

În vederea evaluării în perspectivă a influenţei

modificărilor care vor interveni în reţeaua de aeraj a minei cu privire la distribuţia curenţilor de aer /2/, atât ca mărime cât şi ca sens de circulaţie a acestora, a locurilor de amplasare a construcţiilor de dirijare şi reglare a debitelor de aer, precum şi a tipurilor de construcţii miniere de aeraj, de comun acord cu serviciul de securitate şi sănătatea muncii din cadrul E.M. Paroşeni, s-au stabilit următoarele simulări:

Simularea nr. 1 - Rezolvarea reţelei de aeraj în cazul modificării traseului de evacuare a aerului viciat pe noul plan înclinat de cap Panoul 4/3/VI orizont 300, implicit a construcţiilor de aeraj aferente.

Simularea nr. 2 - Rezolvarea reţelei de aeraj în cazul deschiderii unui grup format din 3 uşi de aeraj la orizontul 250, la baza suitorului de aeraj 250-360.

Simularea nr. 3 - Rezolvarea reţelei de aeraj în cazul deschiderii unui grup format din 3 uşi de aeraj amplasate la baza puţului orb 360-575.

Simularea nr. 4 - Rezolvarea reţelei de aeraj în cazul deschiderii unui grup format din 2 uşi de aeraj din galeria de legătură nr. 4 dintre galeria direcţională vest orizont 250 şi galeria direcţională conjugată aeraj orizont 250.

În cele ce urmează se prezintă cu titlu de exemplu rezultatele obţinute în urma efectuării a două dintre simulările prezentate anterior, şi anume simularea nr. 1 respectiv simularea nr. 4. Simularea nr. 1 - Rezolvarea reţelei de aeraj în cazul în care se modifică traseul de evacuare a aerului viciat pe noul plan înclinat de cap panou 4/3/VI orizont 300, implicit construcţiile de aeraj aferente

Prin aplicarea acestei simulări au rezultat următoarele (fig. 4):

Fig. 4

9


– distribuţia debitelor de aer în reţeaua de aeraj a minei Paroşeni s-a modificat semnificativ în special în zona lucrărilor miniere aferente blocului VI, unde, la nivelul abatajului frontal nr. 4/3/VI, debitul a scăzut de la 12,61 m3/s la 1,29 m3/s. – în urma stabilizării reţelei de aeraj care s-a realizat prin amplasarea unui număr de 5 construcţii de aeraj, a rezultat o repartiţie a debitului de aer sensibil apropiată de repartiţia debitelor de aer la modelul de bază, cu excepţia debitului realizat la nivelul abatajului frontal panou 4/3/VI unde acesta a diminuat de la 12,61 m3/s la 10,97 m3/s. – o scădere a costului anual al vehiculării aerului pe puţul orb (ramificaţia 156-159) cu 3,82%, de la 387.019 lei la 372.219 lei; – o creştere a costului anual al vehiculării aerului pe galeria de aeraj W de legătură la puţul orb orizont 360 (ramificaţia 100-155) cu 7,73%, de la 3.168 lei la 3.413 lei; – o scădere a costului anual al vehiculării aerului pe galeria de legătură la Puţul Orb oriz. 425 (ramificaţia 154-156) cu 24,91%, de la 562 lei la 422 lei; – în cazul canalului de aeraj al staţiei principale nr. 18 VOD 3.0 (ramificaţia 159-160) s-a înregistrat o scădere de 3,53%, de la 95.519 lei la 92.150 lei. – la nivelul staţiei principale de ventilaţie nr. 18 VOD 3.0, costul anual al vehiculării aerului a scăzut cu 0,35%, de la 1.118.298 lei la 1.114.401 lei. Simularea nr. 4 - Rezolvarea reţelei de aeraj în cazul deschiderii grupului format din două uşi de aeraj din galeria de legătură nr. 4 dintre galeria direcţională W orizont 250 şi galeria direcţională conjugată aeraj orizont 250

Simularea numărul 4 a avut ca bază simularea nr. 1 şi a fost realizată prin eliminarea uşilor de aeraj amplasate pe galeria de legătură nr. 4 dintre galeria direcţională W oriz. 250 şi galeria direcţională conjugată de aeraj oriz. 250, ramificaţia 48-55 (fig. 5).

Prin aplicarea acestei simulări au rezultat următoarele: – distribuţia debitelor de aer în reţeaua de aeraj a minei Paroşeni s-a modificat nesemnificativ în cazul circuitului de aeraj panou 1/3/V oriz. 250, însă aceasta s-a modificat moderat în cazul abatajului frontal panou 4/3/VI, unde debitul a scăzut de la 12,61 m3/s la 10,89 m3/s, respectiv în cazul abatajului frontal panou 2/3/V, unde debitul a scăzut de la 19,02 m3/s la 17,2 m3/s. Totodată distribuţia debitelor de aer s-a modificat semnificativ în cazul circuitului de aeraj panou 1/3/III oriz. 250, unde debitul a scăzut de la 13,57 m3/s la 4,47 m3/s.

– o scădere a costului anual al vehiculării aerului pe puţul orb (ramificaţia 156-159) cu 2,72%, de la 387.019 lei la 376.492 lei; – o creştere a costului anual al vehiculării aerului pe galeria de aeraj W de legătură la puţul orb orizont 360 (ramificaţia 100-155) cu 10,48%, de la 3.168 lei la 3.500 lei; – o scădere a costului anual al vehiculării aerului pe galeria de legătură la Puţul Orb oriz. 425 (ramificaţia 154-156) cu 26,3%, de la 562 lei la 414 lei; – în cazul canalului de aeraj al staţiei principale nr. 18 VOD 3.0 (ramificaţia 159-160) s-a înregistrat o creştere de 2,51%, de la 95.519 lei la 93.120 lei;

– la nivelul staţiei principale de ventilaţie nr. 18 VOD 3.0, costul anual al vehiculării aerului a scăzut cu 0,25%, de la 1.118.298 lei la 1.115.557 lei.

Fig. 5

Concluzii

Pentru modelarea reţelei de aeraj a minei Paroşeni, în urma modificărilor efectuate la nivelul reţelei, s-a utilizat metoda tehnicii iterative respectiv cea a aproximărilor succesive, metodă care stă la baza programului de rezolvare a reţelelor de aeraj 3D-CANVENT.

Elementele necesare rulării programului, care constituie date de intrare rezultă din activitatea de supraveghere a aerajului, respectiv măsurători debitmetrice şi depresiometrice in situ.

Pe baza modelării reţelei actuale, s-au stabilit tipurile de simulări ale unor situaţii posibile.

Simulările efectuate au scos în evidenţă atât rolul important al grupului de uşi de aeraj cât şi influenţa acestora asupra distribuţiei curenţilor de aer (ca mărime şi sens) la nivelul fiecărei ramificaţii.

10


Fiecare modelare efectuată a urmărit

realizarea debitelor de aer necesare şi măsurate conform Proiectului anual de aeraj la nivelul abatajelor frontale a circuitelor principale de aeraj, respectiv a staţiei principale de ventilaţie, indicându-se în fiecare caz tipul construcţiilor de dirijare şi / sau reglare precum şi locul de amplasare al acestora pentru a se ajunge la distribuţia dorită.

Pentru fiecare din modelările efectuate s-a stabilit regimul de funcţionare al celor două ventilatoare din dotarea staţiei principale de ventilaţie nr. 18 VOD 3.0, modelările permiţând şi aprecierea capacităţii de aerisire a minei pentru fiecare caz în parte.

Bibliografie 1. Canvent Mining and Minerals Sciences Laboratories Underground Mine Environment and Ventilaţion, Manual de utilizare – program 3D –CANVENT -2K 2. Cioclea D. ş.a. Diminuarea riscurilor generate de atmosfere explozive prin utilizarea tehnicii de evaluare în timp real a reţelelor de ventilaţie în vederea protecţiei factorului uman, Studiu INCD-INSEMEX 2008 3. I. Matei, G. Băbuţ Ingineria mediului şi ventilaţia în subteran, Editura Tehnică Bucureşti – 2000 4. x x x Environmental Enginering in South African Mines, The Mine Ventilaţion Society of South Africa -1989

11


ELABORAREA UNEI NOI METODOLOGII DE CALCUL A NOTELOR DE BONITATE ACORDATE FACTORILOR DE MEDIU (APA)

Florin G. FAUR*

Abstract: lucrarea de faţă propune elaborarea unei metodologii noi de calcul a notelor de bonitate acordate factorilor de mediu (utilizate în cadrul metodei de evaluare a impactului de mediu prin intermediul indicelui global) care să ţină cont de aspecte precum toxicitatea poluanţilor, probabilitatea ca aceştia să atingă concentraţii periculoase în compartimentul de mediu respectiv etc. Lucrarea trebuie privită ca o propunere şi trebuie menţionat faptul că se referă doar la calculul notei de bonitate pentru factorul de mediu apă. Cuvinte cheie: evaluarea impactului, note de bonitate, parametrii indicatori, factori de ponderare Introducere Una din cele mai importante activităţi legată de protecţia mediului constă în evaluarea impactului activităţilor antropice asupra mediului. Această activitate deosebit de importantă este reglementată în România în prezent prin Hotărârea de Guvern 1213 din 06.09.2006 (cu modificările şi completările ulterioare, înlocuieşte HG 918 din 2002 care la rândul ei a înlocuit Ordinul 125 din 1996) şi stabileşte procedura cadru de evaluare a impactului de mediu. Cu toate că evaluarea impactului de mediu este o activitate reglementată legal de 15 ani, o caracteristică comună a actelor normative amintite mai sus este lipsa stabilirii unei (unor) metode prin care se efectuează această evaluare. În lipsa publicării unor astfel de metode, în România, sunt utilizate în prezent o serie de metode preluate din Europa de Vest şi SUA (matrici de impact, reţele de impact, hărţi tematice, liste de control etc.) care însă se pot dovedi uneori greu de înţeles (în special dacă avem în vedere participarea publică la procedura de evaluare a impactului de mediu) sau pot fi utilizate în mod eronat. Există totuşi şi o metodă, destul de des utilizată pe plan naţional de evaluare a impactului, care este mult mai accesibilă şi uşor de înţeles de către publicul larg şi anume metoda de evaluare a indicelui global de poluare (impact). Prezentarea metodei indicelui global de poluare Astfel această metodă consideră că în scopul aprecierii impactului unor activităţi umane asupra ____________________________________ *Dr.ing. Universitatea din Petroşani

mediului înconjurător cât şi pentru evoluţia în timp a fenomenului de poluare, este nevoie de o evaluare globală a gradului de poluare a mediului la un moment dat.

O astfel de evaluare ar permite şi o cartare la nivel regional sau macro – regional din punct de vedere al stării de calitate a mediului. În general, se consideră că este posibilă aprecierea mediului dintr-o zonă şi la un moment dat, prin:

Calitatea aerului; Calitatea apei; Calitatea solului; Starea faunei şi florei din zonă; Starea de sănătate a populaţiei din zonă; Peisajul.

Fiecare dintre aceşti factori se caracterizează prin indicatori de calitate reprezentativi pentru aprecierea gradului de poluare şi pentru care există stabilite limite admisibile. În funcţie de înscrierea în limitele normate se acordă note de bonitate. Starea ideală este reprezentată de o figură geometrică regulată în care raza cercului circumscris care trece prin vârfurile poligonului, se împarte în zece unităţi de bonitate, numărătoarea începând de la centrul cercului.

Prin unirea punctelor rezultate din amplasarea valorilor exprimând starea reală, se obţine o figură geometrică neregulată cu o suprafaţă mai mică înscrisă în figura geometrică regulată a stării ideale. Indicele de poluare globală a unui ecosistem (IPG) rezultă din raportul dintre suprafaţa reprezentând starea ideală (Si) şi suprafaţa reprezentând starea reală (Sr ): IPG = Si / Sr

Când nu există modificări ale calităţii factorilor de mediu, deci când nu există poluare, acest indice este egal cu 1. Convenţional s-a stabilit o scară de la 1 la 6 pentru indicele poluării globale după cum urmează IPG =1 – mediu natural neafectat de activitatea umană; 1<IPG<2 – mediu supus efectului activităţii umane în limite admisibile; 2<IPG<3 – mediu supus efectului activităţii umane provocând stare de disconfort formelor de viată; 3<IPG<4 - mediu afectat de activitatea umană provocând tulburări formelor de viaţă; 4<IPG<6 – mediu grav afectat de activitatea umană, periculos formelor de viaţă;

12


IPG>6 – mediu degradat, impropriu formelor de viaţă.[1] Metoda poate fi utilizata în oricare din fazele de realizare a unui proiect, respectiv evaluarea calităţii mediului înconjurător înainte de demararea unui proiect antropic, evaluarea calităţii mediului înconjurător pe parcursul realizării unui proiect antropic, evaluarea calităţii mediului înconjurător după intrarea în exploatare a unui proiect antropic, evaluarea calităţii mediului înconjurător la dezafectarea unui proiect antropic, evaluarea calităţii mediului înconjurător după reabilitarea ariei de interes cât şi pentru evaluarea calităţii mediului la un moment dat şi identificarea şi cuantificarea surselor de poluare (într-o arie de interes) şi evaluarea calităţii mediului în situaţii de criză (cutremure, alunecări de teren, uragane, tornade, cicloane, secetă etc.).[2] Necesitatea ponderării notelor de bonitate Unul dintre dezavantajele metodei este reprezentat de faptul că la stabilirea notei de bonitate pentru factorii de mediu consideraţi este utilizată ca metodă de calcul media aritmetică a notelor de bonitate acordate pentru fiecare parametru de calitate ce descrie factorul de mediu respectiv. Altfel spus se consideră că fiecare parametru participă la stabilirea notei finale de bonitate, din punct de vedere al importanţei în mod egal. Analizând această procedură, în special prin prisma relaţiei dintre parametrii de calitate ai factorilor de mediu (apa) cu sănătatea umană este uşor de înţeles de ce este considerat ca fiind un dezavantaj al metodei. Este clar faptul că, din punct

de vedere al acţiunii poluanţilor asupra sănătăţii umane al florei şi faunei, al toxicităţii acestora, al posibilităţii ca un poluant să fie prezent într-un compartiment de mediu într-o concentraţie considerată a fi periculoasă pentru sănătate, al regimului de curgere şi posibilităţilor de autoepurare, lucrurile stau diferit şi din aceste considerente se impune o ponderare a notelor de bonitate ţinând cont de aspectele menţionate anterior. În cele ce urmează este prezentată o modalitate de realizare a acestei ponderări pentru factorul de mediu apă (de suprafaţă) , cu menţiunea că la stabilirea valorilor factorilor de ponderare s-a avut în vedere în special mediul urban ca tipologie areală. Stabilirea factorilor de ponderare pentru parametrii de calitate ai apelor de suprafaţă Valorile atribuite factorilor de ponderare (ţinând cont de criteriile prezentate anterior) sunt redate în tabelele 1, 2 şi 3.

Referitor la radioactivitate normele în vigoare stabilesc următoarele valori de referinţă: pentru apa potabilă doza efectivă anuală maximă 0,1 mSv/an, activitate alfa 0,1 Bq/dm3, activitate beta 1,0 Bq/dm3; iar pentru apele naturale activitatea beta are trei valori de referinţă 2,0 Bq/dm3 – prag de atenţie, 5,0 Bq/dm3 – prag de avertizare, 20,0 Bq/dm3 – prag de alarmare. Indiferent de tipul de apă (potabilă, curgătoare, lac natural sau de acumulare) valoarea factorului de ponderare atribuită este 10.

Tabelul 1. Indicatori pentru procesul de eutrofizare

Categorie lac natural sau de acumulare (CMA cf. Ord. 1146/2002) Nr.

crt. Parametru UM Ultraoligotrof

Oligotrof Mezotrof Eutrof Hipertrof

1 Nutrienţi P total mg/dm3/N

mineral total mg/dm3

0,005/0,200 0,005-

0,01/0,2-0,4

0,01-0,03/0,4

-0,65

0,03-0,1/0,65-

1,5 >0,1/1,5

2 Biomasa fitoplanctonică mg/dm3 0 - 1 1 - 3 3 - 5 5 - 10 peste 10

3 Clorofila „a” mg/dm3 (media anuală/media

maximă anuală) <1/<2,5 <2,5/<8 2,5-8/8-

25 8-25/25-

75 27-

75/>75

4 Saturaţia in

oxigen dizolvat

% peste 70 peste 70 10 - 70 sub 10 sub 10

13


Se consideră că toţi parametrii indicatori ai gradului de eutrofizare au aceeaşi valoare a factorilor de ponderare şi deci nota de bonitate finală se calculează cu ajutorul mediei aritmetice a notelor de bonitate acordate fiecărui parametru în parte, adică:

4,1; == ∑ iiNB

NB if ;

Unde: NBF – notă de bonitate finală, NBi – nota de bonitate acordată fiecărui parametru în parte

Tabelul 2. Sedimente (fracţie <63 μm)

Nr. crt. Parametru UM CMA cf. Ord. 1146/2002

Factor de ponderare (indiferent de regimul de curgere sau tipul

de lac) 1 Arsen mg/kg 17 72 Cadmiu mg/kg 3,5 83 Crom mg/kg 90 64 Cupru mg/kg 200 55 Plumb mg/kg 90 66 Mercur mg/kg 0,5 107 Zinc mg/kg 300 38 Benz(a)piren mg/kg 750 29 Lindan mg/kg 1,4 8

10 PCB - uri mg/kg 280 4PCB – Bifenili policloruraţi

Calculul notei de bonitate:

( )∑

∑ ⋅=

i

iiF f

fNBNB ;

Unde: NBF – notă de bonitate finală, NBi – nota

de bonitate acordată fiecărui parametru în parte, fi – factorul de ponderare al fiecărui parametru.

Pentru indicatori fizico-chimici (tabelul 3) calculul notei de bonitate finale presupune parcurgerea a două etape: I. Se calculează nota de bonitate pentru fiecare dintre grupele de parametrii indicatori ai calităţii apelor după formula:

( )∑

∑ ⋅=

i

iiG f

fNBNB ;

Unde: NBG – notă de bonitate determinată

pentru fiecare grupă de indicatori, NBi – nota de bonitate acordată fiecărui parametru în parte, fi – factorul de ponderare al fiecărui parametru. II. Calculul notei finale de bonitate pentru factorul de mediu apă se efectuează cu formula:

( )∑

∑ ⋅=

G

GGF f

fNBNB ;

Unde: NBF – notă de bonitate finală pentru

factorul de mediu apă, NBG – nota de determinată pentru fiecare grupă de parametri în parte, fG – factorul de ponderare al fiecărei grupe.

La stabilirea factorilor de ponderare s-a ţinut cont de efectele fiecărui poluant (respectiv grupă de poluanţi) asupra ecosistemelor acvatice (floră şi faună indiferent de nivelul trofic), asupra posibilităţilor de utilizare a apei (în special ca apă potabilă, pentru industria alimentară şi alte utilizări sensibile ce reclamă condiţii de calitate stricte) precum şi de datele toxicologice (influenţa directă şi indirectă asupra sănătăţii umane).

Dacă pentru determinarea calităţii apei se efectuează analize asupra parametrilor conţinuţi într-o singură grupă atunci nota finală de bonitate pentru factorul de mediu apă va fi egală cu nota de bonitate obţinută pentru grupa respectivă.

Dacă se determină un singur parametru dintr-o grupă, atunci factorul de ponderare atribuit acestuia este cel al grupei respective.

Factorii de ponderare au valori cuprinse între 1 şi 10 (1 importanţă foarte scăzută respectiv 10 importanţă maximă).

14


Ta

belu

l 3. I

ndic

ator

i fiz

ico-

chim

ici a

i cal

ităţii

ape

lor d

e su

praf

aţă

CM

A

Cat

egor

ia d

e ca

litat

e cf

. Ord

. 114

6/20

02

Ape

uza

te c

f. H

.G.

352/

2005

N

r. cr

t. G

rupa

Pa

ram

etru

U

M

I II

II

I IV

V

N

TPA

001

N

TPA

002

Fact

or d

e po

nder

are

(reg

im d

e cu

rger

e tu

rbul

ent)

Fact

or d

e po

nder

are

(reg

im d

e cu

rger

e la

min

ar şi

la

curi)

Fact

or d

e po

nder

are

grupă

1 Te

mpe

ratu

ra

ºC

nn

nn

nn

nn

nn

35

40

3 5

2 pH

un

it pH

6,

5-8,

5 6,

5-8,

5 (9

) 6,

5-8,

5 6

6 3

Indi

cato

ri fiz

ici

Susp

ensi

i m

g/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

35

(60)

35

0 3

3 4

4 O

D

mgO

2/dm

3 7

6 5

4 <4

nn

nn

8

9 5

CB

O5

mgO

2/dm

3 3

5 10

25

>2

5 25

30

0 6

8 6

CC

O -

Mn

mgO

2/dm

3 5

10

20

50

>50

nn

nn

6 8

7

Reg

imul

ox

igen

ului

C

CO

- C

r m

gO2/d

m3

10

25

50

125

>125

12

5 50

0 6

8

8

8 N

H4-

mg/

dm3

<0,2

0,

2 0,

3 0,

6 >1

,5

2 (3

) 30

6

8 9

NO

2- m

g/dm

3 0,

01

0,06

0,

12

0,3

>0,3

1

(2)

nn

9 9

10

NO

3- m

g/dm

3 1

3 6

15

>15

25 (3

7)

nn

4 6

11

N to

tal

mg/

dm3

1,5

4 8

20

>20

10 (1

5)

nn

4 6

12

PO4-3

m

g/dm

3 0,

05

0,1

0,2

0,5

>0,5

nn

nn

7

8 13

P

tota

l m

g/dm

3 0,

1 0,

2 0,

4 1

>1

1 (2

) 5

6 8

14

Nut

rienţ

i

Clo

rofilă

„a”

mg/

dm3

0,02

5 0,

05

0,1

0,25

>0

,25

nn

nn

7 8

6

15

Rez

iduu

filtr

at

la 1

05ºC

m

g/dm

3 fo

nd

500

1000

13

00

>130

0 20

00

nn

6 6

16

Na+

mg/

dm3

fond

50

10

0 20

0 >3

00

nn

nn

4 5

17

Ca+2

m

g/dm

3 75

15

0 20

0 30

0 >3

00

300

nn

3 4

18

Mg+2

m

g/dm

3 fo

nd

25

50

100

>100

10

0 nn

3

4 19

Fe

tota

l m

g/dm

3 fo

nd

0,1

0,3

1 >1

5

nn

5 7

20

Mn

tota

l m

g/dm

3 fo

nd

0,05

0,

1 0,

3 >0

,3

1 2

6 7

21

Cl- (c

loru

ri)

mg/

dm3

fond

10

0 25

0 30

0 >3

00

500

nn

5 6

22

Ioni

gen

eral

i, sa

linita

te

SO4-2

m

g/dm

3 80

15

0 25

0 30

0 >3

00

600

600

4 5

5

23

Zn+2

μg

/dm

3 fo

nd

5 10

25

>2

5 nn

nn

4

5 24

C

u+2

μg/d

m3

fond

2

4 8

>8

nn

nn

6 6

25

Cr t

otal

μg

/dm

3 fo

nd

2 4

10

>10

nn

nn

6 6

26

Pb+2

μg

/dm

3 fo

nd

1 2

5 >5

nn

nn

5

6 27

C

d+2

μg/d

m3

fond

0,

1 0,

2 0,

5 >0

,5

nn

nn

8 9

28

Hg+2

μg

/dm

3 fo

nd

0,1

0,15

0,

3 >0

,3

nn

nn

9 9

29

Ni+2

μg

/dm

3 fo

nd

1 2

5 >5

nn

nn

4

5 30

Met

ale

Fracţie dizolvată

As

μg/d

m3

fond

1

2 5

>5

nn

nn

5 6

7

15


Con

tinua

re

31

Zn+2

μg

/dm

3 fo

nd

100

200

500

>500

50

0 10

00

4 6

32

Cu+2

μg

/dm

3 fo

nd

20

40

100

>100

10

0 20

0 5

6 33

C

r tot

al

μg/d

m3

fond

50

10

0 25

0 >2

50

1000

15

00

5 6

34

Pb+2

μg

/dm

3 fo

nd

5 10

25

>2

5 20

0 50

0 6

7 35

C

d+2

μg/d

m3

fond

1

2 5

>5

200

300

7 8

36

Hg+2

μg

/dm

3 fo

nd

0,1

0,2

0,5

>0,5

50

nn

8

9 37

N

i+2

μg/d

m3

fond

50

10

0 25

0 >2

50

500

1000

5

6 38

Met

ale

Concentraţie totală A

s μg

/dm

3 fo

nd

5 10

25

>2

5 10

0 nn

6

7

8

39

Feno

li

μg/d

m3

fond

1

20

50

250

300

3000

0 7

8 40

D

eter

genţ

i μg

/dm

3 fo

nd

500

750

1000

>1

000

500

2500

0 5

7 41

A

OX

μg

/dm

3 10

50

10

0 25

0 >2

50

nn

nn

6 8

42

Hid

roca

rbur

i pe

trolie

re

μg/d

m3

fond

10

0 20

0 50

0 >5

00

5000

nn

6

8

43

Lind

an

μg/d

m3

0,05

0,

1 0,

2 0,

5 >0

,5

nn

nn

9 9

44

DD

T μg

/dm

3 0,

001

0,01

0,

02

0,05

>0

,05

nn

nn

10

10

45

Atra

zin

μg/d

m3

0,02

0,

1 0,

2 0,

05

>0,0

5 nn

nn

9

9 46

Tr

iclo

rmet

an

μg/d

m3

0,02

0,

6 1,

2 1,

8 >1

,8

nn

nn

9 9

47

Tetra

clor

met

an

μg/d

m3

0,02

1

2 5

>5

nn

nn

8 9

48

Tric

lore

tan

μg/d

m3

0,02

1

2 5

>5

nn

nn

8 9

49

Subs

tanţ

e or

gani

ce

Tetra

clor

etan

μg

/dm

3 0,

02

1 2

5 >5

nn

nn

8

9

10

50

Indi

ce

sapr

odic

MZB

<1,8

1,

81-

2,3

2,31

-2,

7 2,

71-

3,2

>3,2

nn

nn

5

6

51

Col

iform

i to

tali

colo

nii/1

00m

l 50

0 10

000

nn

nn

nn

nn

nn

6 6

52

Indi

cato

ri bi

olog

ici ş

i m

icro

biol

ogic

i C

olifo

rmi

feca

li co

loni

i/100

ml

100

2000

nn

nn

nn

nn

nn

8

10

8

53

CN

μg

/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

10

0 10

00

8 10

54

S-2

, HS-

μg/d

m3

nn

nn

nn

nn

nn

500

1000

6

8 55

SO

3-2

μg/d

m3

nn

nn

nn

nn

nn

1100

20

00

7 8

56

Cl 2

(rez

idua

l) μg

/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

20

0 50

0 4

6 57

C

r+6

μg/d

m3

nn

nn

nn

nn

nn

100

200

6 7

58

Co+2

μg

/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

10

00

nn

5 6

59

Se+2

μg

/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

10

0 nn

6

7 60

M

o+2

μg/d

m3

nn

nn

nn

nn

nn

100

nn

6 7

61

Ag+2

μg

/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

10

0 nn

5

6 62

Alţi

indi

cato

ri

Al+3

μg

/dm

3 nn

nn

nn

nn

nn

50

00

nn

5 7

7

() -

valo

ri va

labi

le p

entru

fluv

iul D

unăr

ea, n

n - n

enor

mat

, OD

– o

xige

n di

zolv

at, A

OX

– su

bsta

nţe

orga

nocl

orur

ate

16


Exemplificare în scopul evidenţierii importanţei studiului

Pentru a arata modul în care este influenţată nota de bonitate pentru factorul de mediu apă atunci când este aplicată metoda de calcul prin ponderare a fost considerat următorul exemplu (datele din tabelul 4 reprezintă un caz real): Tabelul 4. Analize privind calitatea apei

Nr.crt. Parametru UM

Valori medii

determinate NB

1 pH unit pH 6,71 10 2 O2 diz. mg/dm3 8,61 8 3 NH4

+ mg/dm3 0,34 9 4 NO2

- mg/dm3 0,04 7 5 HS- mg/dm3 0,02 9 6 Fe mg/dm3 0,11 9 7 CCO-Mn mg/dm3 38,14 4 8 Cl- mg/dm3 14,29 9 9 Ca mg/dm3 25,83 9

10 Mg mg/dm3 6,03 9 Dacă se calculează nota de bonitate pentru acest caz pe baza mediei aritmetice se obţine o valoare de 8,3. Dacă aplicăm metodologia de calcul prezentată, pentru regimul de curgere turbulent se obţine o valoare a notei de bonitate de 8,17 iar pentru regimul de curgere laminar respectiv pentru lacuri se obţine 8,03 Concluzii

Scăderea notei de bonitate pentru grupele din care au fost analizaţi mai mulţi parametrii conduce şi la o sensibilă scădere a notei de bonitate finale. Putem spune deci că pentru a caracteriza calitatea

apei în funcţie de importanţa parametrilor analizaţi este nevoie de analize cât mai complexe, care să determine concentraţia cât mai multor elemente şi substanţe prezente în apă. Cu toate că scăderea notei de bonitate este de doar 0,13 respectiv 0,27 în cazul în care s-ar analiza mai mulţi parametrii aceasta ar putea fi una mult mai semnificativă, iar dacă se aplică metodologii asemănătoare şi pentru ceilalţi factori de mediu (sol, aer, floră şi faună, peisaj), ţinând cont de modul de calcul al indicelui global de poluare (raportul dintre suprafaţa stării ideale şi suprafaţa stării reale – care în acest caz ar scădea), valoarea acestuia ar putea fi modificată în mod semnificativ (de exemplu trecerea de la o valoare cuprinsă între 1 şi 2 adică mediu supus efectului activităţii umane în limite admisibile la o valoare cuprinsă între 2 şi 3 adică mediu supus efectului activităţii umane provocând stare de disconfort formelor de viată). Această metodă poate fi privită şi ca una de fineţe, fiind capabilă să identifice mai în detaliu tocmai acele valori ale indicelui global de poluare situate la limita dintre două categorii de mediu (aşa cum au fost ele delimitate în mod convenţional) Bibliografie 1. Dumitrescu, I., Lazăr, M. Impactul antropic asupra mediului, Ed. Universitas, Petroşani, 2006. 2. Florea Ad. Monitorizarea mediului, Petroşani, suport de curs, 2005. 3. *** Ordinul 1146/2002, din 10.12.2002, publicat în Monitorul Oficial Nr. 197 din 27.03.2003. 4. *** HG 352/2005, din 21.04.2005, publicat în Monitorul Oficial Nr. 398 din 11.05.2005.

17


POSIBILITĂŢI DE CALCUL ALE ÎMPINGERII ACTIVE ASUPRA ZIDURILOR DE SPRIJIN PENTRU VERSANŢII CĂILOR RUTIERE

LĂRGITE

Carmen Georgeta FLOREA*, Adrian Alexandru DRESCHER*, Vlad Alexandru FLOREA*

Căile rutiere sunt supuse, adesea, unor lucrări de modernizare, în special de lărgire a carosabilului. În acest context, mai ales în situaţia în care este necesară consolidarea versanţilor, se impune realizarea unui calcul de reproiectare a zidurilor de sprijin. Cuvinte cheie: consolidare, versanţi, zid de sprijin, împingere activă. Introducere

Executia lucrarilor de consolidare a versantilor de pe partile laterale ale unor drumuri impune proiectarea lucrărilor de sprijinire a acestora.

In mod obisnuit stabilizarea versantilor se realizeaza cu ziduri din beton.,de rambleu sau debleu,lucrare care cuprinde urmatoarele operatii: 1. execuţia platformei de lucru; 2. execuţia săpăturii şi sprijinirea malurilor săpăturii; 3. execuţia fundaţiei; 4. execuţia elevaţiei; 5. execuţia drenului din spatele lucrării; Lucrarile de consolidare sub forma zidurilor de rambleu si de debleu din beton, trebuiesc corelate atat cu necesitatile impuse de imbunatatirea elementelor geometrice ale traseului cat si cu necesitatea eliminarii pericolelor ce apar in zonele instabile ale versantilor, se executa acolo unde axul drumului proiectat s-a deplasat fie spre aval, fie spre versant si nu se pot folosi alte tipuri de lucrari de consolidare. In acest sens zona se investigeaza, din punct de vedere geotehnic, evidenţiindu-se natura terenului În lucrarea de fata s-a analizat posibilitatea proiectării şi executării unei lucrări de sprijinire pentru susţinerea versantului de pe partea dreapta a unui drum national din judetul Hunedoara care necesită lărgirea carosabilului . Eterogenitatea mare a materialului din zona si anume, fragmente de rocă într-o masă argiloasă nisipoasă, face ca stabilirea caracteristicilor de rezistenţă prin încercări de laborator pe probe netulburate să fie dificilă, iar rezultatele să nu aibă un caracter reprezentativ. Este greu ca dintr-un asemena material să poţi preleva probe, netulburate, şi în acelaşi timp să poţi asigura ____________________________________ * Universitatea din Petroşani

un factor de scară corespunzător a acestora pentru a se putea modela comportarea la solicitări a matricei argiloase nisipoase cu fragmente de rocă, (probele testate în mod uzual au dimensiuni comparabile cu fragmentele de rocă).

Caracteristicile geotehnice de rezistenţă ale acestor materiale(nisipuri prăfoase slab cimentate şi argile nisipoase care au în masă fragmente de rocă calcaroasă) sunt date preponderent de pământurile fine coezive din componenţa lor, ele fiind cele care dictează comportarea sub acţiunea apei a sarcinei geologice. În consecinţă analiza soluţiei de proiectare s-a făcut pornindu-se de la caracteristicile de rezistenţă ale acestor pământuri care au fost stabilite indirect printr-un calcul parametric, pornindu-se de la caracteristicile fizice şi de stare ale materialului şi de la recomandările STAS 3300/1-85.

Având în vedere atât natura cât şi configuraţia terenului, cu pante de cca. 40°, s-a impus verificarea stabilităţii versantului şi condiţiile de asigurare a acesteia pentru excavaţiile necesare executării zidului de sprijin din beton.

Calculele de verificare a stabilităţii la alunecare s-au făcut utilizând metoda Bishop.

Verificarea stabilităţii la alunecare a presupus determinarea caracteristicelor de rezistenţă ale pământului şi stabilirea acestora printr-un calcul parametric. Calculul static şi pseudostatic s-a realizat pentru acceleraţia seismica a = 0.08g , ( terenul natural având configuraţia dinaintea execuţiei lucrărilor de sprijinire ) având ca scop verificarea caracteristicilor de rezistenţă ale pământului şi stabilirea acestora printr-un calcul parametric.

Calculul s-a făcut pentru profilul din figura 1 , pentru o configuraţie defavorabilă a terenului . În această etapă a rezultat valoarea minimă a caracteristicii de bază a pământului – coeziunea -în condiţiile asigurării la limită a stabilităţii la alunecare :

c = 35 kPa Încadrarea pământurilor din zona investigată

în categoria rocilor moi, roci caracterizate de parametri de rezistenţă de ordinul celor mai sus menţionaţi, impune adoptarea unor pante de taluz, conform literaturii de specialitate, de 1:1 pentru înălţimi maxime de 5.0m. Datorită configuraţiei terenului excavaţia necesară execuţiei zidului de

18


sprijin din beton necesită la rândul ei excavaţii suplimentare către vârful versantului. Adoptarea pantelor de taluz depinde de geometria necesară acestora ; pentru excavaţiile suplimentare, cu berme de 3.0m între taluzuri, s-ar realiza un volum de excavaţii totale de cca. 450 m3/ml. Daca s-ar adopta pante de taluz de 2:1, considerându-se caracterul provizoriu al excavaţiilor, volumul total s-ar reduce la cca. 300 m3 / ml . Pe lângă aceste volume mari de excavaţii rămâne realizarea şi asigurarea excavaţiilor din amplasamentul zidului. Aceste excavaţii ating înălţimi de peste 10 m şi sprijinirile acestora, în condiţiile păstrării condiţiilor de trafic din zonă, reprezintă ele insele o problemă dificilă.

Ca urmare , pe o anumită porţiune metoda zidului de sprijin din beton se va completa cu metoda la care sprijinirea va fi cu plăci ancorate ( zona cu înălţimi mari, de peste 4.0 m ) . Aceasta soluţie reduce volumul de săpătură la cca. 26 m3/ml şi uşurează execuţia, în trepte de sus în jos, fără implicaţii importante asupra asigurării necesarului de trafic. Proiectarea unui zid de sprijin

Pe amplasamentul studiat din punct de vedere geotehnic se proiecteaza un zid de sprijin din beton armat (fig. 1) care sa respecte conditiile de rezistenta si stabilitate pentru astfel de elemente de constructie.Etapele de calcul sunt urmatoarele: 1. Calculul impingerii active unitare (in ipoteza lui Coulomb ) ; 2. Calculul rezultantelor presiunilor active ce actioneaza asupra zidului; 3. Verificarea zidului de sprijin la:

a) Stabilitate la rasturnare; b) Stabilitate la alunecare; c) Presiunile de pe talpa fundatiei zidului.

4. Calculul armării zidului. Caracteristicile de formă ale zidului de sprijin

corespund celor din figura 1 .

Fig.1. Profilul zidului de sprijin

H - inaltimea elevatiei - 5,2 m D - inaltimea fundatie - 1,0 m

Calculul coeficientilor de impingere activa ( ka )

Coeficienţii ka sunt utilizati pentru pentru determinarea impingerii pamantului asupra elementului de constructie, tinand cont de stratificatia materialului care este pozitionata in spatele zidului de sprijin.

Proiectarea zidului se realizeaza pe stratificatia forajului considerand inclinaţia acestuia cu unghiul β = 3°.

2

2

2

sin ( )

sin( ) sin( )sin sin( ) 1sin( ) sin( )

ak q j

j d j bq q dq d q b

+= é ůć ö+ × -ę úç ÷× - × +ę úç ÷- × +ę úč řë ű unde: φ - unghiul de frecare interna a pamantului

θ - unghiul de inclinare a talpii fundatiei δ - unghiul de inclinare a .fortei de impingere Inlocuind in relatia (1) se vor obtine valorile

coeficientilor de impingere : pentru stratul S1 ( fig. 2 ) :

h1 = 1,70 m unde h1 este inaltimea stratului 1 θ1 = 90° ; φ1 = 17,60º ;

δ1 = 13

φ1 = 13

·17,60º = 5,87º

β = 3° 2

1 2

2

sin (90 17,6 ) 0,5259sin(17,6 5,87 ) sin(17,6 3 )sin 90 sin(90 5,87 ) 1

sin(90 5,87 ) sin(90 3 )

ako o

o o o oo o o

o o o o

+= =é ůć ö+ × -ę úç ÷× - × +ę úç ÷ç ÷- × +ę úč řë ű

pentru stratul S2 ( fig. 2 ) : h2 = 2,00 m unde h2 este inaltimea stratului 2 θ2 = 90° ; φ2 = 18,20º ;

δ2 = 13

φ2 = 13

·18,20º = 6,07º

β = 3° 2

2 2

2

sin (90 18, 2 ) 0,5135sin(18, 2 6,07 ) sin(18, 2 3 )sin 90 sin(90 6,07 ) 1

sin(90 6,07 ) sin(90 3 )

ako o

o o o oo o o

o o o o


pentru stratul S3 ( fig. 2 ) h3 = 1,50 m unde h3 este inaltimea stratului 3 θ3 = 90° ; φ3 = 20,20º ;

δ3 = 13

φ3 = 13

·20,20º = 6,73º

β = 3° 2

3 2

2

sin (90 20,2 ) 0, 4743sin(20,2 6,73 ) sin(20, 2 3 )sin 90 sin(90 6,73 ) 1

sin(90 6,73 ) sin(90 3 )

ako o

o o o oo o o

o o o o


pentru stratul S´3 ( fig. 2 ) h´

3 = 0,306 m unde h´3 este inaltimea stratului 3´

θ´3 = 85° ;

φ´3 = 20,20º ;

δ´3 = 1

3 φ´

3 = 13

·20,20º = 6,73º

β = 3°

19


2

3 2

2

sin (85 20, 2 ) 0,5107sin(20,2 6,73 ) sin(20,2 3 )sin 85 sin(85 6,73 ) 1

sin(85 6,73 ) sin(85 3 )

ako o

o o o oo o o

o o o o

+˘ = =é ůć ö+ × -ę úç ÷× - × +ę úç ÷ç ÷- × +ę úč řë űpentru stratul S´´3 ( fig. 2 )

h´´3 = 0,194 m unde h´´

3 este inaltimea stratului 3´´ θ´´

3 = 90° ; φ´´

3 = 20,20º ;

δ´´3 = 1

3 φ´´

3 = 13

·20,20º = 6,73º

β = 3° 2

3 2

2

sin (90 20, 2 ) 0,4743sin(20,2 6,73 ) sin(20,2 3 )sin 90 sin(90 6,73 ) 1

sin(90 6,73 ) sin(90 3 )

ako o

o o o oo o o

o o o o

+˘̆ = =é ůć ö+ × -ę úç ÷× - × +ę úç ÷ç ÷- × +ę úč řë ű

Fig 2. Strate de material (AB,BC,CD,DE,EF ) care

actioneaza asupra zidului de sprijin. Stabilirea distributiei presiunilor de impingere active

Calculul rezultantelor de impingere activa ce actioneaza asupra zidului de sprijin

Stabilirea presiunilor active ( pa ), cat si a impingerilor totale active ( Pa ) se face pe cale analitica. a) Stabilirea distributiei presiunilor de impingere activa

sincosa ap h k qg

d= × × ×

pentru stratul S1 ( fig. 3 ) : 1 1

1 0 11

sin 0cosaA ap h k qg

d= × × × =

1 211 1 1

1

sin sin9020,79 1,7 0,5259 18,68 /cos cos5,87aB ap h k kN mqg

d= × × × = × × × =


2 1 22

sin sin9020,77 1,71 0,5135 18,34 /cos cos6,07aB e ap h k kN mqg

d= × × × = × × × =

1 1 21

2 2

sin 20,79 1,7 sin 90 1,71sin( ) 20,77 sin(90 3 )e

hh mg qg q b× ×= × = × =

+ +

2 22 1 2 2

2

2

sin( )cos

sin 9020,77 (1,71 2) 0,5135 39,79 /cos 6,07

aC e ap h h k

kN m

qgd

= × + × ×

= × + × × =


3 2 33

2

sincos

sin9020 3,85 0,4743 36,78 /cos6,73

aC e ap h k

kN m

qgd

= × × × =

× × × =

31 1 2 22

3 3

sinsin( )

20,79 1,7 20,77 2 sin 90 3,8520 sin(90 3 )

eh hh

m

qg gg q b

× + ×= × =+

× + × × =+

3 33 2 3 3

3

2

sin( )cos

sin9020 (3,85 1,5) 0,4734 48,23 /cos6,73

aD e ap h h k

kN m

qgd

= × + × × =

× + × × =

pentru stratul S´3 ( fig. 3 ) : 3 3

3 2 33

2

sincos

sin 9020 5,35 0,5107 55,02 /cos6,73

aD e ap h k

kN m

qgd˘˘ ˘ ˘= × × × =˘

× × × =

1 1 2 2 3 3 32

3 3

sinsin( )

20,79 1,7 20,77 2 20 1,5 sin90 5,3520 sin(90 3 )

eh h hh

m

g g g qg q b

˘× + × + ×˘ = × =˘ ˘+

× + × + × × =+

3 33 2 3 3

3

2

sin( )cos

sin 9020 (5,35 0,306) 0,5107 91,12 /cos6,73

aE e ap h h k

kN m

qgd˘˘ ˘ ˘ ˘= × + × × =˘

× + × × =

pentru stratul S´´3 ( fig. 3 ) : 3 3

3 2 33

2

sincos

sin9020 5,66 0,4743 54,06 /cos6,73

aE e ap h k

kN m

qgd˘̆˘̆ ˘̆ ˘̆= × × × =˘̆

× × × =

1 1 2 2 3 3 3 3 32

3 3

sinsin( )

20,79 1,7 20,77 2 20 1,5 20 0,306 sin 90 5,6620 sin(90 3 )

eh h h hh

m

g g g g qg q b

˘ ˘ ˘̆× + × + × + ×˘̆ = × =˘̆+

× + × + × + × × =+

3 33 2 3 3

3

2

sin( )cos

sin9020 (5,66 0,194) 0,4743 55,92 /cos6,73

aF e ap h h k

kN m

qgd˘̆˘̆ ˘̆ ˘̆ ˘̆= × + × × =˘̆

× + × × =

Fig.3.Distributia presiunilor de impingere

20


b) Calculul rezultantelor presiunilor active pentru stratul S1 ( fig. 3 ) :

2 21 1 1 1

1 1 20,79 1,7 0,5259 15,8 /2 2a aP h k kN mg= × × × = × × × =


2 2 2 22

2

1 2(1 )2

1 2 1,7120 2 0,5135 (1 ) 57,81 /2 2

ea a

hP h kh

kN m

g ×= × × × × + =

×× × × × + =


3 3 3 33

2

1 2(1 )2

1 2 3,8520 1,5 0,4743 (1 ) 65,45 /2 1,5

ea a

hP h kh

kN m

g ×= × × × × + =

×× × × × + =

2 2 20,2(45 ) (45 ) 0,4872 2Fk tg tgj= × - = × - =

2 23

1 1 0,487 20 1 4,87 /2 2F F fP k D kN mg= × × × = × × × =

pentru stratul S´3 ( fig. 3 ) : 2 2

3 3 3 33

2

1 2(1 )2

1 2 5,3520 0,306 0,5107 (1 ) 254,72 /2 0,306

ea a

hP h kh

kN m

g˘×˘ ˘ ˘ ˘= × × × × + =˘

×× × × × + =

pentru stratul S´´3 ( fig. 3 ) : 2 2

3 3 3 33

2

1 2(1 )2

1 2 5,6620 0,194 0,4743 (1 ) 10,59 /2 0,194

ea a

hP h kh

kN m

g˘̆×˘̆ ˘̆ ˘̆ ˘̆= × × × × + =˘̆

×× × × × + =

c) Proiecţiile pe verticală şi pe orizontală a împingerilor active

1 1 1cos( ) 15,8 cos(3 5,87 ) 15,61 /Ha aP P kN mb d= × + = × + =

1 1 1sin( ) 15,8 sin(3 5,87 ) 2,44 /Va aP P kN mb d= × + = × + =





3 3 3cos( ) 254,72 cos(3 6,73 ) 251,06 /Ha aP P kN mb d˘ ˘ ˘= × + = × + =

3 3 3sin( ) 254,72 sin(3 6,73 ) 43,05 /Va aP P kN mb d˘ ˘ ˘= × + = × + =

3 3 3cos( ) 10,59 cos(3 6,73 ) 10, 44 /Ha aP P kN mb d˘̆ ˘̆ ˘̆= × + = × + =

3 3 3sin( ) 10,59 sin(3 6,73 ) 1,79 /Va aP P kN mb d˘̆ ˘̆ ˘̆= × + = × + =

3cos( ) 4,87 cos(0 6,73 ) 4,83 /HF FP P kN mb d= × + = × + =

3sin( ) 4,87 sin(0 6,73 ) 0,57 /VF FP P kN mb d= × + = × + =

Verificarea analitica a zidului de sprijin

Verificarea analitica a zidului de sprijin consta in verificarea la rasturnare si verificarea la lunecare a zidului de sprijin.

Calculul greutatilor corpurilor zidului de sprijin stiind ca γbeton = 24,50 kN / m3 si se desfasoara pe o lungime de 1m.

Fig. 4. Determinarea centrelor de greutate a

zonelor de teren

1 1 1 0,5 5,2 1 24,5 63,7bG A kNg= × × = × × × = 2 2 1 0,5 1 1 24,5 12,25bG A kNg= × × = × × × =

3 3 1 0,194 3,5 1 24,5 16,64bG A kNg= × × = × × × =

4 40,306 3,51 1 24,5 13,12

2bG A kNg ×= × × = × × =

1 0,5 0,5 1 20 5t tG A kNg= × × = × × × = 1 1 1 0,18 3,5 1 20 12,84p pG A kNg= × × = × × × = 2 2 1 1,7 3,5 1 20,79

2 3,5 1 20,77 1,5 1 3,5 20 374,09p PG A

kN

g= × × = × × × +

× × × + × × × =

3 3 1 0,5 0,306 3,5 1 20 10,71p pG A kNg= × × = × × × × = Concluzii

Verificarea la rasturanare a zidului de sprijin se face prin determinarea raportului notat FSR al momentelor de stabilitate şi de răsturnare fata de un punct inferior al fundatiei zidului de sprijin.

5 1 2 3 4

1 2 3 1 2 3

3 3

0,75 0,5 2,75 2,27 0,25

3,33 2,75 3,33 1 1 1

3,33 4,5 63,7 0,75 12,25 0,5 16,64 2,7513,12 2,27 5 0,25 12,84 3,33 374,09 2,75 10,71 3,332,44

tV V V

p p p a a a

V Va a

M G G G G G

G G G P P P

P P

= × + × + × + × + ×

+ × + × + × + × + × + ×˘̆ ˘̆+ × + × = × + × + ×

+ × + × + × + × + ×+ 9,11 11,06 43,05 3,33 1,79 4,5 1411,88kNm+ + + × + × =

1 2 3 3 34,07 2,67 1 0,298 0,065

0,67 15,61 4,07 57,09 2,67 64,51 1 251,06 0,29810,44 0,065 4,83 0,67 359,2

H H H H Hr a a a a aH

F

M P P P P P

PkNm

˘ ˘̆= × + × + × + × + ×

+ × = × + × + × + ×+ × + × =

1411,88 3,93 1,5359,2

stabSR

rast

MFM

= = = ń

Rezultă că zidul nu se răstoarnă sub acţiunea sarcinilor exercitate de teren .

Verificarea la lunecare a zidului de sprijin se face prin determinarea raportului notat Fsl al sumelor componentelor fortelor pe verticala FV si pe orizontala FH ( pentru argila nisipoasă adoptându-se un coeficient f = ( 0,3 … 0,5 ) din

21


STAS 3300/2-85 ,si trebuie sa indeplineasca conditia ca: Fsl ≥ ( 1,1 … 1,5 )

1 2 3 3 31

15,61 57,09 64,51 51,06 10,44 4,83 203,54

HnH H H H H H

i a a a a a Fi

F P P P P P P

kN=

˘ ˘̆= + + + + + =

+ + + + + =

ĺ

1 2 3 3 3 1 2 3 41

1 2 3 2,44 9,11 11,06 43,05 1,79 0,57

63,7 12,25 16,64 13,12 5 12,84 374,09 10,71 576,37

VnV V V V V V

i a a a a a Fi

t p p p

F P P P P P P G G G G

G G G G

kN

=

˘ ˘̆= + + + + + + + + +

+ + + + = + + + + +

+ + + + + + + + =

ĺ

1

1

576,37 0,5 1,41 1,1203,54

Vn

ii

sl nH

ii

FF f

F=

=

= × = × = łĺĺ

Valoarea minimă de 1,1 impusă coeficentului Fsl este sub rezultatul calculului, respectiv 1,41 rezultând că zidul de sprijin verifică la alunecare.

Bibliografie 1. C 56-85 Normativ pentru verificarea calităţii şi recepţia lucrărilor de construcţii şi instalaţii aferente 2. NE 012-99, partea A, aprobat de MLPAT cu ord. nr. 590N din 24.08.1999 Cod de practică pentru executarea lucrărilor din beton şi beton armat 3. STAS 6657/2-89 Elemente prefabricate din beton, beton armat şi beton precomprimat. Reguli şi metode de verificare a calităţii 4. Costescu, I., Lucaci, Gh. Drumuri - Îndrumător de proiectare ,1993

22


ASPECTE TEHNICE PRIVIND FUNCŢIONAREA NODURILOR DE DISTRIBUŢIE DIN CARIERELE E.M.C. JILŢ

Dumitru IACOB*

Abstract: Dacă în ultimele decenii importanţa cărbunelui energetic s-a diminuat în unele ţări occidentale, în România această resursă minerală a continuat şi va continua să joace un rol important, atât în dezvoltarea economică a ţării, cât şi în asigurarea unor condiţii de bază pentru viaţa populaţiei. Participarea substanţială a cărbunelui la susţinerea activităţii economice în România se realizează mai ales prin utilizarea sa ca sursă principală de producere a energiei electrice. Cuvinte cheie: noduri de distribuţie, lignit, flux tehnologic, transportoare cu bandă

Făcând o analiză a stării actuale a sectorului

energetic românesc se constată că principalul obiectiv îl constituie îmbunătăţirea eficienţei energetice pe fondul utilizării optime a resurselor de energie primară (cărbune, gaze naturale, petrol) în scopul reducerii dependenţei energetice faţă de alte state.

În condiţiile reducerii rezervelor de ţiţei şi gaze naturale a crescut rolul cărbunilor indigeni şi, mai ales al lignitului, în balanţa energetică naţională.

Resursele de lignit din România sunt estimate la circa 1.490 mil. tone, din care exploatabile în perimetre concesionate – 445 mil. tone, iar cele amplasate în perimetre neconcesionate se ridică la valoarea de 1.045 mil. tone situate în bazinul minier Oltenia.

Pe fondul creşterii rolului lignitului în producerea de energie electrică se impune valorificarea superioară a acestor rezerve prin adoptarea unor reglementări care să garanteze exploatarea raţională şi totală (fără pierderi) în condiţii de eficienţă maximă atât din punct de vedere al exploatării cât şi al transportului şi depozitării la beneficiar.

Având în vedere aceste aspecte, activitatea de exploatare a lignitului în exploatările miniere din bazinul Jilţ este strict dirijată pentru asigurarea necesarului de cărbune al termocentralei Turceni, cu luarea în considerare a creşterii eficienţei pe tot lanţul resurse – producere – transport - consum.

În acest sens s-au stabilit câteva obiective principale ale strategiei de dezvoltare: ____________________________________ *Ing. – S.C. Complexul Energetic Turceni S.A.

adaptarea potenţialului tehnic al unităţilor miniere la nivelul cererii de cărbune;

realizarea programelor de retehnologizare şi modernizare;

adaptarea structurilor organizatorice la cerinţele impuse de nivelurile capacităţilor de producţie. Noduri de distribuţie

Principalele sarcini ale transportului din cariere la beneficiar, constau în deplasarea cărbunelui energetic la depozite şi punctele de livrare, iar de acolo la termocentrală, folosindu-se transportul pe calea ferată - ruta Dragoteşti – Turceni, pe o distanţă de 38 km, până la estacadele de descărcare din incinta termocentralei.

Nodul (centrul) de distribuţie se defineşte ca locul ales pe marginea carierei, spre care converg toate liniile tehnologice ce transportă masa minieră excavată din carieră şi prin care se face distribuţia sterilului şi a cărbunelui spre depozitele prestabilite.

Pentru alegerea variantelor de amplasament a nodurilor de distribuţie, s-au avut în vedere următoarele criterii: - sa aibă o durată de activitate de minim 12 ani; - să asigure racordarea tuturor liniilor tehnologice de excavare cu magistralele de transport către haldele de steril şi către depozitul de cărbune; - să existe posibilitatea modernizării nodului de distribuţie, fără întreruperea activităţii în carieră.

Factorii care influenţează alegerea amplasamentului nodului de distribuţie sunt următorii: - forma geometrică a perimetrului de exploatare; - amplasamentul haldei de steril; - amplasamentul depozitului de cărbune; - formele de relief adiacente perimetrului; - existenta construcţiilor sociale şi industriale ce necesită a fi protejate. Analiza subsistemului noduri de distribuţie

În cazul carierelor din bazinul minier Jilţ, care

în primul semestru al anului 2011 au realizat peste 3.500 mii tone lignit, fiecare carieră dispune de câte un nod de distribuţie. Între deficienţele constatate în funcţionarea acestora se menţionează: - uzura fizică şi morală , întrucât circuitele de bază au o vechime mare (peste 12 ani);

23


- lipsa modernizărilor atât pentru partea mecanică cât şi pe partea electrică; - structura nodurilor de distribuţie poate afecta activitatea din cariere ca urmare a circuitelor benzilor înseriate pe fluxurile de transport, preluare şi distribuţie; - la cariera Jilţ Sud se constată o ştrangulare în nodul de distribuţie, întrucât intră cinci circuite de benzi transportoare şi ies trei pentru steril, impunându-se a patra ieşire pentru steril în halda interioară.

Studiile de creştere a capacităţilor de extracţie în momentul actual, cât şi în perspectivă (anul 2025), duc la necesitatea creşterii capacităţilor de transport, depozitare, încărcare şi expediţie ale carierei Jilţ Nord pentru a nu se crea discordanţe la livrarea producţiei de lignit extras.

Pentru stabilirea locurilor înguste, a măsurilor şi acţiunilor ce trebuie întreprinse pentru înlăturarea acestora apare necesitatea optimizării fluxului tehnologic în gospodăria de cărbune a carierei Jilţ Nord.

Pentru înlăturarea locurilor înguste se prevăd atât lucrări în gospodăria de cărbune a carierei Jilţ Nord, cât şi amplificarea dispozitivului de linii din antestatie şi o întreagă serie de măsuri care să conducă la o mai bună funcţionare a instalaţiilor existente şi evitarea întreruperilor datorate defecţiunilor la utilajele din flux.

Conform fluxului tehnologic existent într-o carieră, rezultă că utilajele componente ale unei linii tehnologice sunt legate în serie, fapt care conduce la trecerea în starea de nefuncţionare a întregii linii la defectarea unui singur element component.

Analiza diagnostic şi statistica ne evidenţiază principalele defecte mecanice şi electrice localizate la subansamblurile componente ale nodurilor de distribuţie.

Acestea constau în: a) defecţiuni mecanice:

- distrugerea lagărelor tamburilor benzilor transportoare; - griparea rulmenţilor din reductoarele grupurilor de antrenare; - slăbirea fixării pe şasiu a reductoarelor grupurilor de acţionare; - fiabilitate scăzută a unor componente de susţinere a covorului de cauciuc; - greutatea proprie ridicată a staţiilor de acţionare; - curăţirea ineficientă a covorului de cauciuc. b) defecţiuni electrice: - rezistenţele rotorice mari la pornirea acţionărilor principale, cu frecvente defecţiuni; - contactoarele tip CAM 6 kV cu grad mare de defectabilitate; - dese străpungeri la cablurile electrice;

- defecţiuni în circuitul de comandă şi în special în circuitul cordonului de avarie.

Obţinerea de performanţe comparabile cu cele din ţările cu tradiţie în extracţia cărbunelui energetic din cariere este posibilă şi prin modernizarea utilajelor componente ale liniilor tehnologice din dotarea actuală.

Programul de reabilitare al liniilor tehnologice din bazinul minier Jilţ, în scopul satisfacerii necesarului de lignit pentru termocentrala Turceni, a vizat în principal cariera Jilţ Sud, care în prezent este principalul furnizor de lignit al termocentralei. S-a urmărit, în special ridicarea standardului echipamentelor electrice de comutaţie dinamică.

Prin acţiunea de reabilitare – modernizare a transportoarelor se preconizează îmbunătăţirea principalilor parametrii de funcţionare: - productivităţi orare şi anuale mărite; - reducerea timpilor de întreruperi funcţionale pentru revizii şi reparaţii planificate precum si staţionările accidentale.

La cariera Jilţ Nord acţiunea de modernizare şi reabilitare a liniilor tehnologice a vizat modernizarea unei linii de carieră şi a liniilor I +II de haldă

La nivelul carierei se constată următoarele rezultate: - creşterea indicelui intensiv cu 1,4% datorită creşterii capacităţii de producţie orară; - evoluţia crescătoare a indicelui de utilizare extensiv cu 4,4%; - modificarea ascendentă a indicelui general de utilizare cu 1,8%.

Din punct de vedere al modului de realizare a acţiunii de modernizare sunt necesare următoarele precizări: - concepţia şi realizarea documentaţiei de execuţie a fost românească; - modernizările enumerate sunt realizate cu întreprinderi şi firme româneşti; - partea locală a reprezentat în întreg procesul de modernizare peste 60% din volumul lucrărilor. Soluţii de sistematizare şi eficientizare a activităţii din nodurile de distribuţie Cărbunele provenit din treptele de excavare, transportat pe benzile de front, este deversat pe două benzi colectoare. Existenţa punctelor de distribuţie, echipate cu benzi cu capete extensibile, are şi rolul de a crea premisa utilizării mai eficiente a timpului de lucru al maşinilor, folosind, după caz, disponibilitatea circuitelor de transport din aval, datorită posibilităţilor care există, ca oricare linie de front să utilizeze oricare linie de haldă sau de cărbune. Acest procedeu de distribuţie se aplică cu succes şi la carierele Jilţ Nord şi Jilţ Sud.

24


In nodul de distribuţie al carierei Jilţ Sud intră 5 (cinci) benzi echipate cu cap extensibil şi ies 4 (patru) benzi, din care 3 (trei) benzi intră în haldă interioară şi una în depozitul de cărbune. Fluxul tehnologic este prezentat în figura 1.:

În nodul de distribuţie al carierei Jilţ Nord intră 3 benzi de distribuţie steril-cărbune (T225, T224 şi T241) şi pleacă o bandă pentru cărbune TMC1 şi 3 pentru steril (TMS2, TMS3 si T240).

Se impune necesitatea păstrării celor trei benzi de steril având în vedere distribuţia maselor miniere

în halda interioară şi halda exterioară. Acest sistem de transportoare cu bandă a fost astfel conceput şi ales încât să asigure evacuarea masei miniere extrase (cărbune şi steril).

În condiţiile actuale de exploatare şi funcţionare a carierei Jilţ Nord, nodul de distribuţie este calculat pentru transportul producţiei la nivelul anului în curs cât şi în viitor, în perspectiva anilor 2020 ÷2025. Fluxul tehnologic se prezintă în fig. 2.

Fig. 1. Fluxul tehnologic al carierei Jilţ Sud - S.C. C.E.T. S.A

Fig. 2. Fluxul tehnologic al carierei Jilţ Nord - S.C. C.E.T. S.A

25


Având în vedere că benzile transportoare din

nodurile de distribuţie ale celor două cariere au o vechime mai mare de 12 ani, este necesară modernizarea lor atât pe parte mecanică cât şi pe parte electrică.

Măsurile de modernizare şi reabilitare vizează: staţiile de acţionare, staţiile de întoarcere şi elementele de traseu. Din analiza diagnostic se impun următoarele acţiuni pentru:

a) Parte mecanică

Staţia de acţionare - montarea tamburilor flanşaţi; - montarea tamburului de deviere; - activarea benzilor de curăţenie; - montarea bateriei de ştergătoare intensive; - modificarea sistemului de fixare a ştergătoarelor de cauciuc; - asigurarea gresării centralizate a tamburilor; - asamblarea constructivă a staţiei de acţionare cu banda 1 MAN şi desfiinţarea acţionarii acesteia.

Traseu - înlocuirea tronsoanelor de bandă cu lăţime de B1400 mm, cu tronsoane B 2000 mm; - montarea de suporţi pentru reglarea rolelor superioare; - tronsoane cu înălţime reglabilă a lateralelor pe verticală în zonele de racord cu staţiile de acţionare şi întoarcere; - amenajarea locurilor speciale pentru vulcanizare dotate cu tronsoane cu laterale rabatabile si trepied pentru covor;

Staţia de întoarcere - montarea plugurilor carcasate la tobele de întoarcere; - montarea patului de role cu suporţi de impact, în vederea creşterii fiabilităţii; - modificarea sistemului de fixare a razurilor metalice cu calitate îmbunătăţită, pentru o înlocuire rapidă. b) Parte electrică - modificarea instalaţiei de comandă; - redimensionarea caselor electrice; - montarea bateriilor de condensatoare pentru îmbunătăţirea factorului de putere; - dispecerizarea completă a transportoarelor. Pentru cariera Jilţ Sud se impune a patra ieşire (bandă) pentru steril în halda interioară.

Solutii tehnice pentru îmbunătăţirea mentenanţei benzilor transportoare

În bibliografia consultată se arată că înclinarea maximă la care pot transporta benzile cu covor de

cauciuc cu suprafaţa neteda este funcţie de felul materialului transportat şi înclinarea rolelor laterale. Astfel, unghiul maxim la care se poate transporta ascendent este de 16÷18° atunci când materialul are granulaţie mare şi poate ajunge până la 20÷22° când materialul este mărunt, iar înclinarea rolelor laterale este de 36°. Atunci când se transportă descendent materialul, trebuie avut în vedere că unghiul maxim se diminuează la 14÷16°.

Pentru a putea folosi transportoarele cu bandă şi la unghiuri de înclinare mai mari se utilizează diferite soluţii care pot fi împărţite în:

creşterea coeficientului de aderenţă între materialul transportat şi covorul de cauciuc;

mărirea forţei de apăsare a materialului pe bandă;

folosirea de pereţi transversali înalţi sau şicane; bandă tub, etc.

Aceste soluţii asigură creşterea unghiului de înclinare până la 25÷90°, dar în condiţiile reducerii capacităţii de transport. Ele nu pot fi folosite în carierele de lignit întrucât natura argiloasă a rocilor sterile favorizează lipirea materialului pe benzile transportoare în construcţie specială şi îngreunează modalităţile de curăţire a acestora. Calitatea transportoarelor cu bandă nu trebuie să fie înrăutăţite de lipirea materialului transportat de suprafaţa “umedă“ a covorului de cauciuc, ceea ce poate produce murdărirea / îmbâcsirea rolelor de cauciuc, necesitând măsuri speciale de protejare în funcţie de natura materialului transportat şi gradul de curăţire impus. De aceea transportoarele cu bandă vor fi echipate, de asemenea, cu ştergătoare pentru tambure, dispozitive de curăţire intensivă şi tip plug. Pasul de repartiţie pentru rolele purtătoare superioare şi inferioare ale covorului de cauciuc de la transportoarele cu bandă se va alege în funcţie de încărcarea admisibilă a rolelor, cu condiţia de verificare ca săgeata covorului de cauciuc între două role consecutive să nu depăşească 0,5 % ÷ 1,5 % la ramura superioară şi 2 % ÷ 3 % la ramura inferioară. După determinarea tipului constructiv a covorului de cauciuc, în funcţie de limita de rezistenţă şi tipul îmbinării (vulcanizare la cald) se aleg diametrele tamburilor de acţionare, de întoarcere şi de deviere care sunt dependente de forţa de tracţiune maximă şi implicit grosimea covorului de cauciuc. Instalaţia electrică de acţionare şi automatizare asigură acţionarea şi comanda funcţionării transportoarelor cu bandă în sistemul centralizat al liniei tehnologice în care lucrează şi cu posibilitatea de comandă locală în cazul executării reviziilor şi reparaţiilor. Experienţa arată ca orice utilaj este

26


supus unor restricţii din partea utilajului din aval / amonte, în funcţie de poziţia acestuia. Transportorul cu bandă fiind o verigă în cadrul lanţului tehnologic are prevăzută interblocarea cu utilajele din amonte şi aval prin schema de automatizare a liniei tehnologice. Pentru buna funcţionare a transportoarelor cu bandă s-a prevăzut utilizarea unei întregi serii de sisteme de securitate, care servesc la evitarea producerii accidentelor, la protecţia masei miniere transportate, la comanda şi automatizarea instalaţiei de transport în ansamblul ei. Justificarea acestor măsuri, a utilizării traductorilor, pentru prevenirea şi limitarea efectelor unor eventuale accidente tehnice, este impusă de: - necesitatea protejării construcţiei complexe a transportoarelor cu bandă; - multitudinea posibilităţilor de producere a avariilor; - subiectivitatea în supraveghere a observatorului uman.

Aceste sisteme de securitate pot realiza la instalaţia de transport următoarele controale / verificări asupra covorului de cauciuc: - tensiunii de întindere; - deplasării centrate; - alunecării / patinării; - securităţii sfâşierii longitudinale.

În scopul determinării puterii necesare la transportoarele cu bandă din nodurile de distribuţie propun utilizarea programului de calcul automat:

Fişa utilizator: • Simbol de fisier: AEM – BSV. • Limbaj: BASIC • Generalităţi: Programul a fost elaborat pentru

calcularea automată a puterii de acţionare pentru transportoarele cu banda. Cu ajutorul programului se rezolvă cerinţele la nivelul de studiu in domeniul electromecanic.

• Date de intrare: utilizatorul programului va completa anexa cu următoarele date:

Tabel 1

Nr. crt. Specificatie Codificare

variabila

Dimensionare maxima variabila

Unitate de

masura1 Denumirea Alfanumerica 7 caractere -

2 Lungimea Numerica (intreg) 3 caractere m

3 Latimea Numerica 3 caractere mm

4 Diferenta de nivel

Numerica (real)Pozitiv sau

negativ 6 caractere m

5 Debit Numerica (intreg) 4 caractere m3/h

• Date de ieşire: după rularea programului rezultă următoarele date:

Tabel 2 Nr. crt. Specificatie Codificare

variabila

Dimensionare maxima

variabila

Unitate de

masura

1 Putere Numerica

(cu o zecimala)

4 caractere kW

• Editare: prezentarea caracteristicilor principale

de identificare a transportorului cât şi a parametrilor calculaţi se va face sub forma de tabel în numărul de exemplare solicitate de utilizator. Datele editate sunt următoarele:

- denumire transportor cu banda; - lungime transportor cu banda, m; - laţime covor de cauciuc, mm; - diferenţă de nivel, m; - debitul transportat, m3/h; - puterea grupurilor de actionare, kW.

Nota: - în cadrul programului de calcul se ia în considerare viteza de transport, (1,5; 3; 4,5 şi 6 m/s). - în vederea unei rulări corecte şi imediate a programului, utilizatorul trebuie să respecte întocmai dimensiunile şi ordinea datelor de intrare. Concluzii

Economia românească în etapa actuală este supusă unor constrângeri create în special de lipsa capitalului de investiţii şi lipsa mijloacelor circulante generate de blocajul financiar. Consecinţele acestor constrângeri majore se resimt în paşii lenţi de continuare a procesului de modernizare şi reabilitare a industriei extractive a lignitului, sector al economiei care solicită importante fonduri de la bugetul statului sub forma de subvenţii şi cheltuieli de capital. Se poate aprecia că pentru a asigura o imagine cât se poate de clară asupra efectelor modernizării şi reabilitării ar fi necesară urmărirea evoluţiei indicilor de utilizare a utilajelor şi a costurilor specifice, înainte şi după reabilitare pe o perioadă de minim un an. Trebuie subliniată importanţa procesului de urmărire a efectelor reabilitării pentru a aprecia cât mai corect eficienţa unei asemenea acţiuni (reabilitare – modernizare) şi pentru a putea lua decizii pertinente cu privire la punctele şi momentele în care trebuie acţionat în vederea extinderii ei la scara largă. Din analiza efectuată, rezultă că în perioada 2011÷2025 pentru livrarea la nivelul planificat a producţiei de lignit din bazinul Jilţ, este necesar a

27


se interveni pentru modernizarea nodurilor de distribuţie în scopul eficientizării activităţii. În urma realizării lucrărilor de reabilitare a carierelor şi în condiţiile de desfacere a producţiei realizate se obţin rezultate mai bune comparativ cu situaţia în care se lucrează cu utilaje nemodernizate. Rezultatele acţiunilor de modernizare şi reabilitare a liniilor tehnologice din cariere a condus la: - reducerea numărului de personal de intervenţii / supraveghere cu 5÷10 %; - scăderea cheltuielilor cu energia electrică, materiale şi piese de schimb cu 5÷15%. În consecinţă se poate aprecia, că acţiunile de reabilitare şi modernizare a liniilor tehnologice din cele două cariere trebuie să continue cu acţiunile de modernizare a nodurilor de distribuţie, în scopul fluidizării activităţilor de transport a sterilului la halde şi a cărbunelui către depozitele aferente acestora.

Bibliografie 1. Borceanu, Gh., Petrescu,O. Noi direcţii de acţiune pentru modernizarea dotării tehnice existente, îmbunătăţirea tehnologiilor de lucru şi proiectări de noi utilaje destinate carierelor de lignit de mare capacitate din România, Revista Mine, Petrol şi Gaze, nr. 11/1989 2. Fodor, D., Rotunjanu, I. ş a . Tehnologii moderne de exploatare în carierele de lignit, Revista Mine, Petrol şi Gaze, nr.61/1979 3. Iacob, D. Deficienţe în sistemul de transport al carbunelui la beneficiar, Referat de doctorat nr. 2, Universitatea din Petroşani, 2010 4. Jula, D., Dumitrescu, I. Fiabilitatea sistemelor de transport, 2009 5. Nan, M.S., Jula, D. Capacitatea sistemelor de transport, Editura Universitas, Petroşani, 2000

28


ANALIZA DE SENSIBILITATE A PARAMETRILOR ALBIILOR DE SCUFUNDARE LA VARIAŢIA PRINCIPALILOR FACTORI GEO-MINIERI

Dacian Paul MARIAN*, Ilie ONICA**, Eugen COZMA**

In this paper, there are presented the results of a complex analysis, with finite element method modelling, on the influence of the coal mining subsidence parameters at the variation of the following geo-mining factors: main geo-mechanical features; mining depth; coal seam dip; mining goaf sizes; horizontal stress; the presence of the near mining space. Cuvinte cheie: strat de cărbune, scufundare, deplasare orizontală, metoda elementelor finite, caracteristici geomecanice, adâncime de exploatare, tensiuni orizontale. Introducere

Exploatarea subterană a zăcămintelor de

cărbuni prin surparea rocilor înconjurătoare conduce la schimbarea stării de tensiuni şi deformaţii din masiv şi implicit la deformarea terenului de la suprafaţă, unde se formează o albie de scufundare. Principalii parametrii ai albiei de scufundare sunt scufundarea şi deplasarea

orizontală [3], [5], [6], [10]. Pentru analiza modului de comportare ai acestor parametrii la variaţia unor factori geomecanici şi tehnico-minieri s-a apelat la modelarea numerică cu elemente finite în 2D [4], [7], [8], [9] cu ajutorul programului de calcul CESAR-LCPC [12]. În acest sens, au fost realizate modele numerice omogene iar în centrul modelelor au fost executate goluri de exploatare care simulează volumul de cărbune extras cu fronturi lungi de abataj. În aceste modele au fost luate în considerare două zone din masiv cu caracteristici diferite, specifice rocilor din bazinul Valea Jiului [1], [11]: prima zonă cuprinde rocile înconjurătoare din culcuşul şi acoperişul stratului exploatat, iar a doua zonă este atribuită stratului de cărbune ce constituie obiectul exploatării.

Caracteristicile rocilor, considerate omogene şi izotrope, luate în calcul în ipoteza comportamentului elasto-plastic de tip Mohr-Coulomb fără ecruisaj (întărire) sunt: densitatea aparentă, aρ ; modulul de elasticitate, E; coeficientul lui Poisson, ν ; coeziunea, C; unghiul de frecare interioară, ϕ (Tab. 1) [1], [11].

Tab. 1. Valorile caracteristicilor geomecanice ale rocilor din cele două zone distincte ale modelelor cu elemente finite

Caracteristica geomecanică Simbol UM Roci Cărbuni Densitatea aparentă aρ kg/m3 2663 1450

Modulul de elasticitate E kN/m2 5 035 000 1 035 000

Coeficientul lui Poisson ν adim. 0,19 0,13

Coeziunea C kN/m2 6 130 1 300

Unghiul de frecare interioară ϕ o 55 50

Analiza de sensibilitate la caracteristicile fizico-mecanice

Influenţa densităţii aparente

În vederea studierii gradului de influenţă a densităţii aparente a rocilor asupra modului de comportament al modelelor cu elemente finite, din punct de vedere al principalilor parametrii de scufundare, vom multiplica valoarea medie a densităţii cu un coeficient K (K = 1; 1,3; 1,5; 1,7; 2) [7], [9], menţinând constanţi ceilalţi parametri (la valorile prezentate în Tabelul 1). ____________________________________ *Dr.ing. Universitatea din Petroşani ** Prof.univ.dr.ing. Universitatea din Petroşani

Menţionăm faptul că aceeaşi analiză de sensibilitate se putea realiza luând ca parametru variabil greutatea specifică aparentă.

În urma calculelor efectuate pe aceste modele s-a constatat că scufundarea şi deplasarea orizontală cresc liniar odată cu creşterea densităţii aparente (Fig.1), ceea ce demonstrează sensibilitatea accentuată a modelului la variaţia densităţii rocilor (şi implicit a greutăţii specifice aparente) [2]:

5178,90585,0max −⋅= ρW , R2 = 0,9999 (1) 1921,40211,0max −⋅= ρU , R2 = 0,9998 (2) 3737,00166,0min +⋅−= ρU , R2 = 0,9999 (3)

29


W max = 0,0585*ρ - 9,5178R2 = 0,9999

100

150

200

250

300

350

2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500Densitatea aparentă - ρ (kg/m3)

Scuf

unda

rea

max

imă

- W

max

(mm

)

a)

U max = 0,0211*ρ - 4,1921R2 = 0,9998

U min = -0,0166*ρ + 0,3737R2 = 0,9999-100

-50

0

50

100

150

2500 3000 3500 4000 4500 5000 5500

Densitatea aparentă - ρ (kg/m3)

Dep

lsar

ea o

rizon

tală

- U

(mm

)

b)

Fig. 1. Influenţa densităţii aparente asupra:

a) scufundării maxime; b) deplasării orizontale maxime/minime

Densitatea sau greutatea specifică aparentă

prin contribuţia sa la dezvoltarea stării de tensiuni şi deformaţii din masiv explică sensibilitatea accentuată a modelului la variaţia acestui parametru.

Influenţa modulului de elasticitate

Studiul influenţei modulului de elasticitate al rocilor [1], [11] asupra dezvoltării principalilor parametri de scufundare s-a realizat reducând valoarea acestui parametru principal ce caracterizează comportamentul elastic al rocilor cu un coeficient K (K = 1; 0,7; 0,5; 0,3) [7], [9], menţinând neschimbaţi ceilalţi parametri, în conformitate cu valorile din Tabelul 1.

În urma analizei rezultatelor obţinute din modelare cu elemente finite s-a constatat că scufundarea şi deplasarea orizontală cresc semnificativ odată cu scăderea modulului de elasticitate (Fig .2), ceea ce arată un impact foarte mare al modulului de elasticitate asupra comportării modelului. Variaţia parametrilor de scufundare funcţie de modulul de elasticitate al rocilor este prezentată în relaţiile de mai jos [2]:

W max = 7,423*108*E -1,000

R2 = 1,000

0

100

200

300

400

500

600

0 1000000 2000000 3000000 4000000 5000000 6000000Modulul de elasticitate - E (kN/m2)

Scuf

unda

rea

max

imă

- W

max

(mm

)

a)

U max = 2,639*108*E -1

R2 = 1,000

U min = 85,602*ln(E ) - 1357,8R2 = 0,969

-200

-150

-100

-50

0

50

100

150

200

1000000 2000000 3000000 4000000 5000000 6000000

Modulul de elasticitate - E (kN/m2)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

U (m

m)

b)

Fig. 2. Influenţa modulului de elasticitate asupra:

a) scufundării maxime; b) deplasării orizontale maxime/minime

EW 110423,7 8

max ⋅⋅= , R2=1,0 (4)

EU 110639,2 8

max ⋅⋅= , R2=1,0 (5)

8,1357ln602,85min −⋅= EU , R2=0,969 (6) Influenţa coeficientului lui Poisson

Comportarea modelului la variaţia coeficientului lui Poisson [1], [11] a fost obţinută multiplicând acest parametru cu un coeficient K (K =0,5; 1; 1,5; 2) şi conservând ceilalţi parametri la valorile prezentate în Tabelul 1.

În urma calculului pe aceste modele s-a constatat că principalii parametri de analiză ai modelului (scufundarea şi deplasarea orizontală) sunt foarte puţin sensibili la creşterea valorii coeficientului lui Poisson (Fig.a3) [2]:

2,164368,91max +⋅−= νW , R2=0,999 (7)

15,55053,15max +⋅−= νU , R2=0,969 (8) 6,52316,48min −⋅= νU , R2=0,989 (9)

30


W max = -91,368*ν + 164,2R2 = 0,9997

125

130

135

140

145

150

155

160

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350 0,400Coeficientul lui Poisson - ν

Scuf

unda

rea

max

imă

- W

max

(mm

)

a)

U max = -15,053*ν + 55,15R2 = 0,9939

U min = 48,316*ν - 52,5R2 = 0,9896

-60

-40

-20

0

20

40

60

0,000 0,050 0,100 0,150 0,200 0,250 0,300 0,350 0,400

Coeficientul lui Poisson - ν

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

U (m

m)

b)

Fig. 3. Influenţa coeficientului lui Poisson asupra: a) scufundării maxime;

b) deplasării orizontale maxime/minime

Influenţa coeziunii

Pentru a analiza modul de comportament al principalilor parametri ai fenomenului de scufundare a terenului de la suprafaţă, în funcţie de coeziunea rocilor [1], [11], vom multiplica acest parametru cu un coeficient K (K = 1; 0,5; 1,5; 2) [7], [9]; în model păstrând neschimbată valoarea celorlalţi parametri luaţi în calcul.

În urma calculelor efectuate pe aceste modele s-a constatat că scufundarea şi deplasarea orizontală scad foarte puţin odată cu creşterea coeziunii (Fig. 4). De aceea, se poate concluziona că variaţia acestui parametru influenţează foarte puţin modelul, în conformitate cu legităţile următoare [2]:

0281,0max166,188

CW ⋅= , R2=0,927 (10)

0328,0max106,70

CU ⋅= , R2=0,911 (11)

W max = 188,66*C -0,0281

R2 = 0,9274

144

145

146

147

148

149

150

151

152

3000 4000 5000 6000 7000 8000 9000 10000 11000 12000 13000Coeziunea - C (kN/m2)

Scu

fund

area

max

imă

- W

max

(mm

)

a)

U max = 70,06*C -0,0326

R2 = 0,911

51

52

52

53

53

54

54

55

3000 5000 7000 9000 11000 13000Coeziunea - C (kN/m2)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

U max

(mm

)

b)

Fig. 4. Influenţa coeziunii asupra: a) scufundării maxime;

b) deplasării orizontale maxime

Influenţa unghiului de frecare interioară

Studierea modului de comportare a scufundării şi deplasării orizontale a terenului de la suprafaţă la variaţia unghiului de frecare interioară a rocilor [1], [11] s-a realizat reducând succesiv valorile unghiului de frecare interioară cu un coeficient K (K = 1; 0,7; 0,5; 0,3), menţinând constanţi restul parametrilor din model (ca în Tabelul 1).

În urma efectuării calculelor, s-a constatat că scufundarea şi deplasarea orizontală scad foarte puţin odată cu creşterea unghiului de frecare interioară (Fig.5), urmând legităţile de mai jos [2]:

0927,0max125,209

ϕ⋅=W , R2=0,8664 (12)

0897,0max1749,73

ϕ⋅=U , R2=0,8612 (13)

Ceea ce conduce la concluzia că variaţia importantă a unghiului de frecare interioară a rocilor din model influenţează foarte puţin parametrii principali de scufundare.

31


W max = 209,25*ϕ -0,0927

R2 = 0,8664

140

145

150

155

160

165

15 20 25 30 35 40 45 50 55Unghiul de frecare interioară - ϕ (o)

Scu

fund

area

max

imă

- W

max

(mm

)

a)

Umax = 73,749*ϕ -0,0897

R2 = 0,8612

51

52

53

54

55

56

57

58

59

15 20 25 30 35 40 45 50 55Unghiul de frecare interioară - ϕ (ο)

Depl

asar

ea o

rizon

tală

- U

max

(mm

)

b)

Fig. 5. Influenţa unghiului de frecare interioară asupra: a) scufundării maxime;

b) deplasării orizontale maxime Analiza de sensibilitate la variaţia adâncimii de exploatare

Comportarea modelului la variaţia adâncimii de exploatare (sau a grosimii pachetului de roci din acoperişul stratului) a fost studiată cu ajutorul mai multor modele, pentru care spaţiul exploatat a fost poziţionat succesiv la diferite adâncimi (H = 100; 120; 150; 200; 300; 400; 500; 600m).

În aceste modele au fost luate în considerare două zone din masiv cu caracteristici diferite: prima zonă cuprinde rocile înconjurătoare din culcuşul şi acoperişul stratului exploatat, iar a doua zonă este specifică stratului de cărbune ce constituie obiectul exploatării.

Caracteristicile rocilor din aceste două zone, considerate omogene şi izotrope, luate în calcul în ipoteza comportamentului elasto-plastic de tip Mohr-Coulomb fără ecruisaj sunt prezentate în Tabelul 1.

Rezultatele calculelor efectuate pe aceste modele au arătat că scufundarea şi deplasarea orizontală cresc foarte mult odată cu scăderea adâncimii de exploatare, în special la adâncimi mai mici de H = 200m (Fig. 6) [2]:

2216,1max1289464

HW ⋅= , R2 = 0,9945 (14)

2478,1max198247

HU ⋅= , R2 =0,9923 (15)

W max = 289464*H -1,2216

R2 = 0,9945

0

200

400

600

800

1000

1200

0 100 200 300 400 500 600Adâncimea de exploatare - H (m)

Scuf

unda

rea

max

imă

- Wm

ax (m

m)

a)

U max = 98247*H -1,2478

R2 = 0,9923

0

50

100

150

200

250

300

350

0 100 200 300 400 500 600 700Adâncimea de exploatare - H (m)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă m

axim

ăU

max

(mm

)

b)

Fig. 6. Influenţa adâncimii de exploatare asupra: a) scufundării maxime;


Influenţa acestui parametru este explicată prin creşterea stării de tensiuni (verticale şi orizontale) dezvoltate în masivul de roci odată cu creşterea adâncimii, fiind mărimi direct proporţionale. Analiza de sensibilitate la înălţimea spaţiului exploatat

La acest punct s-a efectuat o analiza a modului de comportament al modelelor cu elemente finite la variaţia înălţimii spaţiului exploatat (grosimea stratului). În acest scop, au fost realizate mai multe variante de calcul în care stratul de cărbune a fost exploatat în felii înclinate cu înălţimea de 2,5m; cazurile succesive de modelare fiind pentru 1 felie, 2, 3 şi 4 felii exploatate simultan (respectiv, pentru o înălţime a spaţiului exploatat de: 2,5m; 5,0m; 7,5m şi 10m).

În urma calculului pe aceste modele s-a constatat că scufundarea şi deplasarea orizontală cresc logaritmic odată cu creşterea numărului de felii exploatate sau odată cu creşterea înălţimii spaţiului exploatat (Fig.7). Ceea ce demonstrează influenţa foarte mare a grosimii exploatate a stratului asupra amplitudinii scufundării şi deplasării terenului de la suprafaţă [2]:

89,193ln568,41max +⋅= mW ,R2=0,9997 (16) 847,66ln364,12max +⋅= mU ,R2=0,9985 (17)

32


W max = 41,568*ln(m ) + 193,89R2 = 0,9997

220

230

240

250

260

270

280

290

300

2 3 4 5 6 7 8 9 10Înălţimea spaţiului exploatat (Grosimea stratului) - m (m)

Scuf

unda

rea

max

imă

- Wm

ax (m

m)

a)

U max = 12,364*ln(m) + 66,847R2 = 0,9985

77

79

81

83

85

87

89

91

93

95

2 3 4 5 6 7 8 9 10Înălţimea spaţiului exploatat (Grosimea stratului) - m (m)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă m

aximă

Um

ax (m

m)

b)

Fig. 7. Influenţa înălţimii spaţiului exploatat asupra: a) scufundării maxime;

b) deplasării orizontale maxime Analiza de sensibilitate la unghiul de înclinare a stratului

Modul de comportament al modelelor (din punct de vedere al scufundărilor şi deplasărilor orizontale) funcţie de variaţia unghiului de înclinare a stratului exploatat, a fost analizat în condiţiile în care stratul de cărbune a fost rotit succesiv, în geometria modelelor, cu unghiurile: α = 0o; 5o; 10o; 15o; 20o; 25o; 30o. Astfel încât, au rezultat 7 noi modele cu geometrie diferită.

În urma analizei rezultatelor obţinute, pe aceste modele cu elemente finite, se poate remarca faptul că scufundarea maximă scade odată cu creşterea unghiului de înclinare a stratului, (Fig. 8), iar albia de scufundare este din ce în ce mai asimetrică (Fig. 9).

160

165

170

175

180

185

190

195

200

0 5 10 15 20 25 30Înclinarea stratului - α (o)

Scu

fund

area

max

imă

- Wm

ax (m

m)

Fig. 8. Influenţa variaţiei unghiului de înclinare a

stratului asupra scufundării maxime

Reprezentarea albiilor de scufundare în funcţie de variaţia unghiului de înclinare a stratului de cărbune sunt prezentate grafic în Figura 9 iar curbele deplasărilor orizontale în Figura 10.

0

20

40

60

80

100

120

140

160

180

200

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Distanţa - D o (m)

Scuf

unda

rea

- W (m

m)

α = 0α = 5α = 10α = 15α = 20α = 25α = 30

Fig. 9. Reprezentarea albiilor de scufundare în cazul variaţiei unghiului de înclinare a stratului

-60

-50

-40

-30

-20

-10

0

10

20

30

40

50

60

70

0 100 200 300 400 500 600 700 800 900 1000 1100

Distanţa - D o (m)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

U (m

m)

α = 0α = 5α = 10α = 15α = 20α = 25α = 30

Fig. 10. Reprezentarea curbelor deplasării orizontale în cazul variaţiei unghiului de înclinare a stratului

Analiza de sensibilitate la variaţia tensiunilor orizontale

Analiza de sensibilitate a modelului la variaţia tensiunilor orizontale s-a realizat procedând la calcule succesive, pe mai multe modele, cu încărcări geostatice orizontale variabile, în care au fost luate în considerare două regiuni cu formaţiuni cu caracteristici diferite (Tabelul 1).

Pentru analiza modului de comportament a modelului la variaţia tensiunilor orizontale

(împingerilor laterale), voxvh k σσν

νσ ⋅=⋅−

=1

,

dezvoltate în masivul de roci, tensiunile verticale au fost considerate constante şi egale cu

7989=⋅= Hv γσ kN/m2, iar parametrului Kox (care este coeficientul împingerilor laterale) i s-au atribuit valori diferite (Kox = 0,2; 0,4; 0,6; 0,8; 1; 1,5; 2). Au rezultat, astfel, 7 variante diferite de încărcare ale modelului cu elemente finite.

În urma calculelor efectuate s-a constatat că scufundarea maximă şi deplasarea orizontală maximă se reduc liniar odată cu creşterea tensiunilor orizontale (Fig.11). Menţionăm că, în aceste condiţii, albia de scufundare este mai întinsă în cazul unor tensiuni orizontale mari decât în cazul unor tensiuni orizontale mai puţin importante (Fig.12).

33


Tensiuni geostatice verticale constante (7989 kN/m2)

W max = -0,0055*σ h + 270,92

R2 = 0,9999

180

190

200

210

220

230

240

250

260

270

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

1000

0

1100

0

1200

0

1300

0

1400

0

1500

0

1600

0

Tensiuni geostatice orizontale - σ h (kN/m2)

Scuf

unda

rea

max

imă

- Wm

ax (m

m)

a)

Tensiuni geostatice verticale constante (78292 kN/m2)

U max = -0,0013*σ h + 89,238

R2 = 0,9995

65

70

75

80

85

90

1000

2000

3000

4000

5000

6000

7000

8000

9000

1000

0

1100

0

1200

0

1300

0

1400

0

1500

0

1600

0

Tensiuni geostatice orizontale - σ h (kN/m2)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

Um

ax (m

m)

b)

Fig. 11. Influenţa variaţiei tensiunilor orizontale din masiv asupra: a) scufundării maxime;


În consecinţă, variaţia acestor parametri este dată de relaţiile următoare [2]:

92,2700055,0max +⋅−= hW σ ,R2=0,9999 (18) 238,890013,0max +⋅−= hU σ ,R2=0,9995 (19)

Albiile de scufundare, aferente variaţiei tensiunilor orizontale cu valorile de mai sus, sunt reprezentate grafic în Figura 12, iar curbele deplasărilor orizontale în Figura 13.

-50

0

50

100

150

200

250

300

0 200 400 600 800 1000 1200

Distanţa - D o (m)

Scuf

unda

rea

- W (m

m)

Kox = 0,2Kox = 0,4Kox = 0,6Kox = 0,8Kox = 1Kox = 1,5Kox = 2

Fig. 12. Reprezentarea albiilor de scufundare în cazul variaţiei tensiunilor orizontale

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

0 200 400 600 800 1000 1200

Distanţa - D o (m)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

U (m

m)

Kox = 0,2Kox = 0,4Kox = 0,6Kox = 0,8Kox = 1Kox = 1,5Kox = 2

Fig. 13. Reprezentarea curbelor deplasării orizontale în cazul variaţiei tensiunilor orizontale

Analiza modului de deformare a terenului de la suprafaţă în cazul exploatării a două strate de cărbune apropiate

Influenţa exploatării unui pachet format din două strate de cărbune asupra stabilităţii terenului de la zi a fost realizată prin modelarea unui caz general, în care: stratele sunt orizontale, spaţiile exploatate au aceleaşi dimensiuni, sunt aliniate pe verticală (unul deasupra celuilalt), iar distanţa dintre ele este de 100m (Fig. 14).

Fig. 14. Reprezentarea modelului cu elemente finite în cazul exploatării a două strate de cărbune apropiate

În acest scop au fost generate 3 modele numerice de calcul: un model cu exploatarea simultană a celor două strate; al doilea model în care este exploatat independent primul strat şi al treilea model cu exploatarea independentă a celui de-al doilea strat.

Rezultatele calculelor au fost sintetizate în Figurile 15 şi 16. În Figura 15 sunt reprezentate albiile de scufundare aferente exploatării stratului de cărbune în cazul celor 3 variante de modele cu elemente finite, iar curbele corespunzătoare ale deplasărilor orizontale sunt reprezentate în Fig. 16.

0

50

100

150

200

250

300

350

0 200 400 600 800 1000 1200

Distanța - D o (m)

Scuf

unda

rea

- W (m

m)

Exploatarea stratului superior

Exploatarea stratului inferior

Exploatarea ambelor strate Fig. 15. Reprezentarea albiilor de scufundare în cazul

exploatării a două strate apropiate

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

40

60

80

100

0 200 400 600 800 1000 1200

Distanța - D o (m)

Dep

lasa

rea

oriz

onta

lă -

U (m

m)

Exploatarea stratului superiorExploatarea stratului inferiorExploatarea ambelor strate

Fig. 16. Reprezentarea curbelor deplasării orizontale în cazul exploatării a două strate apropiate

34


Analizând variaţia celor doi parametri de scufundare este evident că exploatarea concomitentă a celor două strate are o influenţă mult mai accentuată asupra deformării suprafeţei; iar exploatarea stratului mai aproape de suprafaţă are un impact mult mai mare asupra parametrilor de deformare (scufundare şi deplasare) decât exploatarea stratului situat la adâncime mai mare.

Remarcăm faptul că situaţia prezentată este una generală, mult simplificată; în realitate, deplasarea şi deformarea suprafeţei terenului, în cazul exploatării, a două sau mai multe strate apropiate, depinde de mai mulţi factori, cum ar fi: dimensiunile fiecărui spaţiu exploatat în parte, înclinarea stratelor, metoda de exploatare specifică fiecărui strat, procedeul de dirijare a presiunii, distanţa pe verticală dintre strate, poziţia reciprocă a spaţiilor rezultate prin exploatare etc.

Concluzii

În vederea analizei de sensibilitate a principalilor parametrii ai albiilor de scufundare (scufundare şi deplasare orizontală) la variaţia mai multor factori geo-minieri s-au realizat o serie de modele cu elemente finite în 2D, în elasto-plasticitate, ajungând la următoarele concluzii:

1) densitatea sau greutatea specifică aparentă, prin contribuţia sa la dezvoltarea stării de tensiuni şi deformaţii din masiv, explică sensibilitatea accentuată a scufundării şi deplasării orizontale la variaţia acestui parametru;

2) scufundarea şi deplasarea orizontală cresc semnificativ odată cu scăderea modulului de elasticitate;

3) principalii parametri de analiză ai modelului sunt foarte puţin sensibili la variaţia coeficientului lui Poisson, coeziunii şi unghiului de frecare interioară a rocilor;

4) scufundarea şi deplasarea orizontală cresc foarte mult odată cu scăderea adâncimii de exploatare, în special la adâncimi mai mici de 200m;

5) scufundarea şi deplasarea orizontală cresc logaritmic odată cu creşterea numărului de felii exploatate sau odată cu creşterea înălţimii spaţiului exploatat;

6) scufundarea maximă scade odată cu creşterea unghiului de înclinare a stratului, iar albia de scufundare este din ce în ce mai asimetrică;

7) valorile maxime ale parametrilor albiei de scufundare se reduc liniar odată cu creşterea tensiunilor orizontale; în aceste condiţii, albia de scufundare este mai întinsă în cazul unor tensiuni orizontale mai mari decât în cazul unor tensiuni orizontale mai puţin importante;

8) exploatarea concomitentă a două sau mai multe strate are o influenţă mult mai accentuată asupra deformării suprafeţei; iar exploatarea stratului mai aproape de suprafaţă are un impact mult mai mare asupra parametrilor de deformare. Bibliografie

1. Hirean, C. Mecanica rocilor, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1981, 322 p. 2. Marian, D.P. Analiza stabilităţii terenului de la suprafaţă sub influenţa exploatării stratelor de cărbuni cu înclinare mică şi medie din bazinul Văii Jiului, Teză de doctorat, 2011, 173 p. 3. Oncioiu, G., Onica, I. Ground Deformation in the Case of Underground Mining of Thick and Dip Coal Seams in Jiu Valley Basin (Romania), Proceedings of 18th International Conference on Ground Control in Mining, 3-5 August, 1999, Morgantown, WV, USA, pp.330-336. 4. Onica, I. Introducere în metode numerice utilizate în analiza stabilităţii excavaţiilor miniere, Editura Universitas, Petroşani, 2001, 156 p. 5. Onica, I. Impactul exploatării zăcămintelor de s.m.u. asupra mediului, Editura Universitas, Petroşani, 2001, pp.173-198. 6. Onica, I., Cozma, E., Goldan, T. Degradarea terenului de la suprafaţă subinfluenţa exploatării subterane, Buletinul AGIR, nr. 3, 2006, pp.14-27. 7. Onica, I., Cozma, E., Marian, D.P. Analiza deformării terenului de la suprafaţă cu ajutorul metodei elementelor finite, în condiţiile exploatării cu abataje frontale a stratului 3 – mina Livezeni, Revista Minelor, nr. 12011, pp. 24-33. 8. Onica, I., Cozma, E., Marian, D.P. Ground Surface Deformation as Effect of Longwall Mining of the Coal Seam No. 3 of the Livezeni Mine, Proceedings of the 22nd International Mining Congress and Exhibition of Turkey, May 11-13, 2011, Ankara, Turkey. 9. Onica, I., Cozma, E., Marian, D.P. Analysis of the Ground Surface Subsidence in the Jiu Vally Coal Basin by Using the Finite Element Method, Proceedings of 11th International Multidisciplinary Scientific Geo-Conference & EXPO SGEM 2011, Modern Management of Mine Producing, Geology and Environmental Protection, Albena, Bulgaria, 19.06.2011- 25.06.2011 10. Singh, M. M. Mine Subsidence (Chapter 10.6), in SME Mining Engineering Handbook, SME, 1992, pp. 938-971 11. Todorescu, A. Proprietăţile rocilor, Editura Tehnică, Bucureşti, 1984, 676 p. 12. *** CESAR-LCPC, CLEO 2D - Reference manual, V 4.0.

35


REALIZĂRI ŞI SOLUŢII DE VIITOR PRIVIND REDAREA ÎN CIRCUITUL ECONOMIC A HALDELOR ŞI TERENURILOR DEGRADATE DE

EXPLOATĂRILE LA ZI DIN ZONA OLTENIEI

Alin Cosmin SMEU* Abstract: Problema redării în circuitul economic a terenurilor afectate de exploatarea minieră la zi trebuie urmărită încă din faza de proiectare, deoarece aceasta are o influenţă marcantă asupra limitelor carierelor, coeficientul de descopertă şi, în final, asupra costurilor de extragere. De aceea, pentru determinarea conturului final al unei cariere trebuie obligatoriu luate în considerare interdependenţa dimensiunilor şantierului de exploatare la zi cu valoarea terenurilor expropriate, parametrii geometrici ai carierei şi caracteristicile agrochimice ale rocilor acoperitoare şi înconjurătoare.

Lucrarea de faţă îşi propune o succintă trecere în revistă a realizărilor actuale în domeniul redării în circuitul economic a terenurilor degradate de activitatea de exploatare în carieră din bazinul Olteniei precum şi identificarea unor soluţii de viitor care să vină în întâmpinarea necesităţilor pe plan naţional şi îndeplinirii obligaţiilor ce îi revin României în urma aderării la Uniunea Europeană şi semnării a numeroase tratate internaţionale în domeniul protecţiei mediului.

Cuvinte cheie: redare în circuitul economic, halde, cariere, terenuri degradate, plante energetice. Introducere

Având în vedere ca sarcinile de perspectivă privind reutilizarea terenurilor degradate de activitatea minieră sunt deosebit de mari şi în continuă creştere, mai ales în bazinele miniere ale Olteniei, unde a predominat exploatarea la zi şi unde continuă şi astăzi, nu trebuie precupeţit nici un efort pentru realizarea unor lucrări de înaltă calitate şi obţinerea, în felul acesta, a unui efect economic maxim pentru fiecare variantă de reutilizare întrebuinţat. ____________________________________ *Drd.ing. Universitatea din Petroşani

Necesitatea şi avantajele redării în circuitul economic a terenurilor degradate

Întreaga activitate minieră desfăşurată încă de

la început în zona Olteniei a avut în vedere prevederile legislative cu privire la amenajarea anticipată a unor terenuri neproductive, în suprafaţă echivalentă cu suprafaţa scoasă din circuit pentru nevoile mineritului. Terenuri neproductive puteau exista în zona minieră sau în alte zone ale ţării unde nu se desfăşura activitate minieră, dar existau terenuri care necesitau amenajări.

Mineritului în carieră, spre deosebire de cel subteran, i se oferă posibilităţi de ameliorare a mediului înconjurător, în special prin amenajarea şi integrarea optimă a haldelor de steril în peisajul zonal, apoi printr-o recultivare adecvată şi eficientă a terenurilor de pe aceste halde.

Printre numeroasele motive care susţin necesitatea de remodelare şi reabilitare a terenurilor afectate de activităţi antropice se numără: - eliminarea riscului de alunecare a formelor de relief pozitive, apărute într-un teritoriu prin depozitarea materialului steril în halde exterioare; - eliminarea impactului vizual negativ al zonelor cu aspect selenar; - necesitatea reintegrării suprafeţelor degradate în circuitul productiv şi/sau ecologic al regiunilor în care acestea se găsesc, fapt care conduce la regenerarea potenţialului economic al acestora; - îmbunătăţirea calităţii mediului înconjurător; - reducerea pantelor şi, odată cu aceasta, diminuarea intensităţii fenomenelor de eroziune şi accelerarea procesului de instalare a vegetaţiei; - posibilitatea creării unor noi spaţii de depozitare a diferitelor tipuri de deşeuri în golurile remanente ale carierelor.[3]

Refacerea terenurilor şi haldelor disponibilizate a avut la bază principiile fundamentale ale reabilitării ecologice, şi anume: - principiul de globalitate sau intercauzalitate; - principiul autonomie ambientală; - principiul de transparenţă şi democraţie; - principiul de respectare a exigenţelor populaţiei; - principiul economicităţii; - principiul de dimensionare minimă şi reversibilitate; - principiul de respectare a tradiţiei. [4]

36


Caracterizarea zonei Olteniei Climatul este de tipul temperat-continental, cu

influenţe mediteraneene, cu o medie anuală a temperaturii de 10,3°C şi cu un nivel mediu anual de precipitaţii de 753 mm, regimul eolian influenţat foarte mult de vecinătatea munţilor şi dealurilor, de defrişările efectuate în zonă, de devierea unor cursuri de ape, apariţia unor lacuri artificiale şi a unor bălţi temporare sau permanente, care au creat mutaţii la nivel de microclimat, de-a lungul timpului, în bazinele miniere din Oltenia.

În ceea ce priveşte solurile prezente în regiunea Olteniei, acestea se încadrează în clasa celor cu potenţial de la mic la ridicat, iar acestea sunt extrase selectiv şi conservate în depozite, înainte de începerea activităţii de extragere a decopertei propriu-zise şi a lignitului. Sterilul extras şi depus în halde, care are un conţinut moderat în fosfor, moderat spre mare în potasiu şi un pH ridicat, s-a dovedit a fi adecvat pentru refacerea terenurilor disponibilizate de activitatea minieră.

Datorită proprietăţilor chimice ale materialelor sterile din coperta zăcământului care se depun în halde, s-a remarcat o reinstalare rapidă a vegetaţiei spontane pe suprafeţele haldelor eliberate de sarcinile tehnologice.

Primele cercetări privind redarea în circuitul economic a terenurilor degradate de activitatea minieră în regiunea Oltenia au început în 1968, iar în 1972 se înfiinţează în zonă prima unitate specializată pentru reamenajarea, refertilizarea şi recultivarea cu specii agricole anuale şi multianuale, pomiviticole şi silvice a terenurilor degradate de activitatea minieră şi reintroduse în circuitul productiv.

Studiile întreprinse începând cu anul 1968 şi rezultatele obţinute au condus la abordarea cu succes a activităţilor de refacere a terenurilor disponibilizate. Realizări privind redarea în circuitul economic al haldelor şi terenurilor degradate

Pornind de la exigenţele folosirii integrale şi

eficiente a teritoriului şi ţinând seama de principiile fundamentale de reabilitare ecologică, specialişti din cadrul unităţilor miniere, împreună cu autorităţile teritorial-administrative şi cu reprezentanţii populaţiei din zonă au decis redarea terenurilor în mod preponderent în circuitul agricol şi silvic.

Redarea în circuitul economic a terenurilor degradate de activitatea minieră reclamă reamenajarea şi modelarea suprafeţelor şi, apoi, recultivarea acestora.

Reamenajarea minieră şi modelarea sunt activităţi care impun parcurgerea mai multor etape tehnologice, şi anume: recuperarea şi conservarea solului vegetal; construirea haldelor, nivelarea suprafeţei haldelor; ameliorarea terenului de pe halde şi depunerea solului vegetal pe suprafeţele nivelate şi ameliorate. Date generale

În întreaga perioadă de când au fost puse în exploatare carierele din Oltenia, de aproximativ 50 ani, au fost afectate şi ocupate definitiv 17432 ha din care 13591 ha teren agricol, respectiv 78% şi 3841 ha teren silvic, cele mai mari suprafeţe aparţinând Bazinului Minier Rovinari.

Structura suprafeţelor ocupate se prezintă astfel: 49%, respectiv 8144 ha reprezintă terenuri arabile, 22%, respectiv 3841 ha terenuri silvice. Se remarcă faptul că aproximativ 4560 ha respectiv 42% din suprafaţa ocupată de activitatea minieră au constituit-o păşunile şi fâneţele naturale, categorii de folosinţă ce asigurau producţii modeste şi instabile. De asemenea în întreaga perioadă de existenţă a activităţii miniere au fost afectate 362 ha (2,1 %) plantaţii pomicole şi 125 ha (0,07 %) vii hibride, culturi cu o mare diversitate de specii şi soiuri autohtone.

Ca şi utilitate, 68% din suprafaţa totală a terenurilor trecute în administrarea şi respectiv patrimoniul S.N.L.O. Tg. Jiu, a fost destinată fronturilor de lucru pentru excavaţii şi halde de steril şi numai 32% pentru activităţi conexe, cum sunt: regularizări de cursuri de ape, linii ferate, reţele electrice, drumuri de acces, construcţii cu caracter social, uzine etc. (de exemplu, pentru regularizarea râului Jiu şi realizarea lacului de acumulare de la Rovinari, au fost necesare suprafeţe ce au însumat aproximativ 1000 ha). [1]

În general solurile afectate de activitatea minieră se diferenţiază în funcţie de condiţiile geologice şi geomorfologice, potenţialul lor productiv fiind de la mic la mediu, astfel că acestea se încadrează în clasele de bonitate cuprinse de la a II-a la a V-a.

În procesul de exploatare minieră factorul sol a dispărut chiar dacă în mare parte orizontul arabil a fost exploatat selectiv pentru a fi utilizat la copertare ulterioară.

Materialele depuse în halde sunt foarte etero-gene din punct de vedere fizic şi chimic, sunt în general lipsite de activitate biologică şi sunt extrem de diverse din punct de vedere mineralogic (nisipuri, pietrişuri, argile, marne) ceea ce face ca potenţialul de fertilitate să fie redus, încadrându-se în clasa a IV-a şi a V-a.

37


Recultivarea agricolă Ca urmare a cercetărilor efectuate, pe halda

exterioară a carierei Tismana s-au realizat între anii 1981-1983 experimente privind viabilitatea a patru plante de cultură - grâu, porumb, cartof şi trifoi - în condiţiile a două tipuri de pământuri argiloase: lut galben şi lut vânăt, iar în perioada 1984-1985 s-a realizat un alt lot experimental pe halda Cicani-Balta Unchiaşului, care este formată predominant din luturi galbene, cu patru plante de cultură: porumb, grâu, ovăz şi trifoi.

Experimentele au fost încadrate într-un asolament de 4 ani, iar sola cu trifoliene a avut drept scop şi contribuirea la îmbogăţirea cu materie organică şi la structura pământurilor luate în cultură. În anii 1993-1994 au fost reluate experimentele pe halda Cicani folosindu-se de această dată 6 tipuri de plante: cartof, porumb, ovăz, mazăre, orzoaica şi borceag. [1, 5] Recultivarea viti-pomicolă

Haldele Bazinului Minier Rovinari oferă condiţii extrem de favorabile pentru soiurile de pomi fructiferi cu maturitate timpurie sau extratimpurie. Rezultatele obţinute pe plantaţia realizată de Staţiunea de Cercetări Producţie Pomicolă Tg. Jiu pe halda Cicani au evidenţiat buna comportare a mărului şi prunului, la care s-au obţinut la vârsta de 12-13 ani producţii medii de 24,9 t/ha, respectiv 8,2 t/ha, producţia de cireş a fost de 4,1 t/ha, iar la vişin de 3,8 t/ha, în ceea ce

priveşte nucul, acesta a fructificat sporadic, iar alunul a fost folosit cu succes pentru stabilizarea taluzurilor în zona carierei şi haldei Gârla.

În ceea ce priveşte viticultura, plantaţiile de viţă de vie din zona Cicani au demonstrat că se pot obţine rezultate foarte bune printr-o pregătire corespunzătoare a terenului, ceea ce constă în fertilizarea de bază şi anuală. Soiurile de viţă de vie cultivate pe haldele de steril din perimetrul Cicani - Gârla au realizat producţii normale din punct de vedere calitativ şi cantitativ. Sunt de remarcat soiurile Fetească Regală cu 12,2 t/ha, Merlot cu 11,7 t/ha şi Riesling Italian cu o producţie de 10,1 t/ha. [1, 6] Recultivarea silvică

În domeniul recultivării silvice se menţionează împăduririle realizate în zona haldelor exterioare şi interioare ale carierei Gârla, care ocupă o suprafaţă de 125 ha, plantaţia de pini din perimetrul Tismana care are vârsta de 16 ani şi ocupă o suprafaţă de 32 ha pe halda exterioară şi 8 ha pe taluzurile canalului de gardă de pe latura nordică a acestei cariere şi pădurile din zona Rovinari - Peşteana şi Roşia de Jiu, care ocupă 40 ha. În tabelul 1 sunt prezentate suprafeţele redate în circuitul economic până la nivelul anului 2010, iar în tabelul 2 situaţia privind haldele de steril din Oltenia şi suprafeţele ocupate de acestea. [5, 6]

Tabelul 1. Suprafeţe redate şi predate în circuitul economic (2010) Suprafaţa (ha)

din care Nr. crt.

Unitatea Total

agricol silvic E.M.C. Roşia 820,42 547,81 272,61 Cariera Roşia 460,64 309,23 151,41

Cariera Peşteana Nord 99,50 57,30 42,20 Cariera Peşteana Sud 119,66 119,66 0,00

1

Cariera Urdari 140,62 61,62 79,00 E.M.C. Motru 676,44 466,91 209,53

Cariera Lupoaia 256,97 163,64 93,33 2 Cariera Rosiuta 419,47 303,27 116,20 E.M.C. Berbeşti 303,80 303,80 0,00

Cariera Berbeşti Vest 75,00 75,00 0,00 Cariera Panga 185,33 185,33 0,00

3

Cariera Olteţ 43,47 43,47 0,00 E.M. Mehedinţi 217,98 0,00 217,98 4 Cariera Husnicioara 217,98 0.00 21798 TOTAL S.N.L.O. 1963,25 1097,38 865,87

38


Ta

belu

l 2. H

alde

le e

xist

ente

în O

lteni

a şi

supr

afeţ

ele

ocup

ate

de a

cest

ea

Supr

afaţ

a D

in ca

re:

Supr

afaţ

a D

in ca

re:,

Supr

afaţă

Din

care

: Nr

. cr

t. U

nita

tea

min

ieră

Den

umire

ha

ldă e

xter

ioară

Prevăz

ută î

n SE

T* sa

u PE

**

Silv

ic

Agr

icol

Ocu

pată

Si

lvic

Agr

icol,

Res

t de o

cupa

tSi

lvic

Agr

icol

l. EM

C M

otru

Lupo

iţa

Vale

a Mănăs

tirii

Steic

(Lup

oaia

V-V

I) V

alea C

erve

niei

Buj

orăs

cu

Vale

a Rog

oaze

lor

Vale

a Ştiu

cani

Po

tângu

69,14

55

8,95

40,18

40

,53

130,2

7 17

4,64

119,3

2 64

,02

32,15

0

19,60

32

,41

73,11

13

7,00

69,04

0

36,99

55

8,95

20,58

8,1

2 57

,16

37,64

50

,28

64,02

69,14

40

3,39

33,70

40

,53

91,06

12

3,00

119,3

2 64

,02

32,15

0

19,60

32

,41

33,90

85

,36

69,04

0

36,99

40

3,39

14,1

8,12

57,16

37

,64

50,28

64

,02

0 15

5,56

6,46 0

39,21

51

,64

0 0

0 0 0 0 33

,90

37,64

0 0

0 15

5,56

6,46 0 5,31

14,00

0 0

To

tal

1197

,05

363,3

1 83

3,74

944,1

6 27

2,46

671,7

0 25

4,87

73,54

18

1,33

2.

EMC

Peşte

ana

Peşte

aua S

ud

Peşte

ana N

ord

Urd

ari

91,79

19

5,67

86,73

0 0 15

,09

91,79

19

5,67

71,64

91,79

19

2,30

30,72

0 0 30

,72

91,79

19

2,30

0

0 3,37

56,01

0 0 56

.01

0 3,37 0

To

tal

374,1

9 15

,09

359,1

0 31

4,81

30,72

28

4,09

59,38

56

,01

3,37

3. EM

C Jilţ

Jilţ S

ud

Jilţ

Nord

66

0,73

172,7

4 19

3,48

68,06

46

7,25

104,6

8 34

4,00

137,7

4 42

,00

65,00

30

2,00

72,74

32

6,73

35,00

42

,00

0 28

4,73

35,00

Total

83

3,47

261,5

4 57

1,93

481,7

4 10

7,00

374,7

4 36

1,73

42,00

31

9,73

4. EM

C Pi

noas

a V

alea N

egom

ir 66

7,93

133,8

9 53

4,04

197 ,0

0 85

,28

111,7

2 47

0,77

337,0

4 13

3,73

Total

66

7,93

133,8

9 53

4,04

197,0

0 85

,28

111,7

2 47

0,77

337,0

4 13

3,73

5.

EMC

Roşia

Roşia

49

8,00

0 49

8,00

141,0

2 12

7,02

14,00

35

6,98

229,9

6 12

7,02

Total

49

8,00

0 49

8,00

141,0

2 12

7,02

14,00

35

6,98

229,9

6 12

7,02

6.|

EM

Meh

edinţi

Hus

nicio

ara V

est

282,6

4 0

0 12

0 ,42

81,99

38

,43

160,2

2 80

,23

79,99

To

tal

282,6

4 0

0 12

0,42

81,99

38

,43

160,2

2 80

,23

79,99

7. EM

Ber

beşti

Rugc

t O

lteţ

Berb

eşti V

est

Pang

a Sud

Pa

nga N

ord

134,0

0 14

6,00

85,00

48

,00

137,0

0

69,00

0,0

0 66

,00

0,00

37,00

65,00

14

6,00

19,00

48

,00

100,0

0

87,00

14

6,00

75,00

48

,00

88,00

47,00

66

,00

37,00

0 0

47,00

14

6,00

9,00

48,00

88

,00

47,00

0

10,00

49

,00

0

0 0 0 0 0

47,00

0

10,00

49

,00

O To

tal

550,0

0 17

2,00

378,0

0 44

4,00

150,0

0 33

8,00

106,0

0 0

106,0

0 To

tal ge

nera

l 44

03,26

94

5,83

3174

,8 26

43,14

85

4,47

1832

,68

1769

,95

818,7

8 95

1,17

39


Soluţii de viitor cu privire la redarea în circuitul economic al haldelor şi terenurilor degradate În perioada următorilor zece ani, carierele din bazinele miniere ale Olteniei vor înregistra modificări notabile în privinţa geometriei de ansamblu a acestora, datorită schimbării metodei de exploatare, prin trecerea la haldare interioară şi, de asemenea, prin folosirea într-o proporţie mai mare a transbordării sterilului în halde. În acelaşi timp, unele cariere vor fi închise din cauza epuizării rezervelor din perimetrele de exploatare şi vom asista la concentrarea producţiei în câteva cariere mari. Toate acestea vor avea drept rezultat diminuarea suprafeţelor scoase din circuitul economic şi creşterea celor reamenajate şi reintroduse în activitatea productivă.

În corelaţie cu producţia care va trebui asigurată economiei naţionale şi cu condiţiile concrete tehnico-miniere din carierele în funcţiune, dinamica terenurilor ocupate şi redate circuitului economic este prezentată în tabelul 3. [2]

Din analiza tabelului se constată că suprafeţele amenajate şi redate circuitului economic vor fi mai mari cu peste 4000 ha, faţă de cele ocupate de industria miniera în perioada luată în analiză.

Modul de redare în circuitul economic a terenurilor degradate va răspunde întotdeauna intereselor locale şi proprietarilor şi se va baza pe experienţa câştigată până acum de autorităţile şi specialiştii români în acest domeniu de activitate.

Selectarea culturilor şi plantaţiilor posibile de aplicat se va face şi în viitor ţinându-se seama de zona climaterică, natura terenului şi experienţa pozitivă câştigată în domeniu până în prezent.

Tabelul 3. Dinamica terenurilor ocupate şi redate circuitului economic (2009 - 2017)

O soluţie alternativă celor prezentate (recultivare agricolă, silvică sau vitipomicolă) o constituie culturile de plante tehnice. Dintre acestea o categorie cu potenţial ridicat de cultivare în Oltenia şi una utilizată pe scară tot mai largă în ţările dezvoltate o constituie plantele energetice, în speţă salcia energetică. Oportunitatea cultivării plantelor energetice

Plantele energetice sunt folosite ca si combustibil in centralele de producere energie termica/electrica.

Prin înlocuirea combustibililor fosili ele au potenţialul de a reduce emisiile de dioxid de carbon din gazele cu efect de sera. Va fi nevoie de cultivarea plantelor energetice pentru ca România: - este parte a Protocolului de la Kyoto pentru reducerea emisiilor gazelor cu efect de sera cu 12,5% în 2012 fata de nivelul din 1990; - trebuie sa atingă ţintele privind cotele de producere energie electrica din surse regenerabile.

Aceste lucruri furnizează o oportunitate însemnată pentru industria de culturi energetice.

În acest moment in România nu exista culturi energetice cu plante cu material lemnos, daca nu se iau in considerare terenurile forestiere cu diferite specii de arbori pentru a căror exploatare industriala trebuie sa treacă zeci de ani de la înfiinţarea lor. Această propunere se referă cu precădere la culturile de salcie energetică, ea dând până în acest moment cele mai bune randamente anuale la hectar si dând posibilitatea recoltării masei lemnoase anual sau bianual in condiţii economice foarte bune.

Ca si parte a lanţului complet de producere energie din surse regenerabile, trebuie ţinut cont de faptul ca se aloca 3 Certificate Verzi pentru producerea de energie electrică din biomasa, conf. Legii 220/2008. ceea ce la final aduce o plus-valoare importantă întregului sistem plantaţie - livrare energie.

În figura 1 este prezentată schema generală de producere a energiei electrice utilizând plante energetice (biomasă).

40


Fig. 1. Procesul de generare a energiei utilizând biomasă

Propuneri cu privire la recultivarea haldelor şi terenurilor degradate cu plante energetice

Culturile de plante energetice constând din varietăţi de salcie cu plantare deasă cu un randament ridicat, cu un ciclu de recoltare la 1-2 ani sunt cele mai pretabile pentru haldele şi terenurile degradate în urma activităţilor în carierele din Bazinul Olteniei.

Răchita, o salcie care creste sub forma de tufiş (fig. 2.), stă la baza majorităţii varietăţilor de salcie plantate in scopuri energetice. Salcia energetica este cultura lemnoasa, perena, rizomii sau lăstarii rămânând in pământ după recoltare, crescând ramuri noi in primăvara următoare.

O plantaţie poate fi viabilă pentru 30 de ani înainte ca sa fie nevoie de replantare, acest lucru fiind funcţie de productivitatea lujerilor.

Salcia energetică este plantată primăvara folosind material de plantare de la producători specializaţi si echipament destinat acestor scopuri.

Salcia va creste rapid în primul an, atingând până la 4 m înălţime. Pe timpul iernii, după plantare, lujerii sunt tăiaţi de la nivelul solului pentru a încuraja creşterea mai multor lăstari, ca un tufiş. În mod normal recoltarea are loc pe timpul iernii la doi ani de la prima taiere. Echipamentul folosit pentru recoltare este special proiectat pentru astfel de scopuri si depinde de specificaţiile cerute de clientul final în ceea ce priveşte biomasa folosită. Cele mai multe operaţii, in afara de plantare si recoltare, folosesc echipamente agricole obişnuite.

Randamentul va depinde destul de mult de tipul de sol si de eficienta înfiinţării culturii.

41


Fig. 2. Plantaţii de salcie energetică şi modul de recoltare

Rădăcinile salciei, care în natura sunt fibroase,

vor penetra adânc înspre drenajele terenului si de aceea se recomanda ca salcia sa fie plantata la cel puţin 30m distanta fata de orice fel de drenaje care sunt considerate importante. Când se alege un teren sa se ia in considerare si viaţa sistemului de drenaj in legătura cu viaţa prognozata a culturii de salcie.

Pentru a asigura un randament economic al culturii trebuie sa se ia in considerare parcele de minim 3 ha. Cele mai bune parcele sunt cele care minimizează necesitatea de lungimi scurte ale rândurilor sau nu cer schimbări de direcţie in timpul operaţiunilor din câmp. Alegerea unor terenuri care pot fi recoltate economic este de o importanta crucială. Pentru uşurarea operaţiunilor terenul ideal ar trebui sa fie plan sau cu o înclinare de max. 7%. Este foarte recomandat ca înclinaţia terenului sa nu depăşească 15%.

Trebuie sa existe căi de acces valabile pentru toate echipamentele necesare pe timpul înfiinţării sau recoltării culturii (fig. 2.). Lăţimea căilor de acces trebuie sa fie de minim 4,5 m, dar daca se creează noi cai de acces se recomanda ca aceasta lăţime sa fie de 7,5 m. Trebuie să se ia in considerare si înălţimea podurilor sau greutatea suportata a cailor de acces, acolo unde este necesar. Zonele ideale de transfer sau depozitare a recoltei trebuie sa fie adiacente terenului plantaţiei.

Cerinţe cu privire la structura locului de plantare Structura locului de plantare trebuie să ţină

cont de cerinţele operaţionale. Sunt necesare capete de parcela de min. 8 m in lăţime la ambele capete pentru a putea permite întoarcerea maşinilor. Acolo unde se va folosi un singur trailer, sau maşina de recoltat are inclusă un trailer, lungimea rândurilor trebuie restricţionată la max. 200 m pentru a evita nevoia de a merge in marşarier de-a lungul rândurilor pentru descărcare. Acolo unde pot fi prezente doua sau mai multe trailere rândurile pot fi mai lungi.

Totuşi, acolo unde se aplică nămol lichid de la staţii epurare folosind un sistem ombilical, lungimea maxima a rândului trebuie să fie de 400m.

Căi de acces de 4 metri trebuie lăsate de-a lungul laturilor parcelei pentru a putea permite accesul maşinilor pentru folosirea insecticidelor împotriva gândacilor de salcie.

Trebuie avuta in vedere importanta pregătirii eficiente a terenului pentru plantaţia de salcie. Având in vedere ca aceasta cultura se întinde pe o perioada lunga, este perena, asigurarea unor condiţii ideale la înfiinţare va duce la beneficii bune la prima si la următoarele recolte.

Controlul buruienilor este o parte critica a înfiinţării culturii. Eradicarea completa a tuturor buruienilor invazive perene este esenţiala înainte de plantare.

Una sau doua aplicări de ierbicid pe baza de glyphosat, în concentraţii bine stabilite, trebuie sa fie făcute vara/toamna înaintea plantarii. Ideal prima aplicare de ierbicid trebuie făcuta la mijlocul verii urmata de o alta aplicare toamna pentru a controla orice reînnoire a buruienilor. O aplicare suplimentara primăvara înaintea plantarii s-ar putea sa fie necesara pe unele terenuri. Aplicarea numai primăvara a ierbicidelor nu va fi de mare eficienţă.

Daca terenul o cere va fi necesara o scarificare la o adâncime de 40 cm pentru a decompacta solul. Apoi va trebui sa se facă o arătura la o adâncime de 25 cm si sa se lase pe timpul toamnei/iernii.

Pe terenuri uşoare s-ar putea sa fie mai bine ca arătura sa fie făcuta primăvara. Afânarea solului trebuie făcuta imediat înainte de plantare.

Nămol, gunoi de grajd bine pregătit, sau alte îngrăşăminte organice cu un conţinut scăzut de azot pot fi incorporate in sol înaintea arării. Aceasta este in mod special benefic pe solurile uşoare unde se va mari retenţia de umiditate si va ajuta la condiţionarea solului.

Dacă sunt prezenţi iepuri, aceştia trebuie sa fie ţinuţi departe de plantaţie cel puţin in primii doi ani si pana la prima recolta, pentru a permite culturii sa se maturizeze după stadiul în care este vulnerabilă. În acest sens se pot ridica garduri speciale împotriva iepurilor.

42


Concluzii

În România există o experienţă de peste 40 de ani în domeniul amenajării şi redării în circuitul economic a terenurilor degradate de activitatea minieră.

Până în prezent au fost redate în circuitul economic, cu bune rezultate, peste 3000 ha, numai în bazinele miniere ale Olteniei.

Au fost studiate de-a lungul anilor plantaţiile şi culturile adecvate noilor condiţii de climat şi sol, stabilindu-se cele mai bune specii de pomi şi plante care vor fi folosite în viitor pe suprafeţele amenajate, după activitatea minieră.

În funcţie de producţia de lignit necesar de realizat şi de condiţiile concrete în care se vor desfăşura lucrările de extragere, au fost planificate pentru următorii zece ani lucrările de redare în circuitul economic a suprafeţelor, astfel încât să se diminueze semnificativ decalajul între suprafeţele degradate şi cele introduse în circuitul economic.

Se preconizează că în viitorul apropiat culturile de plantele tehnice (plante energetice în cazul de faţă) vor înlocuii culturile tradiţionale (agricole, pomicole, viticole sau silvice) ca variantă optimă de reabilitare a terenurilor degradate şi haldelor din Bazinul Olteniei.

Această variantă prezintă o serie de avantaje de natură economică dar prezintă şi avantajul alinierii politicilor de mediu şi din sectorul energetic din

România la cele ale Uniunii Europene cu respectarea acordurilor internaţionale semnate în ultimii 21 de ani.

Procesul de recuperare a terenurilor afectate de exploatarea la zi a lignitului din zona Olteniei – România, este în continuă desfăşurare, astfel încât problemele privind refacerea mediului ambiant constituie pentru statul român una dintre preocupările esenţiale. Bibliografie: 1. Fodor D., Baican G. Impactul industriei miniere asupra mediului, Editura INFOMIN, Deva, 2001. 2. Fodor D. Exploatarea in cariere a zacamintelor de substante minerale si roci utile, Editura CORVIN, Deva 2008. 3. Lazăr, M. Reabilitare ecologică, Ed. Universitas. Petroşani, 2001. 4. Lazăr, M. Reabilitarea terenurilor degradate, Ed. Universitas. Petroşani, 2010. 5. Baican G., Huidu, E., Ianc, I. „Redarea în circuitul economic a suprafeţelor de teren afectate de exploatarea lignitului la C.N.L.O. Tg. Jiu, România“. Trends in restructuring of coal industry in Central and Eastern European countries – 29th–30th, May 2000, Sinaia, Romania. 6. Baican G., Boldor, C., Ianc, I. „Reabilitarea haldelor de steril rezultate în urma extragerii lignitului în carierele din bazinul minieral Olteniei“, Al IV-lea Congres Mondial de Mediu Minier 25-30 iunie 2001, Băile Felix, România.

43


SINTEZA POZIŢIONALĂ A MECANISMULUI MANIVELĂ - PISTON

Vasile ZAMFIR*, Horia VÎRGOLICI**, Olimpiu STOICUŢA***

Abstract. In the paper we present the positional synthesis of the slider-crank linkage as part of mining machines and equipment.

Introducere

Pentru mecanismul manivelă-piston se vor folosi notaţiile din Fig. 1:

Fig. 1 Mecanismul manivelă piston şi parametrii

geometrici care îl definesc

r – lungimea manivelei AB; l – lungimea bielei BC;

0AAa = - mărimea excentricităţii;

CCs 0= - deplasarea patinei faţă de poziţia iniţială C0 (dimensiune variabilă);

00CAh = - parametru ce poziţionează poziţia iniţială C0 a patinei de A0 (dimensiune constantă);

φ0 – unghiul de poziţionare iniţială a manivelei, considerat în sens direct;

φ – unghiul de rotaţie al manivelei, măsurat în acelaşi sens cu φ0, faţă de linia AI (dimensiune variabilă).

Funcţia de reprodus are forma s = F(r). Ecuaţia de poziţie a mecanismului se obţine

scriind ecuaţia vectoarială de contur:

srhal −++= (1)

Ridicând la pătrat se obţine:

0)sin(2

)cos(2)cos(22222

0

0022

=−++++

++++−−+

larar

rsrhshhs

ϕϕ

ϕϕϕϕ(2)

Mecanismul manivelă-piston e determinat de cinci parametri geometrici a, r, l, h şi φ0. Pentru determinarea acestora se va folosi acelaşi model de calcul folosit la sinteza mecanismului patrulater. ____________________________________ * Prof.univ.dr.ing. Universitatea din Petroşani **Lect.univ.dr. Univ. „Spiru Haret” Bucureşti *** Asist.univ.dr.ing.Universitatea din Petroşani

Calculul a trei parametri

Ecuaţia (2) se pune sub forma următorului polinom (similar cu cel folosit la sinteza mecanismului patrulater articulat):

0)()()( 221100 =+++ ϕϕϕ fpfpfp (3)

Cazul determinării parametrilor a, h şi l (r şi φ0 aleşi arbitrar)

Pentru uşurinţa calculelor, se va lua r = 1, considerându-se a, h şi l ca mărimi relative, obţinute prin raportare la lungimea manivelei r. În acest caz termenii polinomului (3) au următoarele expresii:

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

=−=

−++=

aphp

lhap

2

1

222

0 21

(4)

⎪⎪

⎩

⎪⎪

⎨

⎧

+=++=

++=

)sin()()cos()(

)cos(2

)(

02

01

0

2

0

ϕϕϕϕϕϕ

ϕϕϕ

fssf

ssf

(5)

Restul de calcule sunt asemănătoare cu cele din cazul mecanismului patrulater articulat.

Cazul determinării parametrilor a, r şi l (h şi φ0 sunt aleşi arbitrar)

Se va considera parametrul h egal cu unitatea (h=1), iar a, r, l ca mărimi relative faţă de h.

În acest caz, termenii polinomului (3) au următoarele expresii:

⎪⎩

⎪⎨

⎧

==

−++=

arprp

larp

22

1

2

1

2220

(6)

⎪⎩

⎪⎨

⎧

+=+−=

−=

)sin()()cos()1()(

2)(

02

01

20

ϕϕϕϕϕϕ

ϕ

fsf

ssf (7)

În continuare se procedează ca în cazul precedent.

44


Calculul a patru parametri Cazul determinării parametrilor a, r, h şi s (φ0 – arbitrar)

Parametrul φ0 se alege arbitrar. În acest caz polinomul de interpolare are aspectul:

0)()()()()(

4433

221100

=++++++

ϕϕϕϕϕ

fpfpfpfpfp

(8)

iar termenii care apar au expresiile:

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

−==

−=

=−=

−−−=

rhlppp

rlp

hpap

rharlp

324

3

2

1

2222

0 2

(9)

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

−=

=

+−=+=

+−=

sf

sf

ff

sf

)(2

)(

)cos()()sin()(

)cos()(

4

2

3

02

01

00

ϕ

ϕ

ϕϕϕϕϕϕ

ϕϕϕ

(10)

Coeficientul p4 fiind o combinaţie între coeficienţii p2 şi p3, sistemul (10) devine neliniar în pj; j=0,1,2....

Cazul determinării parametrilor a, r, l şi φ0 (h arbitrar)

Parametrul h se alege arbitrar. În ecuaţia (2) se dezvoltă funcţiile sin(φ0+φ) şi cos(φ0+φ). După ordonare şi grupare, se identifică termenii cu cei ai polinomului de interpolare (8). Se obţin următoarele expresii pentru termenii implicaţi:

⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

=−=

=

−=

=

−−=

320

4

3

02

01

0

222

0

1

cos21cos2

ppa

tgp

ap

tgpar

p

ararlp

ϕ

ϕϕ

ϕ

(11)

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

−=−=

=−=

=

ϕϕϕϕ

ϕϕϕ

ϕϕ

sin)()(cos)()(

cos)()()(

sin)(

4

3

2

21

0

shfshf

fshf

f

(12)

Coeficientul p4 fiind exprimat ca produsul coeficienţilor p2 şi p3, sistemul va fi neliniar în pj; j=0,1,2....

Calculul a cinci parametri

În acest caz, ecuaţia de poziţie este (similară cu ecuaţia în cazul mecanismului patrulater articulat):

0)()()()()()(

554433

221100

=+++++++

ϕϕϕϕϕϕ

fpfpfpfpfpfp

(13)

Termenii au expresiile:

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

=====−=

ϕϕϕϕϕϕ

ϕϕ

ϕϕ

sin)(cos)(

cos)()()(

sin)(

5

4

3

2

21

0

ff

sfsfsf

f

(14)

⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

+−=

−==

−=

−=

−++=

)1(2

sin

sin21

sin2

23

1

2435

04

03

02

01

0

2222

0

pp

pppp

ctghapctgp

rhp

rp

rlhrap

ϕϕ

ϕ

ϕ

ϕ

(15)

În acest caz coeficientul p5 e o combinaţie a patru coeficienţi p1, p2, p3, p4, iar funcţiile fi(φ) au o structură simplă.

În continuare se procedează ca în cazul precedent. Observaţie. Ordinea calculelor pentru fiecare caz în parte se desfăşoară astfel: - Se aleg abscisele nodurilor de interpolare φj pe intervalul (φ0, φm), arbitrar, sau prin construcţia Cebâşev; - Se scriu ecuaţiile de poziţie ale mecanismului pentru aceste puncte, obţinându-se sisteme liniare în coeficienţii pj, j=0,1,2,..., care se rezolvă; - După determinarea coeficienţilor pj, j=0,1,2,..., se determină parametrii geometrici ceruţi în fiecare caz. De exemplu, pentru cazul a cinci parametri, această determinare are următoarea succesiune:

⎪⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪⎪

⎨

⎧

−++=+=

−=

=

=

00222

34

1

2

01

30

sin2

sin21

ϕ

ϕ

ϕ

rphralhppa

pph

pr

pctgarc

(16)

45


- Se determină eroarea de structură a mecanismului (aşa cum a fost determinată şi în cazul mecanismului patrulater). Pentru aceasta se determină mai întâi deplasarea reală a patinei din poziţia iniţială C0, folosind relaţia următoare (fig. 1):

[ ]202

0 )sin()cos( ϕϕϕϕ ++−±+−= ralrhsr (17)

- Se determină valoarea funcţiei date spre aproximare s=F(φ0+φ); - Se verifică condiţia ca abaterea de aproximare să satisfacă relaţia:

ar ssss Δ≤−=Δmax (18)

unde Δsa este abaterea admisibilă.

Condiţii suplimentare

Ca şi în cazul mecanismului patrulater, şi la mecanismul manivelă piston se impune ca lungimile relative ale elementelor să se încadreze între două

limite L şi L1

, iar unghiul minim de transmitere să

nu fie mai mic decât valoarea minimă admisibilă. În plus, se verifică condiţia de manivelă. Să considerăm lungimea manivelei egală cu

unitatea r=1. Celelalte lungimi relative ale elementelor mecanismului trebuie să verifice următoarele inegalităţi:

⎪⎪⎪

⎩

⎪⎪⎪

⎨

⎧

≥⋅≤

≤≥

≥≤

LllLa

LlL

aLlaLa

1;

1

;

(19)

În fig. 2 este arătat unghiul de transmitere al mecanismului γ. Acesta este format între direcţia vitezei absolute a punctului C, VC şi direcţia vitezei relative, VCB.

Fig. 2 Unghiul de transmitere la mecanismul

manivelă piston Din fig. 2 rezultă:

)90sin()sin( 00 γϕϕ −=++ lar (20)

la )sin(

cos 0 ϕϕγ

++= (21)

Din relaţia (21), ştiind că 1)sin(1 0 ≤+≤− ϕϕ , se deduce:

a) Pentru a > 0:

la

la 1cos;1cos maxmin

−=

+= γγ (22)

b) Pentru a < 0:

la

la −

=+

−=1cos;1cos maxmin γγ (23)

Notând cu γad valoarea unghiului de transmitere admisibil şi ştiind că semnul funcţiei cosinus nu are importanţă, se deduce:

1cos +≤ al adγ (24)

Pentru a avea manivelă trebuie îndeplinită condiţia de aliniere a cuplelor B, A, C (vezi fig. 3):

1−< la (25)

Dacă condiţia (25) nu e satisfăcută, mecanismul va fi de tipul patină-balansier.

Din inegalităţile (24) şi (25) rezultă că la mecanismul manivelă-patină trebuie satisfăcute, pentru a avea manivelă şi unghi de transmitere corespunzător, următoarele inegalităţi:

lal ad <+≤ 1cosγ (26)

Fig.3 Condiţia de manivelă la mecanismul manivelă

piston Exemplu numeric

Să se sintetizeze un mecanism manivelă piston pentru aproximarea pe intervalul 0 0; 80mϕ ϕ= = a urmatoarei funcţii:

( ) ( )1.145916 0.85353F arctgϕ ϕ= ⋅ ⋅ (27)

utilizand 5 puncte de acuratete.

46


Rezolvare: Abscisele nodurilor de interpolare sunt alese utilizand spatierea Cebâşev:

003

001 3

002 3

004 3

005 3

402

cos 1,9582 10

3cos 16, 4892 10

3cos 63,5112 10

cos 78,0422 10

m

m

m

m

m

ϕ ϕϕ

ϕ ϕ πϕ ϕ

ϕ ϕ πϕ ϕ

ϕ ϕ πϕ ϕ

ϕ ϕ πϕ ϕ

+⎧ = =⎪⎪

−⎪ = − =⎪⎪ −⎪ = − =⎨⎪

−⎪= + =⎪

⎪−⎪ = + =⎪⎩

(28)

În urma rezolvării sistemului liniar (13) (utilizand relatiile (14) si (15)) de cinci ecuatii în necunoscute pj, j=0,1,2,3;4 obţinem solutiile:

0

1

2

3

4

0.8790.572

1.7731.1940.314

ppppp

=⎧⎪ =⎪⎪ = −⎨⎪ =⎪⎪ =⎩

(29)

Parametrii geometrici necunoscuţi ai mecanismului sintetizat se determină pe baza relatiilor (16):

00 72.548

0.9161.549

0.3921.362

rhal

ϕ⎧ =⎪

=⎪⎪=⎨

⎪ = −⎪⎪ =⎩

(30)

Luând n valori, inclusiv valorile în nodurile de pe abscisa si in intervalul [s0,sm], cu ajutorul relaţiei (17) poate fi determinată valoarea deplasarii sr iar apoi se determina valoarea deviatiei

0( ) ( ; , , , , ) ( ), 1,i i is s f s a r l h F s i nϕΔ = − = (31)

a carei marimi este comparata cu valoarea abaterii Δsa, data de relatia (18).

În fig. 4 sunt reprezentate functiile aproximantă şi aproximată (care sunt practic identice).

Fig.4 Diagrama funcţiei aproximantă şi aproximată

Fig.5 Diagrama erorilor de aproximare

Bibliografie 1. Artobolevski, I.I., Levitski, N.I., Cercudinov, S.A. Sintez ploskia mehanizmov, Fizmatigiz, Moskva, 1959.

2. Beleţki, V Rasciot mehanizmov maşin avtomatov piscevâh proizvodstv, „Vişa scola”, Kiev, 1974.

3. Cercudinov, S.A. Sintez ploskih şarnirnorîciajnîh mehanizmov, Iz-vo Academii Nauk S.S.S.R., Moskva, 1959.

4. Dancea, I. Programarea calculatoarelor numerice pentru rezolvarea problemelor cu caracter tehnic şi de cercetare ştiinţifică, Ed. Dacia, Cluj-Napoca, 1973.

5. Hartenberg, R.S., Denavit, I., Kinematic Synthesis of Limkage, McGraw-Hill Series in Mechanical Engineering, New York.

6. Lazaride, Gh., Stere, N., Niţă, C. Mecanisme şi organe de maşini, Ed. Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1970.

7. Sarkisean, Iu.L, Cecean, G.S., Optimalnîi sintez peredatocinovo cetîrzvenika, Maşino-beledenie, nr.3, 1969.

8. Tesar, D. The Generalized Concept of Three Multiply Separated Positions in Coplanara Motion, Journal of Meechanisms, vol.2, 1967, p.461-474.

9. Tesar, D. The Generalized Concept of Four Multiply Separated Positions in Coplanara Motion, Journal of Meechanisms, vol.3, 1968, p.11-23.

10. Zamfir, V., Albăstroiu, P. Mecanisme şi organe de maşini. Partea I. Mecanisme, Litografia Institutului de Mine, Petroşani, 1975.

11. Zamfir, V. Sinteza mecanismelor cu bare articulate plane (Note de curs), fasciculele 1-5, Litografia Institutului de Mine, Petroşani, 1976, 1977.

47


RECENZIE DE CARTE

BALASTIERE ŞI CARIERE – prof.univ.dr.ing. Dumitru FODOR

De câtva timp se simţea nevoia unei lucrări care să umple un gol în literatura română de specialitate din domeniul extragerii şi valorificării agregatelor minerale şi a rocilor utile. De ce ? Pentru că în România, în prezent, există peste 2000 de balastiere şi cariere de roci utile răspândite pe întreg teritoriul ţării, unele având importanţă naţională altele fiind de interes regional sau numai local, unde se exploatează anual peste 150 de milioane tone de agregate minerale şi roci utile. Cine altul decât profesorul universitar doctor inginer Dumitru Fodor ar fi putut elimina această lacună?! Întemeietorul şcolii româneşti de exploatări miniere la zi, autorul numeroaselor tratate de specialitate în acest domeniu, recunoscut pe plan naţional şi internaţional pentru aportul adus ştiinţei miniere, profesorul Dumitru Fodor, membru titular al Academiei de Ştiinţe Tehnice din România, ne oferă lucrarea Balastiere şi cariere adresată tuturor celor doritori de aprofundarea mineritului la zi, dar în special corpului tehnico-ingineresc din producţie, cercetare şi proiectare interesat să se perfecţioneze în problemele legate de exploatarea în balastiere şi cariere a materiilor prime minerale şi a rocilor utile. Lucrarea tratează, sub aspect teoretic şi practic, vasta problematică a exploatării şi valorificării agregatelor minerale şi a rocilor utile prin balastiere şi cariere, în concordanţă cu cele mai noi realizări ale ştiinţei şi tehnicii miniere mondiale. Structurat într-o manieră originală remarcabilă, tratatul cuprinde toate noţiunile şi instrumentele de care are nevoie cineva care doreşte să devină specialist în exploatarea şi valorificarea agregatelor minerale şi a rocilor utile. Deşi autorul nu face distincţie expresă, se observă că lucrarea - extinsă pe 745 de pagini grupate în 20 de capitole - este împărţită în patru părţi. Prima are un caracter general şi conţine o serie de consideraţii de ordin geologic, o prezentare a principalelor categorii şi tipuri de roci şi materii prime minerale utilizate în diferite domenii de activitate, date generale despre cariere, dimensionarea elementelor geometrice ale treptelor, deschiderea, pregătirea şi exploatarea carierelor, săparea tranşeelor ş.a. Cea de a doua se ocupă numai de balastiere şi tratează toate probleme ce ar interesa pe un investitor în această activitate: formarea depozitelor aluvionare, metode de exploatare, utilaje folosite, tehnologii de extragere (mecanizate, hidromecanizate, prin dragare), prescripţii oficiale şi metode de încercare pentru nisip, pietriş şi balast. Cea de a treia parte, cu o pondere însemnată în structura lucrării, se ocupă de carierele pentru roci utile tari pornind de la prospectare, explorare, exploatare, extragerea lor cu ajutorul explozivilor sau cu utilaj mecanic sub formă de blocuri şi monoliţi, prelucrarea şi folosirea lor în diverse domenii de activitate, încheindu-se cu transportul în astfel de cariere. În cea de a patra parte lucrarea tratează probleme de protecţia mediului, autorul prezentând o serie de soluţii privind gestionarea deşeurilor rezultate în urma exploatării în balastiere şi cariere, securitatea şi sănătatea în muncă la aceste obiective miniere şi se încheie cu prevederile legislative româneşti privind concesionarea, prospectarea, explorarea şi exploatarea zăcămintelor de roci utile. Pentru ca întregul tratat să fie complet, util şi accesibil cititorului avizat autorul, în maniera binecunoscută, însoţeşte partea scrisă cu un bogat şi explicit material grafic sub formă de schiţe, desene şi fotografii la care adaugă numeroase tabele sintetice edificatoare. Trebuie spus că şi formulele de calcul, care nu puteau lipsi într-o astfel de lucrare, sunt atât de bine simplificate şi explicitate - fără a li se pierde precizia – încât sunt accesibile şi celor care nu sunt ingineri. Întreaga lucrare se citeşte uşor, poate fi înţeleasă de toţi cei care se apleacă asupra ei, dar principala ei valoarea constă în deplina utilitatea pentru cei care doresc să-şi înceapă sau continuie activitatea în domeniul eploatării agregatelor minerale şi a rocilor utile. Nu pot, în final, decât să-i mulţumesc profesorului Dumitru Fodor pentru că ne-a mai dăruit o carte, nouă celor care activăm în frumoasa şi indispensabila pentru omenire breaslă a minerilor.

Prof. univ. dr. ing. MIRCEA GEORGESCU Universitatea din Petroşani

48


nr. 3 RO/2011

Documents

Transcript of nr. 3 RO/2011