Olinic Ernest - Rezumat

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCURESTI

FACULTATEA DE HIDROTEHNICA

CATEDRA DE GEOTEHNICA SI FUNDATII

Conducatori Stiintifici:

Doctorand:

Ing.

Prof. Univ. Dr. Ing. Ioan ANTONESCU

Prof. Univ. Dr. Ing. Sanda MANEA

Ernest OLINIC

CONTRIBUTII

LA REALIZAREA SISTEMELOR DE ETANSARE

ALE DEPOZITELOR DE DESEURI

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT

Contribuţii la realizarea sistemelor de etanşare ale depozitelor de deşeuri Ernest OLINIC

Cuprins 3

Cuprins

Cuprins ................................................................................................................................3

Capitolul 1. Depozitele ecologice de deşeuri: aspecte generale, alcătuire, legislaţie ..........5

1.1. Introducere. Aspecte generale...................................................................................5

1.2. Sinteza si observaţii la normativul tehnic privind depozitarea deşeurilor ...................7

Capitolul 2. Probleme geotehnice la proiectarea şi execuţia depozitelor ecologice de deşeuri .................................................................................................................................9

2.1. Calculul terenului de fundare la starea limită de exploatare normală ........................9

2.2. Calculul terenului de fundare la starea limită ultimă ................................................10

2.3. Stabilitatea depozitelor ecologice de deşeuri...........................................................10

2.4. Influenţa construcţiei depozitului asupra regimului de curgere a apei subterane. Studiu de caz - depozitul ecologic de deşeuri Băneşti – Câmpina .................................11

2.5. Stabilitatea depozitului ecologic de deşeuri Dumitra-Tarpiu, jud. Bistriţa Năsăud ...13

Capitolul 3. Contribuţii la stabilirea soluţiilor de realizare a sistemului de etanşare de bază …………………………………………………………………………………………………...17

3.1. Sisteme de etanşare recomandate..........................................................................17

3.2. Materialele argiloase ...............................................................................................18

3.3. Studiu asupra caracteristicilor fizice şi mecanice ale materialelor minerale care pot fi folosite ca barieră minerală construită la depozitele ecologice de deşeuri .....................19

3.4. Materiale geosintetice cu rol de etanşare ................................................................27

Capitolul 4. Estimarea gradului de poluare a apelor subterane în vecinătatea depozitelor de deşeuri ..........................................................................................................................33

4.1. Principalele procese de transport al poluanţilor .......................................................33

Ernest OLINIC Contribuţii la realizarea sistemelor de etanşare ale depozitelor de deşeuri

4 Cuprins

4.2. Estimarea gradului de poluare a acviferului în regim permanent saturat.................34

4.3. Expresia exactă a concentraţiei relative ..................................................................35

Capitolul 5. Sistemul de drenare şi colectare a levigatului .................................................36

5.1. Depozitul de deşeuri Suceava – studiu de caz ........................................................37

Capitolul 6. Stabilitatea pe pantă a materialelor componente ale depozitelor ecologice de deşeuri ...............................................................................................................................40

6.1. Stabilitatea pe pantă materialelor minerale dispuse peste materiale geosintetice...40

Capitolul 7. Concluzii, contribuţii ........................................................................................44

Bibliografie selectivă ..........................................................................................................47


Depozitele ecologice de deşeuri: aspecte generale, alcătuire, legislaţie 5

Capitolul 1. Depozitele ecologice de deşeuri: aspecte generale,

alcătuire, legislaţie

1.1. Introducere. Aspecte generale

Depozitele ecologice de deşeuri reprezintă la ora actuală singura modalitate de eliminare a deşeurilor. În scopul limitării efectelor nocive asupra mediului înconjurător, acestea trebuie proiectate şi executate astfel încât să răspundă unor cerinţe care au ca obiectiv principal limitarea poluării aerului, pământului (solului) şi apei subterane.

O primă etapă (şi poate cea mai importantă datorită consecinţelor ulterioare) în proiectarea unui depozit ecologic de deşeuri o constituie alegerea amplasamentului. Criteriile de alegere a amplasamentului, dincolo de cele legate de funcţionalitatea depozitului (distanţele faţă de zonele deservite, acces, etc...), sunt legate în principal de geologia şi hidrogeologia amplasamentului. În practica curentă, depozitelor de deşeuri le sunt alocate zone cu declivităţi naturale accentuate, cu alunecări active sau stabilizate (dar oricum zone cu potenţial de alunecare), zone în care se acumulează apa pe perioade de precipitaţii abundente sau zone mlăştinoase. Toate acestea reprezintă condiţii dificile de fundare pentru orice structură iar construirea în siguranţă presupune cunoaşterea cât mai precisă a caracteristicilor fizice şi mecanice ale terenului de fundare. Prin proiectarea depozitelor de deşeuri trebuie avută în vedere stabilitatea locală şi generală a amplasamentului, tasarea şi capacitatea portantă a terenului de fundare, etc… Materialele utilizate în cadrul unui depozit de deşeuri sunt cu atât mai eficiente cu cât răspund mai bine la solicitările la care sunt supuse. Utilizarea unui material cu o permeabilitate extrem de scăzută nu este întotdeauna benefică exploatării în siguranţă a unui depozit pe toată perioada de viaţă a acestuia. Un exemplu îl constituie argila grasă care deşi are permeabilitate foarte mică prezintă o serie de dezavantaje: punerea in operă este dificilă, expunerea la soare conduce la reduceri de volum şi apariţia de crăpături – căi preferenţiale de infiltrare a levigatului în pământ, excesul de umiditate conduce la creşteri de volum şi reducerea parametrilor rezistenţei la forfecare şi de compresibilitate, etc…

Depozitul ecologic de deşeuri este o structură geotehnică a cărui proiectare trebuie să asigure izolarea lui faţă de mediul înconjurător dar şi stabilitatea structurală a acestuia. În Figura 1 sunt prezentate schematic etapele proiectării unui depozit ecologic de deşeuri,


6 Depozitele ecologice de deşeuri: aspecte generale, alcătuire, legislaţie

în care cerinţele privind etanşarea depozitului reprezintă problema esenţială.

Figura 1. Etapele realizării unui depozit ecologic de deşeuri

Depozitele ecologice de deşeuri au în alcătuirea lor următoarele elemente componente principale:

- sistemul de etanşare-drenaj de bază:

o sistemul de etanşare de bază;

o sistemul de drenare şi colectare a levigatului;

- sistemul de etanşare-drenaj de suprafaţă:

o sistemul de drenare a gazelor (dacă e cazul);

o sistemul de etanşare de suprafaţă;

o sistemul de drenare a apelor din precipitaţii;

o stratul de acoperire / de redare a amplasamentului către terenul înconjurător.


Depozitele ecologice de deşeuri: aspecte generale, alcătuire, legislaţie 7

1.2. Sinteza si observaţii la normativul tehnic privind depozitarea deşeurilor

Proiectarea depozitelor ecologice de deşeuri presupune, la ora actuală, reproducerea sistemelor de etanşare-drenaj de bază şi de suprafaţă impuse de „Normativul tehnic privind depozitarea deşeurilor” şi asigurarea funcţionalităţii lor în condiţiile specifice fiecărui amplasament.

În ceea ce priveşte condiţiile hidrogeologice ale amplasamentului, se impune ca distanta dintre nivelul hidrostatic cel mai ridicat al apei subterane si cel mai de jos punct al suprafeţei inferioare a stratului de izolare a bazei depozitului, sa fie mai mica de 1,00 m.

Dintre cerinţele constructive privind terenul de fundare se remarcă: „terenul de fundare trebuie să fie stabil”. În practica curentă, aşa cum a fost menţionat în introducere, pentru depozitele de deşeuri sunt alocate deseori amplasamente cu potenţial de alunecare. Conform acestei cerinţe, un amplasament instabil (chiar daca ar putea fi stabilizat prin măsuri specifice) este impropriu pentru un depozit de deşeuri.

Cerinţele privind mineralogia ternului de fundare sunt:

- bariera naturală: conţinut de minimum 15% (masă) minerale argiloase cu d<0.002 mm;

- bariera construită: conţinut de minimum 20% (masă) minerale argiloase cu d<0.002 mm;

- Atât bariera naturală, cât şi cea construită, trebuie să aibă un conţinut de maximum 40% (masă) nisip şi pietriş cu diametrul particulelor cuprins între 0,06 si 63 mm.

Referitor la bariera geologică naturală, aceasta trebuie să îndeplinească cerinţele din Tabelul 1 la care se adaugă menţiunea: „Daca locaţia depozitului de deşeuri nu îndeplineşte aceste cerinţe, se realizează calcule de hidraulică subterană care să stea la baza proiectării soluţiilor alternative; în consecinţă, în amplasament trebuie să se execute o barieră geologică construită. Aceste bariere geologice construite sunt proiectate ţinând cont de condiţiile geologice locale şi de recomandările generale din acest normativ.”

Tabelul 1. Cerinţe pentru bariera geologică naturală

Cerinţa\Categoria Depozite pentru deşeuri inerte

Depozite pentru deşeuri nepericuloase

Depozite pentru deşeuri periculoase

Permeabilitatea (m/s) ≤10-7 ≤10-9 ≤10-9 Grosimea (m) ≥1 ≥1 ≥5

Aceste cerinţe reproduc întocmai Directiva nr. 99/31/EC privind depozitarea deşeurilor. Faţă de aceste cerinţe normativul impune în mod suplimentar, chiar dacă bariera geologică naturală îndeplineşte cerinţele impuse, o barieră geologică construită ale cărei cerinţe sunt prezentate în Tabelul 2.

Tabelul 2. Cerinţe pentru bariera construită.

Cerinţa\Categoria Depozite pentru deşeuri inerte

Depozite pentru deşeuri nepericuloase

Depozite pentru deşeuri periculoase

Grosime geomembrană PEHD (mm)

- 2 2.5

Permeabilitatea (m/s) ≤10-8 ≤10-9 ≤10-10 Grosimea (m) ≥0.5 ≥0.5 ≥1.5


8 Depozitele ecologice de deşeuri: aspecte generale, alcătuire, legislaţie

Normativul impune ca materialele care urmează a fi utilizate pentru bariera construită să fie conforme cu cerinţele legale în vigoare. Acest lucru se realizează prin testarea comportării materialelor utilizate în câmpuri de testare în care sunt simulate condiţiile specifice dintr-un depozit. Modul de realizare a câmpului de testare este prezentat în Anexa 1 a normativului. Această cerinţă este total inaplicabilă prin lipsa de recomandări privind simularea condiţiilor specifice din depozit.

Normativul conţine limitări privind pantele bazei depozitului: 3% în secţiunea transversală a drenurilor şi 1% în lungul acestora. Stratul de drenaj are o grosime minimă de 50 cm, iar posibilitatea utilizării unor geocompozite de drenaj (în anumite condiţii foarte eficiente) nu este menţionată. În ceea ce priveşte drenurile, acestea sunt din PEHD, au diametrul nominal de minim 250 mm, au perforaţii pe 2/3 din secţiunea transversală, iar lungimea maximă a unei conducte este de 200 m, iar distanţa între două drenuri este de maxim 30 m. Drenurile descarcă în cămine amplasate în afara depozitului, cu diametrul minim de 1 m. Conductele de eliminare a levigatului au DN ≥ 200 mm.

Dimensionarea elementelor componente ale sistemului de colectare a levigatului se realizează pornind de la o valoare medie a volumului de levigat generat, recomandat de 6 l/s.ha. Se specifică în continuare că: „Aceasta valoare este acoperitoare pentru dimensionarea conductelor de drenaj atât din punct de vedere hidraulic, cât si static.” Perioada în care sistemul de colectare preia cele mai mari cantităţi de levigat (chiar dacă are o diluţie foarte mare) este cea de început a depozitării când nu se înregistrează o atenuare a precipitaţiilor căzute prin înmagazinarea temporară şi curgerea printr-un strat de deşeu semnificativ. Valoarea intensităţii recomandate în normativ este mult subestimată în realitate ea trebuind preluată din curbele „intensitate – durată – frecvenţă”a ploii de calcul din zona de amplasare a depozitului.

O altă recomandare se referă la panta maxima a suprafeţelor din depozit care este 1:3. Depozitele cu înclinări ale taluzului între 1:3 si 1:5 trebuie sa prezinte berme speciale în vederea realizării drumurilor de acces, la fiecare 10 metri înălţime şi de minim 5 m lăţime.


Probleme geotehnice la proiectarea şi execuţia depozitelor ecologice de deşeuri 9

Capitolul 2. Probleme geotehnice la proiectarea şi execuţia depozitelor

ecologice de deşeuri

Datorită rolului său, depozitul de deşeuri este privit ca o structură pentru care principalul aspect de proiectare îl constituie limitarea/eliminarea poluării mediului înconjurător. Pentru funcţionarea corectă şi eficientă a sistemelor de etanşare-drenaj de bază şi de suprafaţă, elemente care rezolvă acest aspect, dar şi pentru asigurarea integrităţii depozitului, acesta trebuie tratat ca orice altă structură geotehnică.

Proiectarea depozitelor ecologice de deşeuri implică următoarele aspecte:

- transportul poluanţilor

- stabilitatea generală şi locală a amplasamentului

- re-utilizarea amplasamentului şi monitorizarea depozitului

Figura 2. Principalele aspecte legate de proiectarea unui deposit ecologic de deşeuri

2.1. Calculul terenului de fundare la starea limită de exploatare normală

Calculul tasării terenului de fundare este unul din primele aspecte care trebuiesc analizate în etapa de proiectare a depozitului. Datorită dimensiunilor mari ale amprizei


10 Probleme geotehnice la proiectarea şi execuţia depozitelor ecologice de deşeuri

depozitului, pentru condiţii identice de fundare, întotdeauna se vor înregistra tasări mari în centrul amprizei si reduse pe contur. Aceste tasări diferenţiate trebuie preluate în condiţii de siguranţă de materialele geosintetice din baza depozitului (care pot ajunge să fie supuse la eforturi de întindere mai mari decât rezistenţa lor la rupere), dar si de drenurile pentru levigat (pentru care, tasări semnificative în centrul depozitului pot conduce la contrapantă în lungul drenului şi implicit o proastă funcţionalitate a acestuia).

Calculul tasării terenului de fundare trebuie să urmărească etapele de umplere ale celulelor depozitului, acest aspect reprezentând un alt factor generator de tasări diferenţiate.

În funcţie de condiţiile de fundare ale amplasamentului, calculul de tasare se extinde de la calculul clasic de tasare iniţială, la detalierea în timp a acestuia pe perioada de consolidare primară, la calculul tasării din consolidare secundară sau calculul tasării pământurilor sub/supraconsolidate.

În afară de calculul tasării terenului de fundare, trebuie emisă o prognoză privind tasarea deşeurilor din corpul depozitului astfel încât să fie asigurată funcţionalitatea pe termen lung a sistemului de etanşare-drenaj de suprafaţă

2.2. Calculul terenului de fundare la starea limită ultimă

Starea limită de capacitate portantă în general nu poate reprezenta decât o problemă locală în cazul unui depozit ecologic de deşeuri. Încărcările transmise de un depozit la terenul de fundare sunt departe de a atinge capacitatea portantă a terenului tocmai datorită amprizei mari a acestuia.

2.3. Stabilitatea depozitelor ecologice de deşeuri

2.3.1. Stabilitatea generală a amplasamentului

Atunci când amplasamentul depozitului este unul în pantă este obligatoriu să se evalueze stabilitatea generală a amplasamentului. Aceasta trebuie analizată atât în condiţiile iniţiale cât şi urmărind fiecare etapă de dezvoltare a depozitului.

În configuraţia sa finală, un depozit de deşeuri poate asigura stabilizarea unei pante dar, pe perioada de exploatare a acestuia pot apărea situaţii în care să nu mai fie asigurată stabilitatea (ex: umplerea depozitului din amonte în aval).

Analizele de stabilitate trebuie efectuate atât în gruparea fundamentală de acţiuni, cât şi în gruparea specială (cu luarea în considerarea a acţiunii seismice). Un alt factor deloc de neglijat în analiza de stabilitate îl constituie prezenţa apei subterane şi influenţa construcţiei depozitului asupra regimului de curgere al apelor subterane

2.3.2. Stabilitatea internă a depozitului

În afară de stabilitatea generală cu considerarea unor suprafeţe de cedare prin



terenul de fundare, este obligatorie verificarea stabilităţii considerând următoarele suprafeţe potenţiale de cedare:

- la interfaţa teren de fundare – sistem de etanşare de bază;

- la interfaţa dintre toate materialele geosintetice utilizate;

- la interfaţa strat drenant – deşeu;

- în corpul depozitului

- la interfaţa materiale geosintetice – strat de acoperire.

2.4. Influenţa construcţiei depozitului asupra regimului de curgere a apei subterane.

Studiu de caz - depozitul ecologic de deşeuri Băneşti – Câmpina

În data de 09/12/2002 - taluzul (fruntea terasei) ce mărgineşte depozitul ecologic Băneşti - Câmpina a fost afectat de o alunecare de teren, care a deranjat activitatea, în zona de nord-vest a rampei, pe un segment cu lungimea de cca. 80 m. Alunecarea, care a afectat taluzul amenajat pe o înălţime de cca. 2/3 din cea totală, este de tipul celor ce trec prin piciorul taluzului şi s-a produs, fără avertizare, în urma unei perioade îndelungate cu ploi abundente. Mişcarea a continuat lent până în primăvara anului 2003, când s-a stabilizat în mod natural (Foto 1).

Foto 1. Imagine de pe amplasamentul depozitului scologic de deşeuri Băneşti - Câmpina

Cercetarea iniţială (pentru faza premergătoare a proiectului de înfiinţare a rampei), deşi s-a putut realiza numai prin sondaje puţin adânci (pe fruntea terasei şi deasupra acesteia) şi prin foraje (numai la baza pantei), a reuşit totuşi să prezinte o imagine edificatoare în ceea ce este semnificativ asupra stratificaţiei şi problemelor asociate lucrărilor de construire a depozitului.

Pentru studiul efectuat ulterior alunecării – investigaţia s-a completat cu trei foraje cu adâncimi cuprinse intre 8,00 si 9,50 m, cu scopul de a identifica cauzele alunecării şi pentru a se putea fundamenta soluţia de consolidare.



La partea superioara a taluzului, pe adâncimi de ordinul a 5-7 m, sunt prezente numai aluviuni grosiere (bolovănişuri şi pietrişuri) colmatate cu liant argilos.

Sub adâncimile menţionate – există un pachet de materiale coezive alterate de argile şi argile grase, prafuri şi nisipuri argiloase, în general în stare vârtoasă-tare. În forajul F2, la adâncimea de cca. 8,50 m a fost întâlnit un interval centimetric constituit din argilă în stare plastic moale.

Soluţia proiectată şi realizată a prevăzut reprofilarea taluzului la panta de 1:2.

Pe baza datelor de teren şi a parametrilor obţinuţi în laborator, s-au efectuat calcule de stabilitate în mai multe ipoteze. Calculele s-au realizat cu programul de calcul STAP 7.0, care permite analiza de stabilitate prin nouă metode (Fellenius, Bishop, Janbu, Janbu complet, Bell, Morgenstern-Price, Spencer, Sarma, Maksumovic), cu considerarea unei suprafeţe de cedare de formă circular-cilindrică sau oarecare, introducerea unei acţiuni seismice şi a efectului curentului de apă.

Pentru modelarea şi explicarea fenomenului de instabilitate, s-a verificat panta terenului amenajat conform profilului de calcul, în care s-a considerat că datorită ploilor, apa s-a infiltrat prin stratul permeabil din partea superioară a taluzului. Datorită coeficientului de permeabilitate redus al stratului coeziv ca şi a existenţei geomembranei, s-a considerat că apa s-a acumulat, neavând căi de drenare, ceea ce a condus la o creştere a presiunii apei din pori. Parametrii rezistenţei la forfecare ai stratului coeziv prin care trece suprafaţa de cedare au fost cei obţinuţi din încercări de forfecare directă,

respecitv: φ = 21º şi c = 37 kPa. În condiţii statice valoarea Fsmin a rezultat 1,001.

Figura 3. Analiza de stabilitate în gruparea fundamentală de acţiuni. Depozitul ecologic de deşeuri Băneşti – Câmpina

Cauzele care au determinat alunecarea sunt deci următoarele:



• Cantitatea de precipitaţii căzută în vara şi toamna anului 2002 şi iarna 2002-2003, pe panta amenajată şi impermeabilizată, în condiţiile unor lucrări de drenaj care nu au avut în vedere o astfel de abundenţă pluvială (cantitatea precipitaţiilor a fost cel puţin dubla faţă de media multianuală).

• Rigola de garda de la partea superioara a taluzului, care nefiind taluzată în zona afectată de alunecare a împiedicat scurgerea liberă a precipitaţiilor pe taluz, favorizând infiltrarea activă a apelor în masiv în această zonă.

Concluzii:

• Alunecarea - care afectează sectorul de nord-vest al Rampei Băneşti - este în prezent stabilizată, dar se poate reactiva, în cazul unor solicitări dinamice sau în urma unor precipitaţii abundente si/sau de mai lunga durata.

• Situaţia creată de rigola de gardă nefinalizată, care descarcă apele colectate în marginea volumului alunecat pune în pericol stabilitatea în partea de nord a haldei.

2.5. Stabilitatea depozitului ecologic de deşeuri Dumitra-Tarpiu, jud. Bistriţa Năsăud

Amplasamentul depozitului ecologic de deşeuri este situat la vest de drumul de legătură dintre localităţile Dumitra şi Tarpiu din judeţul Bistrita-Năsăud. Suprafaţa totală pe care au fost executate măsurători topografice şi care a fost investigată prin lucrări hidro-geotehnice, măsoară 17 ha.

Figura 4. Plan de situaţie. Depozit ecologic de deşeuri Dumitra-Tarpiu, jud. Bistriţa-Năsăud



Foto 2. Imagine de pe amplasamentul depozitului ecologi de deşeuri Dumitra-Tarpiu

Aspectul morfologic al zonei investigate, se prezintă sub forma unui versant cu pante variabile, ce cresc de la est la vest. Astfel, în partea estică înclinarea pantei nu depăşeşte 5 grade, pentru cea mai mare parte a suprafeţei amplasamentului (partea centrală) panta are valori intre 5 si 10 grade, iar pe partea vestică, înclinările pot atinge 13-14 grade. Unghiul mediu al versantului are o valoare in jur de 7-8 grade.

În amplasamentul depozitului, terenul de fundare este alcătuit din argile grase cafenii – gălbui, cenuşii, până la adâncimea de 4...6 m, de la această adâncime fiind interceptată argilă marnoasă – marnă argiloasă cenuşie. Încercările de laborator efectuate pe aceste materiale au indicat o activitate extrem de mare în raport cu apa fiind înregistrate presiuni de umflare mai mari de 200 kPa, pe probe naturale şi mai mari de 300 kPa pe probe compactate. Conform STAS 2914-84 calitatea acestor materiale pentru terasamente este „foarte rea”.

Aceste argile, în starea lor naturală nu pot fi utilizate ca materiale de umplutură. Teoretic ele pot fi tratate cu diferite adaosuri pentru scăderea activităţii, pe baza unor reţete speciale stabilite prin încercări de laborator şi validate prin organizarea unor poligoane de încercare în amplasament stabilindu-se apoi prin încercări şi tehnologiile de lucru (utilaje, număr de treceri, etc...).Ţinând seama de presiunile foarte mari de umflare pe care le pot dezvolta argilele după compactare se apreciază ca astfel de reţete se vor stabili în timp îndelungat şi că validarea eficienţei tratamentelor va fi de asemenea dificilă şi incertă.

2.5.1. Stabilitatea locală a digurilor perimetrale

Pentru evaluarea stabilităţii locale a digurilor perimetrale au fost efectuate calcule de stabilitate cu programul de calcul AZTEC – STAP v9.02b.

Calculele au fost efectuate atât în gruparea fundamentală cât şi în gruparea specială de acţiuni (cu luarea în considerare a acţiunii seismice, ag = 0.08g) pentru toate profilele de dig propuse.

În nici unul din cazurile analizate nu s-au înregistrat valori inacceptabile pentru factorul de stabilitate şi nici măcar la limita stabilităţii.

Calculele s-au efectuat considerând masivul nesaturat, având în vedere natura



terenului de fundare şi imposibilitatea teoretică de a se afla în situaţia de a deveni saturat.

2.5.2. Stabilitatea generală a amplasamentului

Stabilitatea generală a fost studiată pe 4 profile de calcul considerate critice în ceea ce priveşte acest aspect.

Pe profilul 1-1 a fost analizată stabilitatea inclusiv considerând întreg depozitul umplut, nu numai celula 1, printr-o simulare în care s-a considerat că deşeurile sunt taluzate cu pantă de 1:3 şi sunt prevăzute berme cu lăţimea de 5 m la interval de 10 m pe verticală.

Pentru nici unul din cazurile analizate nu s-au înregistrat valori inacceptabile pentru factorul de stabilitate. Valorile minime sunt înregistrate în cazul considerării unor suprafeţe de cedare prin corpul depozitului ecologic de deşeuri.

2.5.3. Stabilitatea pe pantă evaluată la interfaţa materialelor componente ale

sistemului de etanşare-drenaj de bază

Pentru profilul 1-1 s-a evaluat stabilitatea şi în următoarele ipoteze:

- suprafaţă de cedare la interfaţa deşeu – strat drenant: δ = 15°, a = 10 kPa;

- suprafaţă de cedare la interfaţa strat drenant – geotextil de protecţie: δ = 25°;

- suprafaţă de cedare la interfaţa geotextil de protecţie – geomembrană rugoasă: δ = 25°, a = 15 kPa;

- suprafaţă de cedare la interfaţa geomembrană rugoasă – teren de fundare: δ = 7°, a = 20 kPa;

Figura 5. Analiza stabilităţii la alunecare considerând o suprafaţă de cedare la interfaţa geotextil de protecţie – geomembrană rugoasă. FsGF = 1.598, FsGS = 1.213



Situaţia cea mai defavorabilă se întâlneşte considerând o suprafaţă de cedare la interfaţa geomembrană – teren de fundare dar se obţin factori de stabilitate acceptabili. În plus, condiţiile de calcul nu iau în considerare faptul că geomembrana este ancorată în tranşeele de ancorare dispuse în lungul fiecărui dren de colectare a levigatului (la distanţă de 30 m) şi pe coronamentul digurilor de compartimentare şi de contur.

Materialele geosintetice care alcătuiesc sistemul de etanşare de bază (geomembrana rugoasă şi geotextilul neţesut de protecţie) sunt supuse la o forţă de întindere atunci când componenta normală a greutăţii deşeului depăşeşte forţa de frecare care se mobilizează la partea inferioară a materialului geosintetic. Această forţă trebuie să fie mai mică decât rezistenţa la întindere a materialului geosintetic iar, pentru asigurarea stabilităţii, trebuie preluată de tranşee de ancorare.

Pentru evaluarea forţei de întindere din geotextilul neţesut de protecţie s-a calculat forţa de frecare care se mobilizează la interfaţa geotextil –geomembrană rugoasă.

Având în vedere faptul că forţa tangenţială (cea care supune geotextilul la întindere)

este mai mică decât forţa de frecare ( GTXGMfFT −< ) care se poate mobiliza la faţa

inferioară a geotextilului (interfaţa geotextil – geomembrană) rezultă că acest material geosintetic nu este supus la întindere.

Aceeaşi situaţie ( TFGMfFT −< ) s-a întâlnit şi în geomembrană, motiv pentru care tranşeele

de ancorare au fost dimensionate constructiv (1 m adâncime x 1 m lăţime) având în vedere posibile solicitări suplimentare ca urmare a circulaţiei utilajelor de descărcare, compactare a deşeurilor în depozit.

2.5.4. Influenţa apei asupra stabilităţii locale şi generale a amplasamentului

Calculele de stabilitate s-au efectuat considerând masivul nesaturat, având în vedere natura terenului de fundare şi imposibilitatea teoretică de a se afla în situaţia de a deveni saturat.

În scopul evitării unor infiltrări locale ca urmare a nefuncţionării corespunzătoare a rigolelor perimetrale sau a drenului dispus în amonte de celula 1, se vor lua măsuri de întreţinere a acestora pe toată durata de viaţă a construcţiei.

Prezenţa apei, în special la interfaţa teren de fundare – geomembrană poate pune în pericol stabilitatea locală şi generală a depozitului.


Contribuţii la stabilirea soluţiilor de realizare a sistemului de etanşare de bază 17

Capitolul 3. Contribuţii la stabilirea soluţiilor de realizare a sistemului de

etanşare de bază

3.1. Sisteme de etanşare recomandate

Etanşarea simplă practicată în urmă cu câteva decenii, alcătuită dintr-un strat de argilă compactată, a fost înlocuită cu sisteme de etanşare simple sau multiple, complexitatea sistemului fiind condiţionată de natura şi chimismul deşeurilor depozitate.

Într-o succesiune de la suprafaţă în adâncime prin sistemul de etanşare – drenaj de suprafaţă, se succed straturi care trebuie să îndeplinească următoarele roluri:

- de redare mediului înconjurător a terenului ocupat de depozitul de deşeuri;

- de drenare a apelor din precipitaţii;

- de impermeabilizare împotriva infiltrării apelor meteorice şi a exfiltrării gazelor din corpul depozitului;

- de drenare a gazelor din corpul depozitului;

În afară de straturile prezentate anterior, în funcţie de materialele din care sunt realizate, apar şi straturi de protecţie, separaţie sau suport.

În ceea ce priveşte componenţa sistemului de etanşare de bază, se remarcă, în cazul depozitelor de deşeuri periculoase şi nepericuloase, obligativitatea utilizării materialelor geosintetice cu rol de etanşare – geomembrană din polietilenă de înaltă densitate. Sub această barieră artificială trebuie să se găsească o barieră minerală naturală sau construită cu o grosime şi caracteristici de permeabilitate definite, dar şi cu limite privind compoziţia granulometrică: bariera naturală va avea conţinut de minimum 15% (masă) de minerale argiloase cu d<0.002 mm în timp ce pentru bariera construită conţinutul minim este de 20%.

Nivelul apei subterane trebuie să se găsească cu minimum 1 m sub baza sistemului de etanşare.


18 Contribuţii la stabilirea soluţiilor de realizare a sistemului de etanşare de bază

3.2. Materialele argiloase

Acest capitol se referă la materialele argiloase care îndeplinesc condiţiile de permeabilitate cerute de normele naţionale şi majoritatea normelor internaţionale pentru terenul de

fundare al unui depozit de deşeuri ( smk /109−≤ ). În Anexa 2 din STAS 1913/6-76 sunt

prezentate valori orientative ale coeficientului de permeabilitate în funcţie de natura pământului, valori mai mici de 10-9 m/s putând înregistra, în anumite condiţii, argila grasă, argila, argila nisipoasă, argila prăfoasă, praful argilos sau chiar loessul sau praful nisipos.

3.2.1. Argila compactată

Prin compactare se urmăreşte îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice şi hidraulice ale pământului, în cazul depozitelor de deşeuri principala proprietate care se doreşte a fi îmbunătăţită fiind permeabilitatea. În numeroase lucrări de specialitate s-au raportat reduceri ale coeficientului de permeabilitate, cu unul sau chiar două ordine de mărime, obţinându-se valori de ordinul a 10-9÷10-11 m/s.

3.2.2. Amestecuri de pământ (mixturi)

Pentru îmbunătăţirea caracteristicilor hidraulice, în sensul scăderii coeficientului de permeabilitate, ale unui strat mineral se poate apela la o tehnologie de amestecare a acestuia cu un material cu permeabilitate redusă.

Prin amestecare cu ciment, tehnologie utilizată în special pentru îmbunătăţirea calităţilor terenului de fundare al construcţiilor rutiere, se obţine o stabilizare a pământului (reducere a activităţii), o creştere a rezistenţei la compresiune şi o reducere a permeabilităţii. În Figura 6 este prezentată tehnologia de realizare a amestecului pământ – ciment; un utilaj pulverizează ciment pe suprafaţa terenului, acesta este amestecat cu apă şi ulterior compactat. Privită ca o soluţie alternativă la bariera minerală naturală a sistemului de etanşare de bază, se apelează la realizarea mixturilor pe bază de ciment atunci când terenul natural nu are o permeabilitate conformă cu cea din proiect şi în plus posedă caracteristici mecanice care nu îl definesc drept un teren bun de fundare (pământuri foarte compresibile). În general se urmăreşte obţinerea unei permeabilităţi sub valoarea de 10-9 m/s, impusă atât de legislaţia naţională cât şi de majoritatea legislaţiilor internaţionale pentru bariera minerală.

Figura 6: Tehnologia de realizare a amestecului pământ – ciment (imagine preluată – www.bomag.com)



Prin efectuarea de încercări de laborator, o serie de specialişti au emis diverse corelaţii între permeabilitate şi caracteristicile fizice ale pământului. Daniel (1993) descrie caracteristicile minime ale unui material cu un coeficient de permeabilitate mai mic decât 10-9 m/s (Tabelul 3).

Tabelul 3: Caracteristici minime ale unui material cu k ≤ 10-9 m/s (Daniel, 1993b)

Procentajul de particule cu

diametrul, d ≤ 75 µm ≥ 20 ÷ 30 %

Indicele de plasticitate,

Ip (%) ≥ 7 ÷ 10 %

Procentajul de particule cu

diametrul, 75 µm ≤ d ≤ 4.76 mm

≤ 30 %

Dimensiunea maximă a particulelor solide

25 ÷ 50 mm

Prin amestecare cu ciment, pământul poate ajunge la permeabilităţi foarte mici (în funcţie de dozajul folosit şi de natura pământului) dar, datorită reducerii plasticităţii acestuia, este facilitată apariţia de fisuri. Acest impediment este eliminat în cazul realizării de amestecuri cu bentonită, mult mai frecvent utilizate în cazul lucrărilor care au ca scop reducerea coeficientului de permeabilitate.

În literatura de specialitate sunt raportate foarte multe teste efectuate pe amestecuri pământ – bentonită, care au avut ca scop obţinerea unui dozaj optim din punct de vedere al caracteristicilor hidraulice şi mecanice. Este definit ca punct de optim, dozajul minim de bentonită suficient pentru a reduce semnificativ coeficientul de permeabilitate, acesta conferind totodată pământului şi o deformabilitate redusă.

3.3. Studiu asupra caracteristicilor fizice şi mecanice ale materialelor minerale care

pot fi folosite ca barieră minerală construită la depozitele ecologice de deşeuri

Deseori natura materialelor minerale disponibile în amplasament sau în vecinătatea acestuia nu corespunde tuturor cerinţelor din cadrul depozitului şi este necesară, fie aducerea de materiale de la distanţe mari, fie îmbunătăţirea materialului disponibil prin amestec.

În ceea ce priveşte bariera minerală construită, amestecurile de pământ pot fi:

- pentru reducerea permeabilităţii, în cazul unor pământuri cu permeabilitate mare, prin adaos de material puţin permeabil (bentonită, argilă grasă);

- pentru îmbunătăţirea caracteristicilor mecanice şi reducerea activităţii în raport cu apa, în cazul pământurilor cu plasticitate foarte mare, prin adaos de material granular sau material stabilizator tip var, ciment, răşini, etc...



3.3.1. Utilizarea loessului ca barieră minerală construită

Ideea utilizării loessului ca barieră minerală construită a pornit nu numai de la suprafaţa semnificativă a teritoriului României acoperită de acest material, cât şi de la faptul că acest material este mult mai uşor excavabil şi compactabil fată de un material argilos. O altă premisă în favoarea utilizării unui material loessoid ca barieră minerală construită o constituie faptul că acest material înregistrează variaţii reduse sau chiar nule de volum la variaţii de umiditate.

În stare naturală, un pământ loessoid înregistrează o permeabilitate destul de mare, raportată la valori ale unei bariere minerale, de ordinul a 10-5…10-7 m/s. În plus, saturarea acestui material conduce la tasări suplimentare la umezire. Cum exfiltraţiile din depozitele ecologice de deşeuri sunt locale, în zone cu defecte în geomembrane, aceste tasări se vor înregistra local şi vor genera tensiuni în materialele geosintetice, care pot duce la degradarea acestora.

Programul experimental de punere în evidenţă a proprietăţilor fizice şi mecanice ale unei probe de loess compactat de provenienţă din zona Cernavodă, a cuprins următoarele:

- efectuarea unei încercări Proctor normal pe o probă medie de loess;

- efectuarea pe toate probele compactate a următoarelor încercări:

o compresibilitate în edometru pe probe saturate iniţial

o consolidare în edometru sub treptele de 100, 200 şi 300 kPa

o determinarea coeficientului de permebilitate în edopermeametru cu gradient variabil sub treptele de încărcare de 100, 200 şi 300 kPa

o determinarea parametrilor rezistenţei la forfecare în încercare de forfecare directă din CUsat.

În practica curentă, după determinarea parametrilor de compactare, proiectantul solicită un grad de compactare minim care trebuie asigurat de perna compactată. Acest grad de compactare corespunde unei porozităţi maxime pentru care prezintă interes cunoaşterea caracteristicilor mecanice (parametrii rezistenţei la forfecare, modul de deformaţie edometrică) şi hidraulice (coeficient de permeabilitate) şi implicit asigurarea că aceste caracteristici oferă structurii deformabilitate redusă, stabilitate la alunecare şi debit redus de levigat infiltrat în terenul de fundare respectiv apa subterană.

O primă observaţie în urma derulării testelor o constituie diferenţele de densitate în stare uscată obţinute pe cele patru ştanţe din fiecare probă compactată.



Figura 7. Rezultatele încercării Proctor normal (woc = 18.1 %, ρdmax = 1.74 g/cm3) şi relaţia

umiditate – densitate uscată înregistrată pe ştanţele pentru forfecare directă şi încercare edometrică

Încercările de permeabilitate au fost efectuate în edopermeametru cu gradient variabil, sub treptele de 100, 200 şi 300 kPa, şi au fost dublate de încercări de consolidare a căror prelucrare s-a prin atât prin metoda semilogaritmică (Casagrande), cât şi cea a rădăcinii pătrate (Taylor).

Pentru o mai uşoară interpretare a rezultatelor s-a urmărit reprezentarea grafică a parametrilor determinaţi în funcţie de indicele porilor al pământului sub treapta de încărcare aplicată.

Figura 8. Variaţia coeficientului de permeabilitate, determinat în edopermeametru cu gradient variabil şi din încercarea de consolidare în edometru, în funcţie de porozitatea probei sub treapta

de încărcare aplicată



Se remarcă faptul că se înregistrează diferenţe majore în ceea ce priveşte valoarea coeficientului de permeabilitate rezultat din măsurătorile directe (edopermeametru cu gradient variabil) şi cele indirecte (consolidare).

Cu toate acestea, se observă că s-au înregistrat frecvent valori ale coeficientului de permeabilitate mai mici de 10-9 m/s (10-7 cm/s) ceea ce înseamnă că poate fi folosit ca material pentru bariera minerală construită a unui depozit ecologic de deşeuri nepericuloase.

În ceea ce priveşte rezultatele încercărilor de compresibilitate în edometru, acestea au fost influenţate de porozitatea iniţială a probelor, respectiv, foarte redusă pentru probele 1, 2 şi 3. De altfel, aceste probe au înregistrat umflări iniţiale care au condus la presiuni de umflare de 15…30 kPa.

Figura 9. Curbele de compresiune – porozitate

Rezultatele încercărilor de forfecare directă de tip CUsat sunt prezentate în Figura 10.

Figura 10. Variaţia parametrilor rezistenţei la forfecare în funcţie de indicele porilor iniţial



3.3.2. Stabilizarea pământurilor cu umflări şi contracţii mari

Pentru a putea îndeplini funcţia de barieră minerală construită a unui depozit ecologic de deşeuri, materialul utilizat trebuie să asigure în primul rând o permeabilitate conform solicitărilor normative. Materiale de tip argilă, argilă grasă pentru care se asigură un grad de compactare de 95% Proctor normal, corespund în general acestor cerinţe normative. Dar punerea dificilă în operă şi mai ales comportamentul activ în raport cu apa, pot genera probleme în exploatarea în siguranţă a depozitului şi asigurarea stabilităţii locale sau generale a acestuia.

Argilele grase au plasticităţi foarte mari şi sunt foarte active prin raport cu apa, iar conform STAS 2914-84 calitatea acestor materiale pentru terasamente este „foarte rea”. Compactarea corectă a acestora şi asigurarea unei perne omogene presupune fărâmiţarea bulgărilor de argilă care rezultă din excavaţii, operaţie extrem de anevoioasă în condiţii de şantier.

O serie de încercări de laborator efectuate pe probe din amplasamentul acumulării Cetăţuia 1, loc. Iaşi, jud. Iaşi (UTCB, 2004), au urmărit determinarea caracteristicilor fizice, hidraulice şi mecanice pe probe naturale de pământ provenite dintr-o carieră locală, care au fost apoi compactate în stare naturală şi în amestec cu var în proporţie de 3, respectiv, 6 procente de masă material în stare uscată. Ulterior acestui program iniţial, a fost studiat şi comportamentul argilei grase disponibile în amplasament prin adaos cu 30% nisip.

Materialele analizate sunt de tip argilă grasă cu umflări şi contracţii mari, cu plasticitate foarte mare (Ip = 42.1÷44.7 %) şi foarte active în raport cu apa (IA = 0.7÷0.92).

Coeficientul de permeabilitate a fost determinat în permeametrul cu gradient variabil şi au rezultat valori de ordinul 4·10-9 cm/s.

În scopul determinării influenţei varului asupra caracteristicilor amestecului obţinut s-au efectuat încercări de identificare (granulozitate şi limite de plasticitate), încercări edometrice, de permeabilitate şi de forfecare directă.

Încercările de identificare, în ceea ce priveşte analiza granulometrică, nu au putut fi efectuate pe amestecurile cu var deoarece s-a format precipitat care a împiedicat determinarea granulozităţii prin sedimentare. Au fost determinate limitele plasticitate observându-se o scădere a indicelui de plasticitate, ca urmare a scăderii limitei de curgere şi creşterii limitei de frământare. (vezi Tabelul 4).

Tabelul 4. Plasticitatea pământului natural şi stabilizat cu var sau nisip Proba: wL (%) wP(%) IP(%) Naturală 63.0 ÷ 64.6 19.17 ÷ 20.21 43.83 ÷ 44.39 Amestec var 3% 64.5 26.5 38.0 Amestec var 6% 56.0 24.7 31.3 Amestec nisip 30% - - -

Încercările Proctor efectuate pe material natural şi pe amestecuri cu var 3%, respectiv, 6% au arătat o uşoară creştere a umidităţii optime de compactare şi o reducere



a densităţii în stare uscată. De remarcat sunt diferenţele foarte mici între parametrii optimi de compactare ai amestecului cu var în proporţie de 3% şi cel cu 6%.

Tabelul 5. Rezultatele încercării Proctor normal pe pământ natural şi stabilizat cu var şi nisip

Proba: woc (%) ρd max (t/m3)

Naturală 22.5 1.58

Amestec var 3% 24.5 1.52

Amestec var 6% 24 1.51

Amestec nisip 30% 20 1.65

Coeficientul de permeabilitate a fost determinat prin încercări de consolidare, pe probe de amestec cu var, şi a rezultat o variaţie foarte redusă în jurul valorii de 4·10-9 cm/s. Pe amestecul cu nisip s-a determinat coeficientul de permeabilitate în edopermeametrul cu gradient variabil şi a rezultat de 2.9·10-9 cm/s.

Din punct de vedere al caracteristicilor mecanice se observă o îmbunătăţire semnificativă a modulului de deformaţie edometrică ca şi o reducere a presiunii de umflare şi a umflării specifice în cazul amestecării cu 3% var. Diferenţele din acest punct de

vedere (pumfl şi εumfl) pentru cele două amestecuri studiate (3% şi 6%) sunt nesemnificative.

Tabelul 6. Rezultatele încercărilor edometrice pe pământ natural şi stabilizat cu var şi nisip

Proba: M2-3 (kPa) Pumfl (kPa) εumfl (%)

Naturală 5846 160 -3.55

Amestec var 3% 11047 70 -0.50

Amestec var 6% 31667 100 -0.50

Amestec nisip 30% 8444 75 -1.32

Diferenţe semnificative se observă în ceea ce priveşte parametrii rezistenţei la forfecare, unghiul de frecare internă şi coeziunea. Încercările de tip neconsolidat - nedrenat au scos în evidenţă faptul că unghiul de frecare internă creşte o dată cu creşterea procentului de var adăugat, fenomen explicabil prin posibilitatea formării de legături puternice (prin complexul de adsorbţie) între lamelele de argilă şi particulele de var. Acelaşi principiu poate explica o uşoară creştere a coeziunii (posibilă într-un anumit context legat de prezenţa apei în porii pământului) dar şi o scădere drastică pentru umidităţi care conduc la dezvoltarea unor legături puternice în jurul moleculelor de apă.

Tabelul 7. Rezultatele încercărilor de forfecare directă pe pământ natural şi stabilizat cu var şi nisip

Proba φ (º) c (kPa)

Naturală 13.7 90.4



Amestec nisip 30% 13.9 86.9



Ca urmare a încercărilor de laborator efectuate se poate concluziona că, în condiţii de laborator, în urma adăugării a 3% var se obţine o îmbunătăţire semnificativă a caracteristicilor mecanice ale pământului coroborată cu o menţinere constantă a coeficientului de permeabilitate. Date fiind condiţiile din amplasament se recomandă obţinerea unui amestec cât mai omogen prin adăugarea unui procent superior de 3% de var. Lucrarea a fost executată în anul 2005 din amestec de argilă cu nisip.

3.3.3. Amestecturi de bentonită cu nisip

În starea ei naturală bentonita nu poate fi folosită ca barieră minerală construită datorită atât a dificultăţilor majore de punere în operă cât şi datorită comportamentului mecanic extrem de precar în raport cu apa şi al variaţiilor de volum foarte mari la variaţii de umiditate.

O practică extrem de răspândită o constituie realizarea de amestecuri de nisip u bentonită în dozaje determinate experimental, care să asigure acea permeabilitate redusă necesară barierei minerale construite dar şi un comportament mecanic bun. Totodată prin tehnologii destul de simple, se poate obţine un amestec omogen, care poate fi adus la umiditatea optimă de compactare prin adaos de apă dozată în cantităţile necesare. Punerea în operă a amestecului obţinut este incomparabil mai simplă faţă de materiale cu plasticitate foarte mare.

Studiul privind obţinerea unui amestec optim de bentonită cu nisip a avut la bază criterii geometrice pentru stabilirea teoretică (ideală) a compoziţiei granulometrice a unui pământ cu porozitate minimă.

Un material mono-granular, a cărui granulă este asimilată cu una sferică, are porozitatea minimă de 22 % (Figura 11.a). În golurile formate de aceste granule pot fi distribuite în mod ideal, sfere de diametre din ce în ce mai mici care reduc porozitatea amestecului (Figura 11.b, c şi d).

Tabelul 8. Compoziţia unui amestec ideal granular cu porozitate minimă Volum schelet Diametru Sfere 1 78.03% d Sfere 2 5.00% 0.225 d Sfere 3 3.39% 0.155 d Sfere 4 2.04% 0.078 d Total schelet 88.46%

Programul experimental propus a urmărit evaluarea coeficientului de permeabilitate pentru diferite amestecuri de nisip cu loess, bentonită şi loess cu bentonită. Amestecurile studiate şi rezultatele încercărilor de permeabilitate sunt prezentate în Tabelul 9. Încercările de permeabilitate au fost efectuate pe proba compactată la umiditatea optimă de compactare, în edopermeametru cu gradient constant, sub trepte de încărcare cuprinse între 25 şi 300 kPa. Valorile coeficientului de permeabilitate au fost determinate considerând curgerea în domeniul permeabil ( ikv ⋅= ). Pentru ultimul dintre amestecuri a fost posibilă inclusiv reprezentarea vitezei de infiltraţie în funcţie de gradientul hidraulic



(Figura 12). Se observă faptul că curgerea a avut loc în domeniul intermediar ( ( )0

iikv −= )

iar i0 are valori cuprinse între 0 şi 26.7.

a) b)

c) d)

Figura 11. Amestecuri ideale de materiale granulare cu porozitate minimă

Tabelul 9. Rezultate ale încercărilor de permeabilitate pentru diferite amestecuri

Amestec Proporţie masică woc (%) ρd

max (g/cm3) n (%) k (cm/s) i (-)

Nisip d = 1 ÷ 1.4 mm Loess Iasi 80 % 11.5 1.95 27 1.17*10-5

6.71*10-6 15…25

Nisip d = 1 ÷ 1.4 mm Nisip d = 0.25 ÷ 0.355 mm Bentonita

77 % 10 % 13 %

14 1.8 33.5 2.05*10-8 3.88*10-9 20…25

Nisip d = 1 ÷ 1.4 mm Nisip d = 0.25 ÷ 0.355 mm Loess Casimcea

53 % 7 % 40 %

12.3 1.88 29.6 3.56*10-5 8.63*10-7 15…65



Figura 12. Rezultate experimentale privind determinarea coeficientului de permeabilitate pe amestec de nisip cu loess 60/40%

3.4. Materiale geosintetice cu rol de etanşare

Dintre materialele geosintetice cu rol de etanşare la ora actuală sunt utilizate trei tipuri: geomembranele, geocompozitele bentonitice şi geotextilele impregnate cu asfalt lichid.

Geomembranele au fost primele materiale geosintetice cu rol de etanşare care au apărut şi înregistrează cea mai largă dezvoltare şi utilizare, norme naţionale şi internaţionale indicând prezenţa obligatorie a unei geomembrane în componenţa sistemelor de etanşare de bază şi de suprafaţă a depozitelor de deşeuri.

Geocompozitele bentonitice au o dezvoltare relativ recentă şi sunt de obicei utilizate ca o alternativă la bariera minerală naturală, acolo unde terenul de fundare nu este alcătuit dintr-un material care să îndeplinească condiţiile impuse de normele naţionale sau internaţionale privind proprietăţile hidraulice şi grosimea acestuia. Rolul de etanşare este în general asigurat de bentonita aplicată pe un geosintetic cu rol de suport, de regulă, un geotextil.

Tot un geotextil este utilizat şi în cazul în care funcţia de etanşare este îndeplinită de asfalt cu un ridicat procent de bitum, geocompozitul obţinut purtând titulatura de geotextil impregnat cu asfalt lichid. Rolul geotextilului este unul de strat suport, în acelaşi timp



asigurând şi o continuitate a materialului obţinut dar şi rezistenţă la solicitări mecanice. Această soluţie tehnică are o destul de largă dezvoltare în zonele cu climat rece unde se comportă foarte bine în raport cu un material argilos, fie el şi un geocompozit bentonitic.

3.4.1. Geocompozitele bentonitice

3.4.1.1. Definiţie. Tipuri de geocompozite bentonitice

Geocompozitele bentonitice sunt definite în „Normativul pentru utilizarea materialelor geosintetice la lucrările de construcţii” (NP 075-02) ca produse prefabricate care asociază un material natural, bentonita, cu materialele geosintetice, formând o barieră etanşă şi eficace, printr-un material uşor de pus în operă, omogen şi rezistent la poansonare.

Funcţia de etanşare a geocompozitelor bentonitice este, în cele mai multe cazuri, îndeplinită de bentonită, materialul geosintetic cu care este asociată îndeplinind practic rolul de suport şi protecţie.

Dezvoltarea relativ recentă a geocompozitelor bentonitice s-a făcut sub semnul aplicării dreptului de producător, aceste produse purtând titulatura de mărci înregistrate. Printre consecinţele unei astfel de dezvoltări se află şi numărul incomparabil mai mic al acestor produse prezente pe piaţă în raport cu cel al geotextilelor sau al geomembranelor.

Primul produs de etanşare pe bază de bentonită a fost realizat din panouri de carton ondulat în pliurile cărora era introdusă bentonita, în timp ce predecesorul geocompozitelor de azi a fost obţinut prin aşternerea unui geotextil, presărarea bentonitei şi acoperirea cu un al doilea geotextil (Batali, 1999).

La ora actuală se disting o serie de geocompozite bentonitice, cele mai răspândite având o configuraţie generală prezentată în Figura 13. Acestea se împart în două categorii după modul de asociere al bentonitei cu materialele geosintetice:

1. bentonita este dispusă între două geotextile, dintre acestea cele mai cunoscute fiind Bentofix®, Claymax® şi Bentomat®, pe piaţă existând şi alte produse similare mai puţin cunoscute ca, Bentoproof®, GBL (Geofelt Bentonite Liner), etc. Tot în asociere cu două geotextile este obţinut şi geocompozitul Na-Bento®.

2. bentonita este asociată cu o geomembrană; acest tip de geocompozit este cunoscut ca produs al GSE sub numele de Gundseal®, unul asemănător fiind produs de I-CORP International.

În cazul geocompozitului bentonitic cu configuraţia geotextil-bentonită-geotextil, funcţia de etanşare este îndeplinită de bentonită, rolul geotextilelor fiind de protecţie împotriva solicitărilor mecanice, uniformizare şi uneori de container pentru bentonită. Atât geotextilul superior cât şi cel inferior pot fi ţesute sau neţesute, acestea fiind asamblate prin lipire (Figura 13,a), interţesere (b) sau coasere (c).

Geocompozitele bentonitice obţinute prin asocierea cu o geomembrană (Figura 13,d) au stratul de bentonită lipit prin intermediul unui adeziv solubil în apă. În acest mod este



păstrată integritatea geomembranei, care perforată şi-ar fi pierdut funcţia de etanşare. În cazul acestui geocompozit bentonita are rol de barieră hidraulică doar în cazul unei eventuale defecţiuni a geomembranei. Aceasta este din polietilenă de joasă densitate sau înaltă densitate, ultima fiind disponibilă atât în variantă lisă cât şi texturată.

Figura 13: Tipuri de geocompozite bentonitice

Există şi alte tipuri de geocompozite bentonitice (de apariţie recentă) cu o răspândire mai redusă, care sunt obţinute prin procese tehnologice de asamblare similare cu cele enumerate anterior. Bentonita presărată în ochiurile unei georeţele sudată termic între două geotextile sau în golurile unei geomembrane cu crampoane peste care este dispus un geotextil, sunt exemple de geocompozite care asigură o mai bună uniformizare a bentonitei şi sub acţiunea unor solicitări normale locale.

Bentonita se află sub formă de pudră sau granule, în stare nehidratată sau parţial hidratată şi este în general sodică (cationul existent între foiţe este sodiu), dar poate fi şi calcică (cu cationi de calciu).

3.4.2. Geomembranele

Geomembranele sunt materiale geosintetice produse sub formă de folii subţiri din polimeri organici sintetici şi sunt utilizate exclusiv pentru funcţia de etanşare la depozite de deşeuri, rezervoare, lacuri artificiale, canale de irigaţii, etc. Sunt folosite de peste 60 de ani şi, la



ora actuală, reprezintă un element obligatoriu în sistemele de etanşare ale depozitelor de deşeuri.

3.4.2.1. Tipuri de geomembrane

În funcţie de materialul din care sunt alcătuite, geomembranele sunt descrise succint în paragrafele următoare.

Geomembrane din polietilenă de înaltă (HDPE), medie (MDPE), joasă (LDPE) şi

foarte joasă densitate (VLDPE) – Geomembranele din polietilenă de înaltă densitate sunt cele mai utilizate datorită proprietăţilor mecanice, dar şi a rezistenţei la acţiunea agenţilor chimici foarte bune, singurul dezavantaj constituindu-l rigiditatea ridicată care implică o instalare dificilă. Realizate din polietilenă de joasă densitate, geomembranele au o flexibilitate mai ridicată şi pot reprezenta o alternativă la cele realizate din HDPE la aplicaţiile unde rezistenţa chimică nu este esenţială.

Geomembrane din polietilenă clorurată (CPE) – Sunt produse prin calandrare în 3-5 straturi, nearmate sau armate cu fibre de poliester sau nylon. Au o rezistenţă mecanică bună dar prezintă pericolul exfolierii straturilor componente şi, în varianta nearmate, prezintă o rezistenţă mecanică redusă.

Geomembrane din polietilenă sulfoclorurată (CSPE) – Polimerul utilizat la producerea acestor geomembrane poartă şi denumirea de Hypalon® care este marcă înregistrată a DuPont Dow Elastomers. Datorită rezistenţei mecanice reduse a polimerului utilizat sunt în general armate.

Geomembrane din policlorură de vinil (PVC) – Au fost primele geomembrane utilizate la etanşarea unor bazine de înot. Au o comportare bună la solicitări mecanice dar proastă la factori climatici. Sunt produse într-o gamă foarte variată de grosimi şi culori având o largă utilizare la lucrări de natură ornamentală care nu necesită o comportare bună pe termen foarte lung.

Geomembrane din polipropilenă (PP) şi polpropilenă flexibilă (FPP sau Astryn) – Sunt produse în ambele variante, nearmate sau armate. Cele produse din polipropilenă flexibilă au o comportare mecanică bună şi flexibilitate superioară polietilenei.

Geomembrane din copolimer etilenă-acetat de vinil armată (EVA) – au cea mai mare flexibilitate dintre geomembranele din poliolefine, fiind preferate ca înlocuitor al celor din PVC. Se obţin din etilenă şi acetat de vinil în proporţie de 9 ÷ 18%, dar pot fi produse şi în combinaţii cu LDPE şi VLDPE, pentru a prelua elasticitatea, respectiv, rezistenţa chimică a ambelor materiale.

Geomembrane din aliaj de interpolimer etilenă (EIA) – Sunt mult mai cunoscute prin mărcile înregistrate CoolguardTM şiXR-5®. EIA este un aliaj de PVC şi KEE (Ketone Ethylene Ester, cunoscut şi sub denumirea de Elvaloy®), care este un plastifiant polimeric.

XR-5® este o geomembrană de ultimă oră a cărei compoziţie şi tratament chimic au



fost elaborate de DuPont Dacron Polyester, compatibilă cu o gamă largă de poluanţi.

CoolgaurdTM este marcă înregistrată a companiei Cooley Group şi are ca element de bază tot terpolimerul Elvaloy®. Producătorii de astfel de materiale geosintetice specifică faptul că nu toate tehnologiile Elvaloy® oferă acelaşi produs finit şi nu toate aliajele de interpolimer etilenă (EIA) sunt obţinute în mod similar. Toate geomembranele din EIA sunt produse armate.

Geomembrane din etilenă-propilenă-dienă terpolimer (EPDM) – Au o comportare bună la factori climatici, flexibilitate ridicată, dar rezistenţe chimice modeste. Sunt frecvent utilizate la etanşarea de suprafaţă a depozitelor de deşeuri datorită posibilităţii de preluare a tasărilor diferenţiate.

Având în vedere comportarea geomembranelor la interfaţa cu alte materiale geosintetice sau cu un strat natural, acestea se produc cu suprafaţă netedă (sau lisă) şi texturată (sau rugoasă) pe o faţă sau pe ambele feţe (Figura 14). Acest aspect are implicaţii majore în stabilitatea materialelor geosintetice pe taluz, rugozitatea geomembranelor asigurând o stabilitate prin aderenţa care poate înregistra valori de până la 80-90 kPa

Geomembranele din HDPE, MDPE, LDPE, VLDPE şi PP sunt produse prin extruderea masei plastice printr-o filieră plană sau circulară în timp ce restul celor prezentate mai sus, se realizează prin calandrare în mai multe straturi.

Pentru a avea o bună comportare în timp, la realizarea geomembranelor, pe lângă polimerul utilizat, care reprezintă elementul de bază, se adaugă diverşi aditivi printre care se numără, negru de fum, a cărui proporţie s-a determinat ca fiind suficientă în jurul valorii de 2÷3 %, sau stabilizator împotriva razelor ultraviolete.

Figura 14: Tipuri de geomembrane cu suprafaţă rugoasă



La ora actuală există pe piaţă şi geomembrane care intră în categoria celor speciale datorită unor structuri diferite fată de cele convenţionale. Geomembranele sunt produse într-o gamă variată de grosimi şi culori, dar în general, sunt de culoare neagră fapt care nu le conferă rezistenţă foarte mare la raze ultraviolete. Geomembranele GSE White (produse atât în varianta HDPE cât şi LDPE, cu suprafaţă lisă sau rugoasă) au un strat alb coextrudat stabil la ultraviolete. Acest strat reflectant este complet integrat în materia de bază fără să reducă proprietăţile mecanice ale celor convenţionale. Oferă avantajul reducerii absorbţiei de căldură radiantă, a dilatării termice, a ondulărilor produse de dilatare şi uşurează detectarea unor eventuale defecte. Acelaşi principiu al prezenţei unui strat de semnalizare vizuală a defectelor şi creştere a rezistenţei la raze ultraviloete, este folosit şi de către AGRU GmbH la geomembrane produse din VLDPE şi PP.

Compania GSE a brevetat o geomembrană denumită Conductor® care oferă avantajul unei determinări rapide a defectelor apărute în timpul punerii în operă printr-un test cu baleiaj electric.

Pentru a îmbunătăţi comportarea la acţiunea agenţilor chimici (în special a hidrocarburilor), AGRU GmbH produce geomembrane (denumite CKW) care au în componenţa lor o lamelă de aluminiu făcută sandviş între două straturi de HDPE.


Estimarea gradului de poluare a apelor subterane în zecinătatea depozitelor de deşeuri 33

Capitolul 4. Estimarea gradului de poluare a apelor subterane în

vecinătatea depozitelor de deşeuri

4.1. Principalele procese de transport al poluanţilor

Rolul sistemelor de etanşare de bază ale depozitelor de deşeuri este de a minimiza transportul de poluanţi din depozit către terenul de fundare, respectiv acvifer, în condiţiile în care un sistem de etanşare perfect nu poate fi realizat. În practica curentă sistemele de etanşare sunt de tip multistrat, materialele utilizate fiind argila naturală, argila compactată, geocompozitele bentonitice şi geomembranele.

Figura 15. Schema de calcul a concentraţiei de poluant in acvifer; vedere în plan şi secţiune

Modelele de calcul a concentraţiei şi al debitului de poluant care străbate sistemul de etanşare multistrat au în vedere, în funcţie de complexitatea modelului, procese fizice, chimice, biologice de transport. Principalele procese fizice şi chimice de transport al poluanţilor sunt: advecţia, difuzia, dispersia şi sorbţia (Shackelford & Rowe, 1998). Advecţia este semnificativă în cazul curgerii prin medii poroase permeabile, în timp ce difuzia poate avea un rol semnificativ în cazul materialelor cu permeabilitate foarte redusă


34 Estimarea gradului de poluare a apelor subterane în zecinătatea depozitelor de deşeuri

(cazul materialelor geosintetice). Aportul dispersiei este redus şi poate fi chiar neglijat (Mitchell, 1993) atunci când curgerea are loc prin medii cu permeabilitate mică, ceea ce conduce la viteze de transport reduse. Sorbţia poate juca un rol foarte important în regim nesaturat, dar este inexistentă în regim saturat.

4.2. Estimarea gradului de poluare a acviferului în regim permanent saturat

Modelul matematic propus ia în calcul principalii termeni ai proceselor de transport care, din cele prezentate mai sus, sunt cel advectiv şi cel difuziv, calculul făcându-se în regim permanent, saturat.

Pentru dimensionarea, respectiv, verificarea sistemelor de etanşare ale depozitelor de deşeuri este prezentată o metodă de estimare a concentraţiei poluanţilor în acvifer, in aval de depozit. Calculul se face pe lungimea maximă a depozitului, paralelă cu direcţia de curgere a apei subterane. Comparând concentraţia de poluant calculată aval de depozit cu concentraţia admisibilă în acvifer se verifică dacă sistemul de etanşare propus este eficient din punct de vedere al limitării poluării apelor subterane. Considerând un depozit de deşeuri ca cel prezentat în Figura 15, debitul de poluant care trece prin unitatea de suprafaţă a sistemului de etanşare şi a terenului de fundare este (Manassero & Shackelford, 1994):

1

10

−

−⋅=

P

P

ve

cecqJ ( 1 )

în care:

ikq ⋅= – viteza de infiltraţie după legea lui Darcy;

c0 – concentraţia de poluant în lixiviat;

c1 – concentraţia de poluant în acvifer aval de depozit;

Dn

hk

Dn

Lq

D

LqP r

⋅

∆⋅=

⋅

⋅=

⋅= – numărul lui Peclet;

L – grosimea sistemului de etanşare şi a terenului de fundare deasupra nivelului apei subterane.

Scrierea unei ecuaţii de bilanţ aval de depozit conduce la determinarea concentraţiei de poluant în acvifer (Manassero & Spanna, 1998):

( )( )( ) lqelqQ

elqRlJlqQc

P

P

cv⋅+−⋅+

⋅⋅=⇒⋅=⋅+

11

( 2 )

în care:

Q=kaiataq(eq) – debitul de apă din acvifer determinat pe metrul liniar în secţiunea amonte de depozitul de deşeuri;


Estimarea gradului de poluare a apelor subterane în zecinătatea depozitelor de deşeuri 35

0

1c

c

cR = – concentraţia relativă;

l – lungimea maximă a depozitului de deşeuri paralelă cu direcţia de curgere a apei subterane.

4.3. Expresia exactă a concentraţiei relative

Toate metodele de calcul a concentraţiei relative (reprezentarea grafică, metoda depozitului de deşeuri echivalent şi influenţa grosimii stratului de atenuare) pornesc de la balanţa masică a poluanţilor in aval de depozitul de deşeuri. Metodele prezentate au fost dezvoltate înainte de noiembrie 2000, când a fost prezentată o noua teorie (Manassero, 2000), pornindu-se de la o ecuaţie diferenţială şi definind Rc egal cu:

b

bx

ccc

ccR

−

−=

0

( 3 )

unde: cx – concentraţia în apa subterană la o distanţă x de limita amonte a depozitului de deşeuri;

cb – concentraţia iniţială în apa subterană amonte de depozitul de deşeuri;

Evaluarea termenului Rc versus distanţa de la zona amonte a depozitului de deşeuri poate fi realizată prin rezolvarea următoarei ecuaţii diferenţiale care rezultă din balanţa masică a poluantului ilustrată în Figura 16:

( )1

00

−

−=

⋅+P

x

P

e

cce

dx

dc

q

xqQ ( 4 )

Soluţia acestei ecuaţii diferenţiale în condiţii limită corespunzătoare poate fi exprimată astfel:

Figura 16. Schema de evaluare a Rc in regim permanent saturat

−

⋅+−=

−

−=

P

P

e

e

b

bx

cQ

xq

cc

ccR

1

00

11

sau

−

⋅+=

−

− P

P

e

e

b

x

Q

xq

cc

cc 1

00

01

( 5 )


36 Sistemul de drenare şi colectare a levigatului

Capitolul 5. Sistemul de drenare şi colectare a levigatului

Soluţiile tehnice, utilizate la ora actuală şi recomandate de agenţiile de mediu, aplicate în scopul drenării, colectării şi epurării levigatului produs în corpul depozitelor de deşeuri sunt (Figura 17): strat drenant, reţea de drenuri şi colectoare, rezervor tampon şi staţie de epurare a levigatului.

Sistemul de drenare a levigatului este dispus deasupra sistemului de etanşare de bază şi, de cele mai multe ori, a celui de pe taluz. Este alcătuit în general dintr-un strat de material granular cu permeabilitate ridicată, o alternativă la această soluţie constituind-o utilizarea geocompozitelor de drenaj.

Figura 17: Alcătuirea sistemului de drenare şi colectare a levigatului


Sistemul de drenare şi colectare a levigatului 37

Sistemul de colectare a levigatului este dispus în stratul drenant şi este alcătuit dintr-o reţea de drenuri (conducte perforate) şi colectoare (conducte neperforate) dispuse astfel încât să preia levigatul astfel încât sarcina hidraulică deasupra sistemului de etanşare de bază să fie minimă, iar curgerea spre staţia de epurare (sau rezervorul tampon) să aibă loc gravitaţional.

În cazul depozitelor de deşeuri periculoase şi în condiţiile unei hidrogeologii care impun o urmărire atentă a posibilităţii poluării apei subterane, sistemul de etanşare de bază poate fi dublu. Sistemul drenant situat între cele două sisteme de etanşare propriu-zise poartă denumirea de sistem de detectare a scurgerilor şi are rolul de a prelua levigatul care trece prin prima barieră hidraulică. Prin preluarea acestor ape, sarcina hidraulică deasupra celui de-al doilea sistem de etanşare este foarte redusă fapt care conduce la valori foarte mici ale debitului exfiltrat din corpul depozitului. Scurgerile locale printr-un sistem de etanşare care are în componenţa sa o geomembrană se datorează prezenţei unui defect în corpul materialului geosintetic, defect care poate fi pus în evidenţă şi prin alte metode de detectare a scurgerilor. Diferenţa constă în faptul că sistemul de etanşare dublu, prin prezenţa sistemului de detectare a scurgerilor rămâne funcţional în cazul detectării unei cantităţi de levigat, acesta urmând traseul dren – colector - rezervor tampon-staţie de epurare. Celelalte sisteme de detectare a defectelor au ca scop identificarea poziţiei acestora pentru luarea de măsuri care constau în eliminarea defectului.

5.1. Depozitul de deşeuri Suceava – studiu de caz

Sunt prezentate principalele aspecte geotehnice care au avut o contribuţie semnificativă la proiectarea corespunzătoare a unui depozit de deşeuri industriale rezultate din activitatea de forare şi realizare a puţurilor de extracţie a gazelor naturale.

Amplasamentul viitorului depozit de deşeuri este situat în zona de sud-vest a oraşului Suceava, la 4 km distanţă de oraş. Cu o suprafaţă de cca. 4 ha, terenul are o pantă generală de 6 la 10 pe 1 (orizontală / verticală) care a reprezentat un factor esenţial în alegerea numărului de celule, a formei şi a aşezării.

Deşeul este un amestec de pământ de foraj şi lichid de foraj compus din apa şi aditivi (bentonită, barită, săruri, etc…) rezultat al activităţii de foraj şi realizare a puţurilor de extracţie a gazelor.

5.1.1. Construirea celulelor depozitului

Potrivit datelor furnizate de contractor, cantitatea maximă de deşeu care va fi procesată este estimată la 3000 m3/an, iar perioada de depozitare ar trebui să fie de cel puţin 20 de ani.

Deşeul va fi iniţial procesat prin centrifugare fiind împărţit în: parte lichidă şi particule foarte fine de material granular şi, parte solidă ce constă în material granular grosier


38 Sistemul de drenare şi colectare a levigatului

(detritus). Faza lichidă este reutilizată în procesul de forare şi realizare a puţurilor de extracţie a gazelor, în timp ce partea solidă va fi eliminată în depozit. S-a estimat că volumele celor două faze sunt egale ceea ce înseamnă că volumul de deşeu care va fi depozitat este de cca. 1500 m3/an, deci cantitatea totală de deşeu este estimată la 30000 m3.

Figura 18. Depozitul de deşeuri Scheia în diferite faze de construcţie

Depozitul de deşeuri va fi construit în faze fiind compus din 3 celule din care două sunt divizate în 2 subcelule (Figura 18). Fiecare subcelulă are o capacitate de cca. 6500 m3 şi ar trebui umplută în mai puţin de 5 ani. Capacitatea totală a depozitului de deşeuri este de cca. 33700 m3 şi perioada de depozitare este mai mare de 22 de ani. Platforma tehnologică şi celula nr. 1 vor fi construite în prima fază de construcţie. Cea de-a două fază constă în construirea celulei nr. 2 şi trebuie finalizată înainte de atingerea capacităţii primei celule. Subcelulele 2-1 şi 2-2 vor fi umplute şi acoperite ca şi celula nr. 3 care se va dezvolta în etape similare.

Figura 19: Secţiune transversală prin digul perimetral cu indicarea sistemului de colectare a levigatului (a) în perioada de exploatare e depozitului şi (b) în faza post-închidere


Sistemul de drenare şi colectare a levigatului 39

5.1.2. Sistemul de drenaj al apei şi levigatului şi eliminarea acestuia

Levigatul preluat prin intermediul sistemul de drenare şi colectare de bază se va stoca într-un bazin situat în partea de jos a amplasamentului (la baza pantei amplasamentului) pentru a avea o curgere gravitaţională. Acesta va fi colectat periodic şi reinjectat în puţurile de gaz dezafectate. Aceasta soluţie a fost agreată în locul construirii unei staţii de epurare nu doar din motive economice ci şi datorită faptului că apa de suprafaţă din zona învecinată are un flux scăzut şi nu îndeplineşte condiţiile proprii unui emisar.

Conducta care va face parte din sistemul de suprafaţă de colectare şi eliminare şi care va trece prin taluz va trebui poziţionată încă de la faza de construcţie (vezi Figura 19). Aceasta ar putea fi folosită înaintea umplerii celulei ca preaplin dacă, în condiţii speciale, după o perioadă de precipitaţii însemnate sistemul de colectare de bază nu poate evacua levigatul. Această alternativă este propusă doar pentru a asigura un nivel înalt de protecţie a mediului şi este puţin probabil să se întâmple în faza de construcţie a depozitului de deşeuri.

După închiderea celulelor de depozitare sistemul de colectare de suprafaţă va colecta apa din precipitaţii, prin urmare apă convenţional curată care va fi evacuată într-un pârâu aflat în vecinătatea depozitului.


40 Concluzii, contribuţii

Capitolul 6. Stabilitatea pe pantă a materialelor componente ale

depozitelor ecologice de deşeuri

6.1. Stabilitatea pe pantă materialelor minerale dispuse peste materiale geosintetice

Influenţa lungimii taluzului, a pantei, a grosimii sistemului de drenaj (sau a materialului de acoperire în cazul etanşării de suprafaţă) au condus la dezvoltarea a două metode de analiză a stabilităţii: metoda pantei infinite şi metoda penei (sau a pantei finite).

Metodele de analiză a stabilităţii sunt descrise pe larg de Batali (1999).

Este detaliată pe larg situaţia particulară (foarte des întâlnită) în care grosimea sistemului de drenaj este constantă în lungul pantei, adeziunea la interfaţa între diferitele materiale implicate este nulă şi coeziunea materialului de acoperire este egală cu zero; prin aceste simplificări, studiul prezentat în această lucrare se referă la stabilitatea sistemului de drenaj alcătuit exclusiv din materiale necoezive (nisip, pietriş sau amestec) situat deasupra unui sistem de etanşare care nu înglobează materiale geosintetice cu adeziune mare, gen geomembrane rugoase.

6.1.1. Metoda pantei infinite

Această metodă se aplică în cazul în care lungimea pantei este foarte mare în raport cu grosimea sistemului de drenaj. Stabilitatea este evaluată cu ajutorul factorului de stabilitate la alunecare, definit ca raportul dintre forţele care se opun alunecării şi forţele ce provoacă alunecarea:

β

δ

β

δβ

tan

tan

sin

tancos==

W

WFS ( 6 )

în care:

W – greutatea materialului drenant;

β - unghiul pe care-l face panta taluzului cu orizontala;

δ – unghiul de frecare geosintetic - pământ.


Concluzii, contribuţii 41

6.1.2. Metoda penei

Metoda penei se aplică în cazul în care lungimea pantei înregistrează valori mai mici, această metodă fiind una mai precisă datorită faptului că ia în calcul creşterea de stabilitate oferită de pana pasivă ce apare la baza pantei (Figura 20). Calculul factorului de stabilitate se efectuează evaluând greutăţile penelor activă şi pasivă şi scriind ecuaţia de echilibru (Koerner, 1994):

Figura 20: Analiza stabilităţii prin metoda penei (Koerner, 1994)

( )

φββ

φ

β

βδβ

tansincos

tan

sin

sintancos

−=

=−−

⇒=

S

P

S

AAAS

Pa

F

W

F

NNWF

EE

( 7 )

6.1.3. Luarea în considerare a acţiunii seismice

Analiza stabilităţii în gruparea specială de acţiuni (seism) presupune calcularea valorii factorului de stabilitate Fs de regulă cu ajutorul unei metode pseudostatice, prin adăugarea unei forţe orizontale în centrul de greutate al masei de materiale implicate.

Dacă se consideră nulă componenta verticală a acceleraţiei seismice, se poate utiliza următoarea relaţie simplificată pentru evaluarea factorului de stabilitate în gruparea specială de acţiuni (Normativul P100-92):

mkF

F

hs

S

⋅+=

1

1

0

( 8 )

în care:

Fs – factor de stabilitate în gruparea specială de acţiuni;

Fs0 – factor de stabilitate în gruparea fundamentală de acţiuni;



m – panta taluzului.

sh kk ⋅= α ;

ks – coeficient de intensitate seismică;

kh - componenta orizontală a acceleraţiei seismice;

Pentru a evalua implicaţiile luării în considerare a efectului seismului asupra pantei taluzelor, s-au realizat o serie de calcule folosind relaţia (14). S-a considerat un factor de stabilitate minim admis în gruparea specială Fs = 1,3 şi s-a calculat cât trebuie să fie factorul seismic în regim static (gruparea fundamentală de acţiuni), Fs0 pentru a fi îndeplinită această condiţie. Rezultatele sunt prezentate în Figura 21 în funcţie de coeficientul de intensitate seismică, ks şi panta taluzului.

Figura 21: Grafic de determinare a factorului de stabilitate minim la alunecare în gruparea fundamentală de acţiuni pentru a obţine Fs0 = 1,3 (Olinic, Batali, 2002)

Rezultă că, de exemplu, pentru zona seismică A (ks = 0,32), pentru ca stabilitatea depozitului să fie asigurată cu un factor de 1,3, trebuie ca în regim static factorul de stabilitate să fie de 1,87 pentru o pantă de 1:2,5.

Pentru a putea obţine aceste valori ale factorului de stabilitate calculat prin metoda

pantei infinite trebuie asigurate anumite valori ale unghiului de frecare pe interfaţă (δ), care sunt prezentate în Figura 22.



Figura 22: Valoarea unghiului δ necesar pentru a obţine Fs0min = 1,3 (Olinic, Batali, 2002)

Se observă că pentru o pantă de 1:2,5 şi zona seismică A, trebuie ca cel mai mic

unghi δ pe oricare interfaţă să fie 37°, ceea ce este aproape imposibil de obţinut. În

aceleaşi condiţii, pentru o pantă de 1:3 rezultă δmin = 33,5°, care poate fi obţinut prin utilizarea unei geomembrane texturate, de exemplu.

Datorită faptului că metoda pantei infinite nu poate fi aplicată în toate cazurile întâlnite în practică, au fost efectuate o serie de calcule parametrice cu scopul de a identifica domeniul de aplicabilitate al celor două metode avute la dispoziţie. Prin calculele

efectuate s-a urmărit determinarea aceluiaşi unghi de frecare δ, de data aceasta calculat prin metoda penei; s-a considerat grosimea sistemului de drenaj egală cu 50 cm, iar ceilalţi parametri implicaţi au variat astfel: înălţimea pantei între 3 şi 20 m şi unghiul de frecare internă al materialului drenant între 25 şi 35°.

Din analiza acestor valori rezultă că pentru înălţimi mai mari de 10 m rezultatele obţinute cu cele două metode sunt foarte apropriate. Pentru înălţimi sub această valoare este de preferat utilizarea metodei penei.



Capitolul 7. Concluzii, contribuţii

Prin proiectarea depozitelor ecologice de deşeuri se urmăreşte îndeplinirea în principal a funcţiei de izolare a deşeurilor faţă de mediul înconjurător. Pentru îndeplinirea acestei funcţii trebuie asigurată funcţionalitatea pe termen lung a elementelor componente ale depozitului şi ale depozitului în ansamblu prin verificări geotehnice uzuale privind starea limită de deformaţii, starea limită de capacitate portantă, stabilitatea locală şi generală a amplasamentului.

Proiectarea sistemelor de etanşare-drenaj ale depozitelor ecologice de deşeuri presupune reproducerea sistemelor propuse în actele normative în vigoare. Soluţiile alternative trebuie justificate prin calcule de evaluare a transportului de poluanţi.

Cercetarea geotehnică a terenului de fundare şi a materialelor de împrumut este definitorie în proiectarea eficientă a depozitelor ecologice de deşeuri.

Legislaţia naţională în vigoare este restrictivă şi perfectibilă.

Principalele contribuţii în domeniul proiectării sistemelor de etanşare ale depozitelor ecologice de deşeuri sunt:

• Studiu asupra posibilităţii utilizării loessului compactat ca barieră minerală construită la depozitele ecologice de deşeuri;

Prin mai multe studii s-a urmărit determinarea coeficientului de permeabilitate pe probe de loess compactat în scopul stabilirii dacă se poate atinge un coeficient de permeabilitate mai mic de 10-9 m/s. S-a demonstrat că acest obiectiv este asigurat şi în plus caracteristicile mecanice bune ale materialului îl recomandă ca soluţie alternativă pentru realizarea barierei minerale construite.

• Studiu asupra determinării caracteristicilor fizice si mecanice ale probelor compactate;

Programul experimental propus pentru studiul utilizării unor materiale ca bariere minerale construite a inclus compactarea unui număr de 5 - 6 probe la diferite umidităţi şi determinarea pe aceste probe a coeficientului de permeabilitate, a



modulului de deformaţie edometrică şi a parametrilor rezistenţei la forfecare. Obiectivul a fost de cunoaştere a acestor parametrii pentru diferite grade de compactare sau obţinerea unei relaţii între densitatea în stare uscată şi aceşti parametrii, pentru a putea fi stabilite valorile de calcul pentru proiectarea geotehnică. Această corelaţie ar fi posibilă având în vedere faptul că toate încercările s-au efectuat pe probe saturate deci, teoretic singura modificare în structura probelor o constituie starea de îndesare. Din cercetările efectuate se poate concluziona că este de preferat să se realizeze compactarea la umidităţi egale sau mai mari decât umiditatea optimă de compactare şi este de evitat compactarea la umidităţi mai mici.

• Compararea rezultatelor coeficientului de permeabilitate obţinut din încercarea de permeabilitate în edopermeametru cu gradient constant şi din încercarea de consolidare în edometru prin prelucrare după metodele lui Taylor si Casagrande;

Coeficientul de permeabilitate determinat indirect din încercarea de consolidare este cu aproape două ordine de mărime mai mic decât cel determinat prin măsurători directe în edopermeametru cu gradient variabil.

Determinarea coeficientului de permeabilitate, conform STAS 1913-6/76, pentru minerale argiloase presupune caracterizarea pe domenii a permeabilităţii şi anume:

domeniul impermeabil (stabilirea i0), domeniul intermediar ( ( )0

iivk −= ) şi domeniul

permeabil ( ivk = ). Pentru argile, argile grase, limita inferioară a domeniului

permeabil este de ordinul i1 = 30…50 iar nivelul de echipare al laboratoarelor geotehnice din ţară nu permite determinarea tuturor acestor parametrii.

Caietele de sarcini, actele normative ar trebui să prevadă nu numai o valoare limită pentru coeficientul de permeabilitate, ci valori distincte în funcţie de metoda de determinare.

• Studiu asupra obţinerii unui amestec de pământ cu porozitate redusă

Permeabilitatea este puternic influenţată de porozitatea pământului şi poate înregistra diferenţe de câteva ordine de mărime pentru stări de îndesare diferite. Studiul este iniţial unul geometric şi indică faptul că un material monogranular poate atinge limite inferioare pentru porozitate dacă este în amestec cu materiale ale căror granulaţie maximă este sub limita de 20% din dimetrul materialului grosier.

• Sinteza materialelor geosintetice cu rol de etanşare;

Printr-un studiu amănunţit au fost obţinute fişele tehnice de produs pentru geomembrane şi geocompozite bentonitice disponibile pe piaţă. Aceste fişe, interpretate şi reprezentate grafic, pot constitui un suport în alegerea optimă a unui material geosintetic.

• Contribuţii la metoda de estimare a gradului de poluare a apelor subterane în vecinătatea depozitelor de deşeuri;



Legislaţia naţională în vigoare menţionează că o soluţie alternativă la sistemul de etanşare de bază propus trebuie justificată prin calcule de hidraulică subterană. Metoda prezentată estimează concentraţia unui poluat în acvifer prin luarea în calcul a două procese de transport al poluanţilor: advecţia şi difuzia.

• Contribuţii la studiul stabilităţii stratului drenant sau al stratului acoperitor pe panta;

Pentru valori uzuale privind panta taluzului, lungimea acestuia, unghiul de frecare al materialului drenant, au fost efectuate calule comparative care scot în evidenţă în ce condiţii analiza stabilităţii trebuie efectuată prin metoda pantei infinite sau metoda penei. Calculele au fost efectuate pentru asigurarea stabilităţii în gruparea fundamentală şi specială de acţiuni (cu luarea în considerare a acţiunii seismice).

• Aplicarea şi validarea cercetărilor efectuate in studii de caz.

Majoritatea studiilor şi cercetărilor au fost efectuate cu ocazia proiectării unor depozite ecologice de deşeuri, baraje de pământ la acumulări hidrotehnice, etc…

Rezultatele cercetărilor au fost prezentate în 3 lucrări publicate în volume de conferinţe naţionale, 4 lucrări publicate în volume de conferinţe internaţionale.


Bibliografie 47

Bibliografie selectivă

Andrei S., Antonescu I. (1980) „Geotehnică şi Fundaţii”, Institutul de Construcţii Bucureşti.

Batali, L. (1999) “Geocompozite bentonitice”, Bucureşti, Conspress.

Benson C. (2000) „Linersand covers for waste containment”, Proceedings of the Fourth Kansai International Geotechnical Forum, Creation of a new Geo-Environment, Kyoto, Japan.

Benson, C. B. and Daniel, D. E. (1990) “The influence of clods on the hydraulic conductivity of a compacted clay”, J. Geotech. Eng.

Bowders J.J., Loehr J.E., Mooney D.T., Bouazza A. (2000) „Asphalt barriers for waste isolation”, Proceedings of GeoEng2000, Melbourne, Australia, A.A. Balkema.

Daniel D.E. (1993a) „Landfills and impoundments”, Geotehnical practice for waste disposal, Edited by D.E. Daniel, London, Marea Britanie, Chapman & Hall.

Daniel D.E. (1993b) „Clay liners”, Geotehnical practice for waste disposal, Edited by D.E. Daniel, London, Marea Britanie, Chapman & Hall.

Găzdaru A. (1997) „Depozitele de deşeuri menajere urbane solide după Maastricht”, Buletin ARGG, Nr. 3/1997.

Găzdaru A., Manea S., Feodorov V., Batali L. (1999) „Geosinteticele în construcţii – Proprietăţi, utilizări, elemente de calcul”, Bucureşti, Editura Academiei Române.

Giroud J.P. (1997) „Equations for calculating the rate of liquid migration through composite liners due to geomembrane defects”, Geosynthetics International, Vol. 4, No. 3-4.

Giroud, J. P. and Morel, N. (1992) “Analysis of geomembrane wrinkles”, Geotextiles and Geomembranes, Vol. 11, No. 3.

Giroud J.P., Houlihan M.F. (1995) „Design of leachate collection layers” Proceedings of the 5th International Landfill Symposium, Sardinia ’95, Santa Margherita, Cagliari, Italia.

Giroud, J. P., Khatami, A. and Badu-Tweneboah, K. (1989) “Evaluation of the rate leakage through composite liners”, Geotextiles and Geomembranes, Vol. 8, No. 4.

Koerner R.M. (1993) „Geomembrane liners”, Geotehnical practice for waste disposal, Edited by D.E. Daniel, London, Marea Britanie, Chapman & Hall.

Koerner R.M. (1994) „Designing with geosynthetics” – 3rd edition, New Jersey, U.S.A., Prentice Hall.

Lareal P., Didier G., Kastner R. (1990) „Mecanique des sols. Proprietes physiques des sols. Le compactage des sols”, I.N.S.A. de Lyon. Department Genie Civil et Urbanisme.

Manea, S., Jianu, L. (1998) „Geotehnica mediului Înconjurător. Preotecţia terenurilor de fundare şi


48 Bibliografie

depoluarea lor. Soluţii de depozitare a deşeurilor”, Universitatea Tehnică de Construcţii Bucureşti

Manassero M. (1999) „I sistemi di incapsulamento dei siti contaminati”, Conferenze di Geotehnica di Torino XVII Ciclo, Torino, Italia.

Manassero M., Shackelford C.D. (1998) „The role of diffusion in contaminant migration through soil barriers”, Rivista Italiana di Geotecnica, Nr. 1/1998.

Manassero, M., Van Impe, W. F., Bouazza, A. (1997), “Waste disposal and containment”, Environmental Geotechnics, Rotterdam.

Manassero M., Benson C.H., Bouazza A. (2000) „Solid waste containment systems”, Proceedings of GeoENG2000, Melbourne, Australia, A.A. Balkema.

Mitchell J.K. (1993) „Fundamentals of Soil Behaviour” – 2nd Edition, New York, John Wiley and Sons Inc.

Olinic E., Batali L. (2002) „Stabilitatea pe pante a sistemelor de etanşare – drenaj cu materiale geosintetice în cadrul depozitelor de deşeuri”, Al II-lea Simpozion Naţional de Geosintetice - GeoSINT 2002, Conspress, Bucureşti.

Petrov, R. J. and Rowe, R. K. (1997) “Geosynthetic clay liner compatibility by hydraulic testing:Factors impacting performance”, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 34, No.6.

Rowe R.K. (1998) „Geosynthetics and the minimization of contaminant migration through barrier systems beneath solid waste”, Proceedings of the 6th International Conference on Geosynthetics, Atlanta, USA.

Rowe, R. K. and Booker, J. R. (1993) “POLLUTE v3 – 1D Pollutant migration through non-homogenous soil”, Geotechnical Reserch Centre, Dept. of Civil Engineering, University of Western Ontario.

Rowe, R. K., Quigley, R. M. and Booker, J. R. (1995b) Clayey barrier systems for waste disposal facilities, E & FN Spon (Chapman & Hall), London.

Rowe R.K., Lake C.B., Petrov R.J. (2000) „Apparatus and procedures for assessing inorganic diffusion coefficients for geosynthetic clay liners”, Geotechnical Testing Journal, GTJODJ, Vol. 23, No. 2.

Shackelford C. D., Daniel, D. E. (1991) “Diffusion in saturated Soil. I: Background”. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE New York.

Shackelford C.D. & Rowe R.K. (1998) „Contaminant transport modeling”, Proceedings of the 3rd International Congress on Environmental Geotechnics, A.A. Balkema.

Sharma H.D., Lewis S.P. (1994) „Waste containment systems, waste stabilization and landfills. Design and evaluation”, John Wiley & Sons Inc., New York.

Shelley T.L., (1991) „Effect of gravel on hydraulic conductivity of compacted soil liners”, M.S. Thesis, University of Texas, Austin, Texas.

von Maubeuge K.P., Johanssen K. (2003) „Folosirea saltelelor bentonitice pentru lucrări de etanşare la depozitele de deşeuri”, Buletin ARG, Nr. 9/2003.

Williams, N. D., and Houlihan, M. F. (1987) “Evaluation of interface friction properties between geosynthetics and soils” in Geosynthecics ’87, Conference Proceedings, IFAI, New Orleans, La.

Olinic Ernest - Rezumat

Documents

Transcript of Olinic Ernest - Rezumat