Teza Doctorat 26.02.2020 [307061]

[anonimizat]. univ. Dr. ing. Dan STEMATIU

Doctorand: [anonimizat]. Laurentiu-Mihai LUNGU

BUCUREȘTI

LISTA FIGURILOR

Figura 2.1 – Prognoze privind evoluția cantității de sedimente în lacurile de acumulare 11

Figura 2.2 – Repartiția scurgerii solide medii anuale la nivel global 12

Figura 2.3 – Ritmuri de colmatare a unor acumulări din România 13

Figura 2.4 – Situația colmatării lacurilor de acumulare în cascadă din România 14

Figura 2.5 – Situația colmatării unor lacuri de acumulare din România 15

Figura 2.6 – Harta scurgerii solide specifice pe teritoriului României 16

Figura 2.7 – Presiunea suplimentare provenită din aluviuni 18

Figura 2.8 – Etapele procesului de colmatare 19

Figura 3.1 – Viteza de sedimentare conform legii lui Stokes pentru diferite tipuri de particule 20

Figura 3.2 – Forme de mișcarea ale aluviunilor 21

Figura 3.3 – Curba granulometrică a aluviunilor 22

Figura 3.4 – Depunerea aluviunilor în condiții de formare a curenților de densitate 33

Figura 4.1 – Clasificarea strategiilor pentru managementul sedimentelor 35

Figura 4.2 – Măsuri structurale pentru controlul eroziunii 36

Figura 4.3 – Lacuri de acumulare situate pe / lângă albia naturală a râului 37

Figura 4.4 – Galerie / canal pentru devierea sedimentelor 38

Figura 4.5 – Vedere în plan amenajare evacuare aluviuni 38

Figura 4.6 – Evacuarea debitului solid prin intermediul curenților de densitate 39

Figura 4.7 – Avansarea zonelor deltaice în funcție de nivelul de operare ([anonimizat]) 40

Figura 4.8 – Dragare hidraulică 41

Figura 4.9 – [anonimizat] 42

Figura 4.10 – Metode de prelevare a debitului solid 43

Figura 4.11 – Aparat pentru măsurarea și monitorizarea hidrodinamicii sedimentelor SEDCONTROL 44

Figura 5.1 – Planul general al amenajării Prundu 44

Figura 5.2 – Evoluția curbei de capacitate ale lacului de la punerea în funcțiune (1971) 45

Figura 5.3 – Colmatarea lacului de acumulare Pucioasa 46

Figura 5.4 – Curba de capacitate și a curba suprafețelor a acumulării Pucioasa (2006 – 2016) 46

Figura 5.5 – Barajul celor Trei Defileuri (Three Gorges Dam) 47

Figura 5.6 – Bilanțul cantității de sedimente din lacul de acumulare Three Gorge 48

Figura 6.1 – Curbe de egal potențial 49

Figura 6.2 – [anonimizat] a debitului de infiltrație 52

Figura 6.3 – Zone periculoase pentru fenomenul de sufozie 53

Figura 6.4 – Incidentul de la galeria de transport a sedimentelor a [anonimizat] (sursă: I.C.O.L.D., 2018) 55

Figura 7.1 – Creastă deversantă Bicaz 57

Figura 7.2 – Deversor sifon 57

Figura 7.3 – Descărcător de suprafață Tarnița 57

Figura 7.4 – Deversor lateral 58

Figura 7.5 – Deversor pâlnie Paltinu 58

Figura 7.6 – Golire de fund Izvorul muntelui 58

Figura 7.7 – Descărcător “margaretă” 59

Figura 8.1 – Conjugare în regim de fund 60

Figura 8.2 – Conjugare în regim de suprafață 61

Figura 8.3 – Conjugarea biefurilor la diferite niveluri aval 61

Figura 8.4 – Lamă cu cădere liberă 62

Figura 9.1 – Barajul Glen Canyon situat pe fluviul Colorado 63

Figura 9.2 – Barajul Marges situat pe râul Dordogne din Franța 64

Figura 9.3 – Radier aval de baraj 66

Figura 9.4 – Bazin disipator simplu 66

Figura 9.5 – Bazin disipator cu dinți 67

Figura 9.6 – Bazin disipator cu radier înclinat (Wheeler, S.U.A.) 67

Figura 9.7 – Vedere în plan disipator de energie baraj Poiana Uzului 68

Figura 9.8 – Disipator cu prag vertical la piciorul aval 69

Figura 9.9 – Disipator prevăzut cu panou batant 69

Figura 9.10 – Secțiune transversală Porțile de Fier 1 70

Figura 9.11 – Trambuline aruncătoare 70

Figura 9.12 – Căderea liberă a apei 71

Figura 9.13 – Dispozitive de împrăștiere a curentului deversat 72

Figura 9.14 – Disiparea energiei în apropierea malurilor 72

Figura 9.15 – Aruncătoare cu deflectori la ieșirea din galerie 73

Figura 9.16 – Bazin de disipare Izvorul Muntelui 73

Figura 9.17 – Risbermă mixtă 74

Figura 10.1 – Amplasamentul construcțiilor afectate de fenomenul de coborâre al talvegului 75

Figura 10.2 – Vedere în plan a frontului barat Movileni 76

Figura 10.3 – Secțiune amonte – aval baraj Movileni 76

Figura 10.4 – Secțiune centrala Movileni 77

Figura 10.5 – Releveul avariei din luna noiembrie 2010 disipator baraj Movileni 78

Figura 10.6 – Pragul terminal prăbușit al bazinului disipator 79

Figura 10.7 – Viitura din 31 iulie 2008 cu debite tranzitate de peste 2500 m3/s 80

Figura 10.8 – Consolidarea pragului terminal al disipatorului terminal baraj Movileni 80

Figura 10.9 – Dispoziție generală baraj Ogrezeni 81

Figura 10.10 – Vedere aval a stăvilarului de la barajul de priză Ogrezeni 82

Figura 10.11 – Avarie inițială 21-23.10.2011 baraj Ogrezeni 83

Figura 10.12 – Avarie extinsă martie 2012 baraj Ogrezeni 84

Figura 10.13 – Evoluția talvegului a barajului Ogrezeni 85

Figura 10.14 – Soluții de remediere avarie Ogrezeni 86

Figura 11.1 – Dispunere generală stație de epurare Glina 87

Figura 11.2 – Vedere în plan – Cameră de siguranță NH Popești 88

Figura 11.3 – Secțiune tip casetă CS – SEAU Glina (3 semicasete) 89

Figura 11.4 – Secțiune cameră racord 2 – Evacuare emisar 90

Figura 11.5 – Secțiune tip casetă aval de CR 2 (2 semicasete) 91

Figura 11.6 – Secțiune cameră racord 3 – Evacuare emisar 91

Figura 11.7 – Secțiune cameră de racord 3 – Canal deschis – Evacuare emisar 92

Figura 11.8 – Vedere în plan cu poziționarea descărcărilor SEAU Glina 92

Figura 11.9 – Planul general al amenajării 93

Figura 11.10 – Gridul morfologic în stare inițială (2D) 94

Figura 11.11 – Gridul morfologic cu discretizarea finală 94

Figura 11.12 – Gridul morfologic final, cu amplasarea condițiilor de margine 94

Figura 11.13 – Harta adâncimii apei (Scenariul de operare zilnică) 98

Figura 11.14 – Harta vitezelor (Scenariul de operare zilnică) 98

Figura 11.15 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul de operare zilnică) 98

Figura 11.16 – Harta adâncimii apei (Scenariul ploaie cu deversare 1) 99

Figura 11.17 – Harta vitezelor (Scenariul ploaie cu deversare 1) 99

Figura 11.18 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul ploaie cu deversare 1) 100

Figura 11.19 – Harta adâncimii apei (Scenariul ploaie cu deversare 2) 101

Figura 11.20 – Harta vitezelor (Scenariul ploaie cu deversare 2) 101

Figura 11.21 – Harta distribuirii stratului de sedimente (Scenariul ploaie cu deversare 2) 101

Figura 11.22 – Harta adâncimii apei (Scenariul ploaie fără deversare) 102

Figura 11.23 – Harta vitezelor (Scenariul ploaie fără deversare) 102

Figura 11.24 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul ploaie fără deversare) 103

Figura 11.25 – Harta adâncimii apei (Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic) 104

Figura 11.26 – Harta vitezelor (Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic) 104

Figura 11.27 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic) 105

Figura 11.28 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare (Ipoteza 1) 106

Figura 11.29 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1) 106

Figura 11.30 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – 3 luni) 107

Figura 11.31 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare (Ipoteza 1) 108

Figura 11.32 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1) 108

Figura 11.33 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – 6 luni) 109

Figura 11.34 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare (Ipoteza 1) 110

Figura 11.35 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1) 110

Figura 11.36 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – 9 luni) 111

Figura 11.37 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare (Ipoteza 1) 112

Figura 11.38 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1) 112

Figura 11.39 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – un an) 113

Figura 11.40 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare (Ipoteza 2) 114

Figura 11.41 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2) 114

Figura 11.42 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 3 luni) 115

Figura 11.43 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare (Ipoteza 2) 116

Figura 11.44 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2) 116

Figura 11.45 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 6 luni) 117

Figura 11.46 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare (Ipoteza 2) 118

Figura 11.47 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2) 118

Figura 11.48 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 9 luni) 119

Figura 11.49 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare (Ipoteza 2) 120

Figura 11.50 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2) 120

Figura 11.51 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 12 luni) 121

Figura 11.52 – Centralizatorul cantității de sedimente îndepărtată prin spălare 124

Figura 12.1 – Dispoziția generală a amenajării Porțile de Fier I și secțiune prin barajul deversor 126

Figura 12.2 – Imagini din timpul construcției bazinului disipator 127

Figura 12.3 – Modificări morfologice aval de baraj (măsurători 2010) 128

Figura 12.4 – Diferențe înregistrate între măsurătorile batimetrice din anii 2014 – 2010 129

Figura 12.5 – Diferențe înregistrate între măsurătorile batimetrice din anii 2019 – 2014 130

Figura 12.6 – Încărcarea câmpurilor deversoare la tranzitarea viiturilor 132

Figura 12.7 – Tranzitarea viiturii din luna aprilie 2006 133

Figura 12.8 – Poziția cavernelor în prag 133

Figura 12.9 – Localizarea zonelor cu degradări 134

Figura 12.10 – Dezvoltarea degradării betonului pragului disipator 134

Figura 12.11 – Soluția de remediere a degradărilor pragului aval 135

Figura 12.12 – Discretizarea domeniului de calcul 136

Figura 12.13 – Debite medii înregistrate amonte de Porțile de Fier I (Orșova) 137

Figura 12.14 – Nivelul mediul zilnic înregistrat amonte de Porțile de Fier I (Orșova) 137

Figura 12.15 – Nivelul mediul zilnic înregistrat aval de Porțile de Fier I (Dr. Tr. Severin) 138

Figura 12.16 – Încărcări medii zilnice înregistrat în secțiunea de calcul 138

Figura 12.17 – Geometrie scenariul 1 – morfologie inițială 139

Figura 12.18 – Geometrie scenariul 2 – linie erozională intermediară 140

Figura 12.19 – Geometrie scenariul 3 – linie erozională actuală 140

Figura 12.20 – Distribuția volumul de apă pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie inițială 141

Figura 12.21 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială 141

Figura 12.22 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială 141

Figura 12.23 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială 141

Figura 12.24 – Vectorii viteză pentru un debit de 15 mc/s∙ml – morfologie inițială 142

Figura 12.25 – Vectorii viteză pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială 142

Figura 12.26 – Vectorii viteză pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială 142

Figura 12.27 – Vectorii viteză pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială 142

Figura 12.28 – Distribuția particulelor pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie inițială 143

Figura 12.29 – Distribuția particulelor pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială 143

Figura 12.30 – Distribuția particulelor pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială 143

Figura 12.31 – Distribuția particulelor pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială 143

Figura 12.32 – Zonele de eroziune pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie inițială 144

Figura 12.33 – Zonele de eroziune pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială 144

Figura 12.34 – Zonele de eroziune pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială 144

Figura 12.35 – Zonele de eroziune pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială 144

Figura 12.36 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar 145

Figura 12.37 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar 145

Figura 12.38 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar 145

Figura 12.39 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar 145

Figura 12.40 – Vectorii viteză pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar 146

Figura 12.41 – Vectorii viteză pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar 146

Figura 12.42 – Vectorii viteză pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar 146

Figura 12.43 – Vectorii viteză pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar 146

Figura 12.44 – Distribuția particulelor pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar 147

Figura 12.45 – Distribuția particulelor pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar 147

Figura 12.46 – Distribuția particulelor pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar 147

Figura 12.47 – Distribuția particulelor pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar 147

Figura 12.48 – Zonele de eroziune pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar 148

Figura 12.49 – Zonele de eroziune pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar 148

Figura 12.50 – Zonele de eroziune pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar 148

Figura 12.51 – Zonele de eroziune pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar 148

Figura 12.52 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală 149

Figura 12.53 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală 149

Figura 12.54 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală 149

Figura 12.55 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală 149

Figura 12.56 – Vectorii viteză pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală 150

Figura 12.57 – Vectorii viteză pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală 150

Figura 12.58 – Vectorii viteză pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală 150

Figura 12.59 – Vectorii viteză pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală 150

Figura 12.60 – Distribuția particulelor pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală 151

Figura 12.61 – Distribuția particulelor pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală 151

Figura 12.62 – Distribuția particulelor pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală 151

Figura 12.63 – Distribuția particulelor pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală 151

Figura 12.64 – Zonele de eroziune pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală 152

Figura 12.65 – Zonele de eroziune pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală 152

Figura 12.66 – Zonele de eroziune pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală 152

Figura 12.67 – Zonele de eroziune pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală 152

LISTA TABELELOR

Tabelul 3.1 – Valorii coeficienților de rugozitate Manning 26

Tabelul 3.2 – Valorile coeficienților C și C1 raportate la debitul solid 34

Tabelul 11.1 – Valori procentuale ale debitelor deversate Scenariul 2 96

Tabelul 11.2 – Valori procentuale ale debitelor deversate Scenariul 3 96

Tabelul 11.3 – Valorile medii ale debitelor și încărcările evacuate conform Scenariului 1 97

Tabelul 11.4 – Valorile medii ale debitelor și încărcărilor evacuate conform Scenariului 2.1 99

Tabelul 11.5 – Valorile medii ale debitelor și încărcărilor evacuate conform Scenariului 2.2 100

Tabelul 11.6 – Valorile medii ale debitelor și încărcările evacuate conform Scenariului 3 102

Tabelul 11.8 – Valorile medii ale debitelor și încărcărilor evacuate conform Scenariului 4 104

Tabelul 11.7 – Tabel centralizator rezultate simulări pe durata unui an calendaristic 123

INTRODUCERE

Realizarea lucrărilor de retenție induce mari discontinuități în ceea ce privește regimul de curgere conducând la oprirea transportului de aluviuni, inițial în zona de modificare a regimului de curgere (coada lacului de acumulare), precum și modificări ale pofilelor albiilor de râu și a versanților adiacenți. Aceste procese conduc la colmatarea lacurilor, iar în cazul lacurilor de mică adâncime, chiar la crearea zonelor deltaice.

Pierderea capacității lacului de acumulare reprezintă principalul efect al fenomenului de colmatare cu consecințe directe asupra volumului de atenuare, precum și a folosințelor de alimentare cu apă, energie electrică, navigație, irigații etc.

Barajele au probabil cea mai lungă durată de viață preconizată dintre toate structurile hidraulice de mare anvergură. Principalele amenințări care pot periclita longevitatea unui baraj sunt colmatarea lacului de acumulare și îmbătrânirea structurii de rezistență. Rata de sedimentare ridicată a cuvetei lacului, pe lângă diminuarea capacității de stocare și în consecință creșterea riscului de producere a inundațiilor, reduce semnificativ debitul solid din râu și degradarea zonelor aval. Sedimentele obstrucționez captările și amplifică fenomenul de abraziune al mașinilor hidraulice, reducând eficiența și creșterea costurilor de întreținere. De asemenea costurile de tratare a apei potabile pentru alimentarea populației sunt puternic influențate de cantitatea de materii în suspensie care este transportată de curenții de apă.

Lacurile de acumulare de mici dimensiuni sunt predispuse fenomenului de colmatare ca urmare a eroziunii malurilor, fenomen indus de valurile din zone cu versanți erodabili sau cu pantă mai mare decât cea naturală. În perioadă după punerea în exploatare a acumulărilor se realizează un proces rapid de colmatare, în deosebi la zonele colinare situate pe cursul inferior al râurilor. Acest procesul se explică prin erodarea albiei, care este favorizată de factori precum natura geologică a formațiunilor din bazinul hidrografic sau caracterul torențial al scurgerii debitelor.

Procesele de eroziune și sedimentare, acoperirea pământului, utilizarea terenului, hidrologia bazinului hidrografic se află în strânsă legătură cu condițiile climatice și sunt amplificate de o gamă largă de activități umane care sunt necesare, dar totodată nocive pentru mediul înconjurător: defrișare intensivă, schimbare utilizării terenurilor, urbanizare și dezvoltare infrastructurii etc.

Intervenția antropică este semnificativă și impune gestionarea durabilă a resurselor de apă prin monitorizarea și controlul dinamicii sedimentelor. Aplicarea soluțiilor pentru reducerea ratei de sedimentare și decolmatarea lacurilor de acumulare trebuie tipizat pentru fiecare acumulare în parte datorită condițiilor diferite de amplasare, construcție, operare etc.

PROBLEMA MODIFICĂRILOR MORFOLOGICE

La nivel global fenomenul de colmatare are un impact social, economic și ecologic semnificativ și reprezintă o problemă esențială în sustenabilitatea lacurilor de acumulare. În prezent capacitatea de stocare brută a barajelor la nivel mondial este de 6 100 km3, din care 2 000 km3 din acesta a fost pierdută datorită procesului de sedimentare. Conform prognozelor realizate, fără a lua în considerare execuția de noi construcții de barare, se estimează că până în anul 2050 capacitatea totală a lacurilor de acumulare va fi redusă cu mai mult de jumătate. Valorile medii ale ratei de sedimentare sunt diferă în funcție de regiune și variază între 0,3% și 2% pe an, rezultând o medie globală de 0,8% pe an (The International Commission on Large Dams, 2009).

Figura 2.1 – Prognoze privind evoluția cantității de sedimente în lacurile de acumulare

(sursă: I.C.O.L.D., 2009)

Studiile realizate pe plan mondial au evidențiat o pierdere semnificativă a capacității lacurilor de acumulare datorită procesului de colmatare, această problemă fiind importantă prin amploarea și răspândirea ei geografică.

în Statele Unite ale Americii estimări realizate în anii 1960 – 1970 au evidențiat că 64% din acumulări au o durată de viață mai mică de 100 de ani, unele dintre ele fiind afectate de un proces de colmatare foarte rapid. Acumularea St. Augustin s-a colmatat în proporție de 95% în doar 13 ani, iar acumularea Springs aproximativ 50% în 20 de ani;

în China pe baza datelor înregistrate pentru 236 acumulări, până la finalul anului 1981 cantitatea totală de sediment depusă în aceste acumulări a fost de 11,5 miliarde m3 reprezentând 14,2% din capacitatea totală (0,8 miliarde m3 pierdere anuală de volum). La nivelul întregii țări pierderea de capacitate de stocare este de circa 2,3% anual.

în Japonia din întreaga capacitate de înmagazinare a 729 acumulări având volume peste 1 milion m3 (17,3 miliarde m3), 1,2 miliarde m3 sunt ocupați de sedimente corespunzând la aproximativ 7% din capacitatea totală;

în Spania volumul inițial a 101 acumulări având un volum total de 18 miliarde m3 a scăzut cu 0,73 miliarde m3 reprezentând circa 4%. Aproximativ 5% dintre acumulări suferă de o reducere a volumului cu peste 50%;

În Pakistan, la acumularea Tarbela capacitatea de stocare de 14,3 miliarde m3 a fost redusă în 22 de ani de exploatare cu circa 20% (2,9 miliarde m3).

Figura 2.2 – Repartiția scurgerii solide medii anuale la nivel global

(sursă: Lvovich, 1991)

SCURGEREA SOLIDĂ ÎN RÂURILE DIN ROMÂNIA

Diferite studii realizate în România arată că râurile interioare transportă cantități importante de sedimente, o medie anuală de 49 tone pe km de curs de apă. Amenajările hidrotehnice însumează un volum total de aluviuni de circa 13 miliarde m3 reprezentând o treime din volumul total de apă tranzitat într-un an pe râurile interioare (Jelev, 1992). Valoarea medie a scurgerii solide este de 1,75 t/ha/an, râurile transportând anual o cantitate de 45 milioane tone/an de aluviuni (Ujvari, 1972). De asemenea analizele realizate pe baza datelor actuale au evidențiat următoarele (Rădoane, 2002):

în decursul a 15 ani, în lacurile situate pe râurile interioare din România s-au depus aproximativ 200 milioane m3 aluviuni, mai mult de jumătate fiind reținute în acumulările de pe râurile Argeș și Olt. Astfel rata anuală de colmatare este de 13,4 milioane m3, reprezentând 27% din transportul total mediu multianual de aluviuni;

acumulările care au înregistrat ratele anuale cele mai importante de colmatare sunt situate pe râul Argeș (Pitești 15,7%, Bascov 11,7%, Oiești 9,5%, Cerbureni 7,3%, Curtea de Argeș 5,3%);

printre acumulările care au înregistrat rate medii anuale se numără cele situate pe râul Olt (Govora 8,27%, Râmnicul Vâlcea 5,63%, Dăești 4,90%), râul Bistrița (Pângărți 3,45%) și râul Ialomița (Pucioasa 2,58%);

ritmurile de colmatare scăzute se înregistrează la lacurile cu de mari dimensiuni Izvorul Muntelui (0,03%) și Vidraru (0,04%).

Figura 2.3 – Ritmuri de colmatare a unor acumulări din România

(sursă: Diaconu, 1971)

În ceea ce privește procesul de sedimentare, pentru condițiile de mediu specifice asociate râurilor interioare din România se pot face următoarele observații (S. Ionescu, 2001):

proveniența materialului solid (originea sedimentelor) se datorează în mare parte materialului fin bazinului hidrografic, fiind favorizat de alunecările de teren, eroziuni și prăbușiri;

La lacurile de acumulare amplasate pe râurile Bistrița și Argeș, situate aval de baraje cu lacuri de acumulare foarte mari și cu afluenți puțini, s-a observat că 68% din materialul aluvionar depus provine din bazinul hidrografic, iar restul de 32% din transportul în albia râului.

transportul sedimentelor se produce în tipul viiturilor, în prima parte a apelor mari;

poziționarea lacurile de acumulare dispuse în cascadă.

Lacul de acumulare de capăt de pe râul Olt, a înregistrat un ritm de colmatare ridicat în comparație cu cele aval. În timp s-a putut observa, că după atingerea unui grad de colmatare, procesul s-a mutat în aval, adesea prin spălări ale lacului din amonte.

conformația în plan a lacurilor de acumulare influențează procesele de sedimentare (zone de apă moartă);

regimul de exploatare, în special în timpul perioadelor de viitură.

Figura 2.4 – Situația colmatării lacurilor de acumulare în cascadă din România

(sursă: C.R.O.M.B., 2000)

Figura 2.5 – Situația colmatării unor lacuri de acumulare din România

(sursă: U.T.C.B. – date pe bază de măsurători directe)

Repartiția scurgerii solide în timpul anului urmărește aproape fidel regimul scurgerii lichide (Ujvari, 1972). Variabilitatea reprezintă un aspect important al scurgerii solide, deoarece transportul de aluviuni nu crește în aceiași pondere cu debitele lichide, ele fiind caracterizate printr-un raport exponențial. Micșorarea debitelor lichide conduce la reducerea fenomenului de eroziune a apelor rezultând transportul unei cantități mai mici de aluviuni, în timp ce odată cu creșterea debitelor, transportul de aluviuni se mărește.

Scurgerea de aluviuni prezintă mari variații atât în spațiu cât și în timp. Diferențele anuale care se produc sunt datorate în principal regimului torențial al cursurilor de apă care este indus de ploi de intensitate mare, în timpul cărora vitezele de antrenare a particulelor aluvionare aflate în suspensie se manifestă mai devreme decât în cazul viiturilor medii. Aproape jumătate din cantitatea totală anuală de aluviuni se scurge în mai puțin de o lună, în perioadele în care apar viituri.

Figura 2.6 – Harta scurgerii solide specifice pe teritoriului României

(sursă: Rădoane, 2002)

Gradul de colmatare poate fi evaluat prin raportul dintre volumul colmatat (VC) și volumul inițial (VI), iar rata / ritmul de colmatare prin raportul dintre volumul de aluviuni colmatat (VCΔt) într-un anumit interval de timp (Δt) și volumul inițial (VI).

/

EFECTELE COLMATĂRII

Efectele colmatării lacurilor de acumulare sunt complexe și afectează atât folosințele deservite cât si siguranța construcțiilor. Efectele pot fi sintetizate astfel:

diminuarea capacității de stocare prin reducerea volumului util ca urmare a depunerii de sedimente în acumulare, cu consecințe directe asupra gospodăririi apelor.

periclitarea siguranței barajului datorită afectării capacitatea de preluare a viiturilor. Creșterea volumului de depuneri în lacurile de acumulare poate conduce la situația deversării barajului, putând fi urmată de crearea unor breșe sau chiar de ruperea barajului;

obstrucționarea organelor de golire și în consecință punerea în pericol a barajului;

La lacurile de acumulare de pe Valea Stoenesei și Valea Drăculești, din Galați, s-au efectuat săpături în stratul de sedimente de peste 2 m pentru a atinge cota de funcționare a instalațiilor de golire (Giurma, 1997).

blocarea intrărilor în prize cu materiale depuse în vecinătatea barajelor, care pot provoca scoaterea din funcțiune a unor consumatori.

colmatarea la coada lacului cu efecte asupra întinderii și configurației zonelor de inundabilitate. Poate pune în pericol așezări omenești și obiective situate în amonte de lacul de acumulare (poduri, drumuri, căi ferate etc.);

În România la acumularea Pucioasa de pe râul Ialomița există un risc de deversare datorat gradului ridicat de colmatare și a vegetației puternice de la coada lacului, lucru care ar produce inundarea obiectivelor și terenurilor din vecinătate.

favorizarea procesului de eutrofizare și apariția zonelor deltaice;

afectarea stabilității barajului datorită presiunii exercitate de depuneri asupra barajului.

Presiunea exercitată de depuneri asupra barajului se determină cu aproximație, ea depinzând de o serie de factori ca: unghiul frecării interioare, unghiul de frecare între aluviuni și baraj, greutatea volumetrică, stare de saturație cu apă, înclinarea paramentului, panta fundului lacului etc.

Presupunând o variație liniară verticală a presiunii aluviunilor, presiunea unitară la baza unui strat de adâncime hal, poate fi exprimată prin următoarea relație:

unde: – greutatea volumetrică a aluviunilor în apă;

– greutatea volumetrică a aluviunilor uscate;

– greutatea volumetrică a apei;

n – porozitatea aluviunilor.

La grosimi mici ale stratului de aluviuni în raport cu înălțimea barajului, presiunile exercitate pe parament sunt reduse și în consecință se neglijează. Dacă grosimea stratului aluvionar este mare, efectul împingerii aluviunilor trebuie redus față de cel rezultat din formulă, luând în considerație unghiurile de frecare egale cu zero, datorită efectului presiunii de deasupra.

Figura 2.7 – Presiunea suplimentare provenită din aluviuni

(sursă: I.C.O.L.D., 2017)

ETAPELE PROCESULUI DE COLMATARE

Procesul de colmatare reprezintă un proces complex începând de la momentul punerii în funcțiune, până la momentul în care lacul de acumulare este scos din operare. În lacurile de acumulare viteza de curgere se reduce și ca urmare aluviunile transportate în apă se depun. Cele cu granulație mare (nisipuri și pietrișuri) se depun în porțiunea amonte, iar cele mai fine, construite din argilă și mâl, ajung până în fața barajului.

Etapele procesului de colmatare ilustrate în figura de mai jos pot fi descrise astfel (Giurma, 1997):

în regim natural cursul de apă se caracterizează printr-o stabilitate morfologică;

etapa inițială (după punerea în funcțiune) de colmatarea începe de la coada lacului, unde se depun aluviunile de fund mai grele, formând așa numitul banc întărit;

prismul aluviunilor de fund avansează peste prismul format din aluviunile aflate în suspensie, extinzându-se în același timp și în zona de remuu, unde apar supraînălțări ale nivelului suprafeței libere;

procesul de colmatare continuă, până când după un anumit număr de cicluri hidrologice, prismul aluviunilor în suspensie ajunge la baraj;

volumul inițial al acumulării (până la NNR) este practic colmatat, aluviunile depunându-se parțial în zona de remuu, iar altă parte fiind descărcată în aval;

în etapa finală teoretică a procesului, depunerile au evoluat până la anularea funcțiilor lacului de acumulare și reapariția pantei inițiale (i0).

Figura 2.8 – Etapele procesului de colmatare

(adaptat după: Giurma, 1997)

MIȘCAREA ALUVIUNILOR

Aluviunile/sedimentele reprezintă materii solide sub formă de particule care, după desprinderea lor din scoarța terestră prin acțiunea forțelor de orice natură, sunt antrenate de curenții de apă care se formează la suprafața pământului.

Eroziunea reprezintă fenomenul prin care particulele sunt dislocate și transportate prin intermediul apelor. După desprindere particula tinde să se miște acționată de o forță activă (în mișcarea apei de forța hidrodinamică) și se opune prin greutatea proprie și prin forțele de frecare (în mișcarea apei de forța de frecare aferentă greutății apei.

La limită, prin egalarea forțelor ce acționează asupra unei particule și transpunerea acestora sub formă de eforturi tangențiale pe patul albiei, se obține efortul critic de antrenare (), respectiv viteză critică de antrenare . Pentru mișcarea reală / turbulentă, viteza critică de antrenare se poate estima după funcția de antrenare a lui Shields:

:

unde: ρs – densitatea particulei (solide);

ρ – densitatea apei;

g – accelerația gravitațională;

d – diametrul particulei.

Sedimentarea reprezintă fenomenul prin care particulele aflate în suspensie transportate de apă sunt depuse datorită forțelor care se opun mișcării (greutate proprie și reacțiuni cu particule învecinate). Viteza cu care se depun particulele, în condiții statice, este dată de legea lui Stokes:

unde: VS – viteza limită pentru care are loc depunerea particulei;

g – accelerația gravitațională;

s – greutatea specifică a particulei;

d – diametrul particulei;

ν – vâscozitatea cinematică a fluidului.

Figura 3.1 – Viteza de sedimentare conform legii lui Stokes pentru diferite tipuri de particule

În studiul mișcării aluviunilor se pot evidenția trei faze (C. Mateescu, 1963):

Fenomenul de eroziune care constă în dezagregarea solului în particule granulare sub acțiunea apei sau a altor agenți;

Fenomenul de transport, apa fiind mediul fluid pentru antrenarea aluviunilor;

Fenomenul de depunere sau sedimentare a aluviunilor transportate, în zonele unde vitezele sunt mici.

Fenomenul de eroziune este puternic și preponderent în zonele de munte, în timp ce la câmpie se produce sedimentare datorită micșorării vitezelor de curgere. Fenomenul de transport induce uzura particulelor, având drept consecință micșorarea diametrului granulelor din zonele montane spre zonele de câmpie. Fenomenele de eroziune și sedimentare au loc în zonele construcțiilor hidrotehnice producând efecte complexe.

În literatura de specialitate se pot distinge următoarele forme de mișcare a particulelor izolate (Mitoiu, 1999):

mișcarea prin alunecare unde particulele sunt translatate pe fundul albiei, fără a se roti;

mișcarea prin rostogolire unde particulele se rostogolesc în jurul axului lor;

mișcarea prin salturi în cursul căreia particulele aflate inițial în repaus pe fundul albiei sunt dislocate și urmează o traiectorie curbilinie, revenind pe fund periodic;

mișcarea prin plutire în cursul căreia particulele sunt antrenate în curent de apă fără a intra în contact cu patul albiei.

Figura 3.2 – Forme de mișcarea ale aluviunilor

CARACTERISTICILE ALUVIUNILOR

În natură aluviunile sunt formate din particule neomogene cu diferite forme și dimensiuni. Sedimentele se pot caracteriza prin curba granulometrică.

Dimensiunea granulelor (d). Straturile aluvionare sunt foarte eterogene sub aspectul dimensiunii particulelor care le compun. Din acest punct de vedere caracterizarea se face prin curbe granulometrice. Curbele granulometrice sunt rezultatul analizelor granulometrice și sunt reprezentări grafice ale funcției . Astfel în funcție de mărimea granulelor se pot distinge următoarele cinci clase:

bolovănișuri d > 20 mm;

pietrișuri 2 < d < 20 mm;

nisipuri 0,05 < d < 2 mm;

prafuri 0,005 < d < 0,05 mm;

argile d > 0,005 mm.

Figura 3.3 – Curba granulometrică a aluviunilor

(sursă: Mitoiu, 1999)

Greutatea specifică (, ) a particulelor aluvionare variază între 2100 … 2800 kg/m3, în calcule fiind utilizată valoarea medie de 2600 kg/m3. Greutatea specifică în stare submersată () este măsurată sub apă și poate fi determinată cu următoarea relație:

unde: γ – greutatea specifică a apei ().

Forma particulelor () este neregulată și foarte variată. Forma particulelor aluvionare influențează procesul și modul lor de mișcare al acestora. O particulă cu formă lenticulară se va mișca într-un mod diferit comparativ cu o particulă cu forma colțuroasă sau elipsoidală. Din aceste considerente au fost introduși indicele de volum (kv) și indicele de formă (ks).

unde: v – volumul particulei aluvionare;

d – diametrul cercului circumscris proiecției plane a particulei.

unde: s – suprafața proiecției plane a particulei aluvionare;

d – cercul circumscris proiecției plane a particulei.

Valorile maxime sunt date de o particulă de formă sferică: kv = 0,524, iar ks = 0,785.

Mărimea particulei (µ)

Dimensiunea unei particule aluvionare este exprimată prin diametrul minim al ochiului de sită prin care poate trece particula respectivă. Gradul de neuniformitate al unui strat aluvionar, sub aspectul mărimii particulelor care îl alcătuiesc, se exprimă printr-un coeficient de neuniformitate definit ca raportul:

Pentru valori µ < (3…4) straturile aluvionare sunt considerate uniforme;

Pentru valori µ > (3…4) straturile aluvionare sunt considerate neuniforme.

Mărimea hidraulică (viteza de cădere) (w)

Viteza de cădere (w) reprezintă viteza unei particule aluvionare care cade liber în apă în repaus. Ea depinde de mărimea particulei aluvionare (d) și de greutatea specifică a acesteia (γs). Pentru numere Reynolds mai mari ca 1 (Re > 1):

unde: d – diametrul particulei aluvionare;

γ – coeficientul de vâscozitate cinematică;

µ – coeficientul de vâscozitate dinamică.

CRITERII PENTRU APRECIEREA STABILITĂȚII ALUVIUNILOR DE FUND

Punerea în mișcare a aluviunilor de fund poate fi apreciat cu ajutorul unuia din următoarele criterii:

criteriul vitezei de curgere;

criteriul efortului tangențial de antrenare;

criteriul debitului de lichid specific.

În principal, pentru a începutul mișcării aluviunilor de fund se compară valorile:

vitezei efective de curgere (uef);

efortului tangențial de antrenare efectiv (τef);

debitului lichid specific efectiv (qef) cu valorile: vitezei critice de curgere (ucr), efortului tangențial de antrenare critic (τcr) și a debitului lichid specific critic (qcr).

Valorile efective ale mărimilor (u, τ, q) depind de caracteristicile curgerii:

gradientul hidraulic (I);

mărimea debitului lichid (Q);

adâncimea apei în albia râului (h);

Valorile critice ale mărimilor (u, τ, q) depind de caracteristicile aluviunilor:

dimensiunea particulelor aluvionare (d);

greutatea specifică (γs sau γs');

forma particulelor aluvionare (kv, ks).

VALORI ALE EFORTULUI TANGENȚIAL DE ANTRENARE, A VITEZEI DE SCURGERE ÎN ALBIE ȘI A DEBITULUI LICHID SPECIFIC

Efortul tangențial de antrenare efectiv

Pentru un sector din albia râului de lungime L, forța apei prin care curentul din albie acționează asupra pereților albiei este egală cu componenta tangențială a greutății volumului de apă din albie:

unde: F – forța exercitată de apă asupra pereților albiei;

GT –componenta tangențială a greutății volumului de apă din albie.

Forța apei (F) reprezintă rezultanta efortului tangențial de antrenare ce se exercită pe suprafața laterală a albiei:

unde: τef –efortul tangențial de antrenare efectiv;

P – perimetrul udat al albiei;

L – lungimea sectorului de râu considerat.

Componenta tangențială a greutății volumului de apă din albie poate fi scrisă sub forma:

unde: G – greutatea volumului de apă din sectorul de albie;

α – unghiul dintre linia fundului albiei cu orizontala;

Ω – este suprafața secțiunii transversale a albiei.

Valoarea efortului tangențial efectiv se obține din egalarea celor două forțe F și GT:

unde: I – reprezintă panta suprafeței libere a apei;

Viteza efectivă de curgere

Viteza efectivă de curgere poate fi determinată cu relația generală de calcul hidraulic a lui Chezy:

unde: C – coeficientul lui Chezy ();

n – coeficientul de rugozitate;

h – adâncimea apei;

I – panta suprafeței libere a apei (panta hidraulică).

Coeficientul de rugozitate (n) poate fi determinat prin măsurători directe sau prin intermediul relațiilor empirice:

Determinarea coeficientului de rugozitate prin măsurători directe

Se stabilește prin înlocuirea parametrilor din relația lui Chezy pe baza măsurătorilor în teren: prin măsurători topografice se determină dimensiunile albiei și panta hidraulică, iar prin măsurători hidrometrice se evaluează debitul lichid.

Determinarea coeficientului de rugozitate (n) cu ajutorul relațiilor empirice:

Relația lui CHANG:

unde: dm – diametrul mediu al particulelor aluvionare din albie (mm).

Relația ALTUNIN-BUZUNOV:

unde: dr – este diametrul reprezentativ al aluviunilor (mm);

d90 – diametrul 90 din curba granulometrică a aluviunilor din albie.

Tabelul 3.1 – Valorii coeficienților de rugozitate Manning

(sursă: Kiselev, 1988)

Debitul lichid specific efectiv

Debitul lichid specific efectiv se determină prin următoarea relație:

unde: B – lățimea secțiunii de curgere.

VALORI CRITICE ALE EFORTULUI TANGENȚIAL DE ANTRENARE, VITEZEI ȘI DEBITULUI LICHID SPECIFIC

Efortul tangențial critic de antrenare

Se determină pornind de la ecuația de echilibru a particulei izolate prin înlocuirea expresiilor forțelor aferent G, V, H, rezultând următoarea relație pentru efortul tangențial critic de antrenare:

Viteza critică de antrenare

M.A. Velicanov a determinat valoarea vitezei critice de antrenare admițând o particulă izolată și ipoteza de mișcare prin rostogolire:

unde: – diametrul mediu al particulelor aluvionare (m).

I.I. Levi a analizat stabilitatea unui strat aluvionar omogen considerând ipoteza de mișcare prin târâre, mișcarea fiind provocată de efortul tangențial de antrenare:

unde: a – coeficient cu diferite forme în funcție de ipoteza de mișcare considerată;

– funcție a rugozității relative a albiei stabilite pe cale experimentală.

Goncearov folosind o procedură similară a stabilității straturilor aluvionare uniforme, pornind de la echilibrul limită la rostogolire și admițând o distribuție logaritmică a vitezelor în apropierea fundului albiei, a obținut următoarea relație pentru viteza critică de antrenare:

unde: ucr.a – valoarea limită a vitezei de curgere care asigură stabilitatea absolută particulelor aluvionare.

Punerea în mișcarea a particulelor aluvionare se produce pentru valori ale vitezei de fund cu circa 40% mai mari. Viteza critică inițială poate fi scrisă sub următoare formă:

Debit lichid specific critic

Pornind de la ecuația generală a debitului lichid specific

Pornind de la expresia generală a debitului lichid specific și de la relația lui Chang pentru coeficientul de rugozitate, exprimând adâncimea apei în albie din ecuația efortului tangențial critic de antrenare, se obține relația generală pentru debitul lichid specific critic:

Unde: k, m1, m2 – coeficienți specifici (-);

dm – diametrul mediu al particulelor aluvionare din albie (mm);

I – panta suprafeței libere a apei.

ECHILIBRUL LIMITĂ AL UNEI PARTICULE IZOLATE

Particulele aluvionare se află sub acțiunea următoarelor forțe:

forța frontală a curentului de apă (H1) și forța de secțiune de curent (H2)

forța ascensională datorată gradientului de presiune (diferența între viteza de curgere a apei în zona superioară și cea inferioară):

greutatea particulei aluvionare:

unde: k2 ș k3 – indici de suprafață și volum;

uf – viteza de curgere în zona fundului albiei;

(γs – γ) – greutatea specifică submersată;

d – diametrul particulei aluvionare.

În echilibrul limită al unei particule izolate se pot distinge următoarele ipoteze:

Ipoteza de mișcare prin plutire unde ecuația de echilibru pentru mișcării prin plutire se realizează atunci când greutatea particulei aluvionare este egală cu forța ascensională:

Astfel viteza critică efectivă în ipoteza de mișcare prin plutire este:

unde: a1 – coeficient specific ipotezei de mișcare prin plutire

Ipoteza de mișcare prin târâre pe fundul albiei

Ecuația de echilibru pentru mișcarea prin târâre pe fundul albiei este următoarea:

unde: f – coeficientul de frecare.

Astfel viteza critică efectivă în ipoteza de mișcare prin târâre pe fundul albiei devine:

unde: a2 – coeficient specific ipotezei de mișcare prin târâre

Ipoteza de mișcare prin rostogolire

Pentru mișcarea prin rostogolire, ecuația de echilibru este exprimată printr-o ecuație de moment. Ecuația de moment se formulează în funcție de poziția punctului în jurul căruia are loc rostogolirea și distanța dintre acesta și punctul de aplicare al forțelor care acționează asupra particulei aluvionare. Pentru o particulă aluvionară cu secțiune circulară, ecuația de echilibru pentru mișcarea prin rostogolire este:

Parametrul poate fi interpretat ca un unghi de frecare al aluviunilor. În consecință viteza critică efectivă în ipoteza de mișcare prin rostogolire devine:

unde: a3 – coeficient specific ipotezei de mișcare prin târâre

Expresia generală a vitezei critice poate fi scrisă ca:

unde: a – coeficient de diferite forme în funcție de mișcarea considerată (a1, a2, a3) cu valori determinate pe cale experimentală cuprinse între 5 … 5,8.

TRANSPORTUL SEDIMENTELOR

Transportul sedimentelor are loc în cazul în care valoarea forței de forfecare care acționează asupra terenului (τ0) este mai mare ca valoarea critică (τ0.cr).

Potrivit originii materialului transportat, se pot diferenția următoarele:

Depuneri de aluviuni – modul de transport este sub forma unui pat de aluviuni, fiind dependente de mărimea particulelor din strat și de condițiile de debit;

Debit de aluviuni transportate – sunt rezultatul eroziunii fiind caracterizate prin dimensiuni ale particulelor mai mici decât cea a particulelor din stratul aluvionar. Debitul de aluviuni este definit, în general, de eroziunea de pe suprafața terenului și nu de compoziția și proprietățile materialului din patul albiei. Mărimea lor este, în general, mai mică de 50 µm și sunt transportate doar ca sarcină suspendată.

În funcție de mărimea particulelor și a condițiilor de debit, se pot distinge următoarele moduri de deplasare ale particulelor aluvionare:

pat de aluviuni unde mișcarea particulelor se află în contact cu patul, prin alunecare, rostogolire sau prin salturi;

încărcare suspendată unde mișcarea particulelor are loc în curent și conține o parte din depunerile de aluviuni cu diametrul mai mic de 50 µm.

Distanța medie parcursă de particulele ce compun stratul aluvionar, ca serie de mișcări succesive, este o distanță constantă ce însumează diametrele a 100 de particule independente de rata de transport și componența stratului din patul aluvionar. Materialul din patul de aluviuni este sedimentat în mare parte la baza lacului, fiind cauza principală a schimbărilor morfologice.

Previzionare transportului de aluviuni se poate face prin diferite relații precum:

Relația Van Rijn unde mișcarea particulelor de aluviuni este dominată de saltul lor, sub influența forțelor hidrodinamice și a gravitației. Pe baza mai multor studii experimentale în care adâncimea apei este mai mică ca 0,1 m, numărul lui Froude este mai mic ca 0,9 și particulele au un diametru cuprins între 200 și 2000, s-a definit rata transportului de aluviuni prin ecuațiile:

pentru T < 3:

pentru T ≥ 3:

unde: T – parametru al efortului de forfecare ( ) în care τ0.cr – momentul critic al rezistenței la forfecare;

s – densitatea relativă;

D50 – particule cu diametrul de 50;

D* – particule adimensionale.

Relația Meyer – Peter – Mueller bazată pe studii experimentale cu secțiuni transversale de 2 x 2 m, lungime de 50 m, diametrul particulelor cuprins între 0,4 … 29 mm, panta între 0.04 … 2% și adâncimea apei cuprinsă între 0,1 … 1,2 m. Formula ratei transportului de aluviuni este data prin:

Unde: Dm – diametrul celei mai învecinate particule;

µ – factor de formă / de eficiență;

h – adâncimea apei;

I – gradientul hidraulic;

s – densitatea relativă;

Viteza de cădere a particulelor reprezintă un parametru esențial în studiul sedimentării. Viteza de cădere este exprimată prin relație:

unde: CD – este dependent de numărul Reynolds și de coeficientul de formă al particulelor. În situația în care Re < 1, și ecuația vitezei de cădere a particulelor devine:

unde: ν – coeficientul de vâscozitate cinematică.

Transportul încărcării totale

Diferența între încărcarea de pat și transportul încărcării suspendate este dificil de realizat. Un procent din materialul aferent încărcării de pat este transportat drept încărcare suspendată, acesta fiind cauza pentru care există relații care evaluează încărcarea din sedimente ca o încărcare totală. Printre formulele empirice pentru determinarea încărcării se numără:

Relația Engeluned – Hansen este o metodă bazată pe conceptul echilibrului energetic:

Relația Einstein, Bagnold, Biker, Van Rijn unde încărcarea totală a particulelor poate fi determinată prin însumarea ratei de transport de aluviuni (qb) cu încărcarea suspendată de transport:

Transportul sedimentelor datorită curenților de densitate

Înecarea debitului are loc atunci când apa cu o densitate stabilă se mută într-o apă cu densitate ușor diferită. Această diferență de densitate depinde atât de temperatură, cât și de concentrația de sare. Zona în care aportul afluentului dispare sub suprafața apei din lacul de acumulare poartă denumirea de punct de imersiune. Densitatea debitului afluent al râului este mai ridicată decât cea a apei din lacul de acumulare deoarece are în componență particule aluvionare. Fluxul de apă transportă în general particule fine, precum mâlul, deplasându-se în apropierea patului albiei. Acesta conduce la formarea unui depozit moale la baza barajului. Relația lui Vanoni dintre concentrația sedimentelor și diferența de greutate în gravitație specifică este:

Figura 3.4 – Depunerea aluviunilor în condiții de formare a curenților de densitate

(sursă: Giurma, 1997)

DEPUNEREA SEDIMENTELOR

Sedimentarea reprezintă fenomenul prin care particulele aflate în suspensie transportate de apă sunt depuse datorită forțelor care se opun mișcării (greutate proprie și reacțiuni cu particule învecinate). Acesta se află în strânsă legătura cu rata de depunere, care la rândul ei este dependentă de forma și mărimea particulelor, viteza de depunere, densitatea apei. Se pot distinge două moduri de depunere, în funcție de modul de transport:

Depuneri aluvionare – particulele aferente depunerilor aluvionare au tendința să se depună când viteza apei în apropierea patului se micșorează ca urmare a modificării condițiilor hidraulice (viteza este mai mică decât viteza critică). Viteza critică poate fi determinată prin relația Van Rijn:

pentru sedimente grosiere: 0,5 < D < 2,0 mm

pentru sedimente fine: 0,1 < D < 0,5 mm

Depunerea încărcărilor în suspensie – sedimentele în suspensie își păstrează starea până când viteza lor terminală este mai mică decât viteza verticală. Particulele foarte mici nu se pot depune deoarece au greutatea proprie foarte mică. Prin coeziunea a mai multor particule de sedimente se constituie flocoanele ce au o greutate și viteză superioară mai mare, putând astfel să se depună ca particule grosiere. Conform studiilor de specialitate depunerea se produce atunci când viteza critică este cu 25% mai mică decât viteza de depunere:

Viteza minimă admisibilă

Limitarea vitezei inferioare este necesară pentru prevenirea depunerilor care produc colmatare și în consecință creșterea rugozității și reducerea secțiunii de curgere și a debitului tranzitat.

Ca valori orientative pentru evitarea sedimentării sunt folosite următoare praguri:

v > 0,3 m/s în cazul aluviunilor fine;

v > 0,3 … 0,5 m/s pentru suspensii nisipoase.

Printre formulele empirice pentru determinarea vitezei se pot enumera:

F. Kennedy:

unde: h – adâncimea apei în secțiunea de curgere;

C – coeficient determinat pe cale experimentală sau prin utilizare relației stabilită de A. Parker: , unde σ reprezintă procentul de particule în suspensie care sunt depuse la o viteză mai mare de 0,3 m/s.

Lacey:

unde: R – raza hidraulică a secțiunii de calcul (m);

C1 – coeficient determinat pe cale experimentală.

Studiile efectuate pentru determinarea coeficienților C și C1 au condus la valorile din tabelul de mai jos:

Tabelul 3.2 – Valorile coeficienților C și C1 raportate la debitul solid

(sursă: Prișcu, 1973)

SOLUȚII PENTRU CONTROLUL COLMATĂRII LACURILOR DE ACUMULARE

Pentru prelungirea duratei de viață a lacurilor de acumulare este necesară adoptarea unui concept de gestionare atât al apei cât și al sedimentelor. Utilizarea durabilă se realizează prin aplicarea următoarelor strategii de bază pentru controlul sedimentelor în perioada de proiectare și exploatare (Morris, 1998):

Reducerea aportului de sedimente – cantitatea de sedimente poate fi redusă prin controlul la sursă al eroziunii și reținerea acestora în amonte.

Devierea sau evacuarea debitului solid – sedimentele intrate în lacul de acumulare pot fi dirijate hidraulic prin galerii concepute cu acest scop sau concentrate în zone în care pot fi îndepărtate cu ușurință și fără afectarea funcțiilor barajului (prize de apă, ecluze etc.);

Îndepărtarea periodică a sedimentelor prin spălare hidraulică, dragare sau excavație pe timp uscat;

Măsuri adaptive – printre care se numără mărirea capacității lacului de acumulare (supraînălțarea barajului), adoptarea unui regulament de exploatare specific acumulării.

Figura 4.1 – Clasificarea strategiilor pentru managementul sedimentelor

(Sursă: I.C.O.L.D., 2017)

COMBATEREA EROZIUNII SOLULUI LA NIVELUL BAZINULUI HIDROGRAFIC

Procesele de eroziune și sedimentare, acoperirea pământului, utilizarea terenului, hidrologia bazinului hidrografic se află în strânsă legătură sunt amplificate de o gamă largă de activități umane care sunt necesare, dar totodată nocive pentru mediul înconjurător: defrișare intensivă, schimbare utilizării terenurilor, urbanizare și dezvoltare infrastructurii etc. Controlul eroziunii la nivelul bazinului hidrografic are ca scop reducerea ratei de eroziune la niveluri apropiate de cea naturală. Printre activitățile de control ale eroziunii se numără: împădurirea și fixarea terenurilor (acoperirea cu vegetație), regularizarea torenților și stabilizarea alunecărilor de teren.

Măsurile nestructurale pot fi operaționale sau „verzi”. Măsurile verzi au la bază proprietățile naturale de regenerare a vegetației sau bazate managementul culturilor. Acestea sunt în general mai puțin costisitoare decât măsurile structurale, odată adoptate acestea regenerându-se, eliminând nevoia de întreținere. Măsurile operaționale reprezintă tehnici de gestionare și planificare pentru reducerea eroziunii în bazinele hidrografice (organizarea lucrărilor de construcție pentru reducerea suprafețelor de teren expuse, planificarea perioadelor de extragere a lemnelor).

Măsurile structurale sunt concepute pentru a intercepta mișcarea apei, pentru reducerea vitezei de curgere, reținerea sedimentelor și tranzitarea debitelor prin structuri neerodabile. Printre acestea se numără: canale pentru interceptare și tranzitarea debitului prevăzute cu vegetație sau materiale dure, capcane de sedimente, iazuri agricole, baraje de control etc. Executarea acestor măsuri sunt destul de costisitoare și necesită întreținere pe perioade nedeterminate.

Figura 4.2 – Măsuri structurale pentru controlul eroziunii

a) reținerea în teren a apelor de scurgere / b) interceptarea și evacuarea dirijată a scurgerilor

(sursă: Giurma, 1997)

Alunecările de teren sunt cazuri de eroziune la scară mare cu consecințe semnificative. Activitățile care pot conduce la destabilizarea terenurilor sunt: defrișările intensive sau orice activitate care produc creșterea umanității în materialul instabil. Cea mai importantă acțiune preventivă în zonele predispuse la alunecări de teren o reprezintă devierea apelor de pe versantul instabil și plantarea copacilor care ajută la stabilizarea și drenarea solului. Soluțiile geotehnice sunt foarte costisitoare și utilizate numai pentru protejarea obiectivelor importante.

DEVIEREA SAU EVACUAREA DEBITULUI SOLID

Devierea și evacuarea debitului solid reprezintă tehnici pentru gestionarea sedimentelor în timpul perioadelor de viituri, atunci când sunt tranzitate cantități semnificative de sedimente. Dezavantajul acestor soluții îl reprezintă devierea unui procent din debitele aferent prin lacul de acumulare sau prin construcții de deviere, nefiind posibilă captarea și stocarea tuturor volumelor de apă. Conform literaturii de specialitate aceste măsuri se pot clasifica în (Annandale, 2016):

Măsuri pentru devierea debitului solid:

lucrări de derivație ale debitului de apă limpede în lacul de acumulare, excluzând debitele de viitură cu încărcări importante de sedimente;

devierea debitelor de viitură aval de baraj prin galerii / canale de sedimente.

Lucrări de derivație ale debitului de apă limpede

Devierea debitului de apă limpede se realizează prin executarea lacului de acumulare în afara albie naturale a râului și alimentarea acestuia prin lucrări de derivație.

Figura 4.3 – Lacuri de acumulare situate pe / lângă albia naturală a râului

(sursă: Annandale, 2016)

Astfel apa limpede este preluată din râul și deviată în lacul de acumulare, debitele solide cu încărcări mari de sedimente din timpul perioadelor de viitură fiind evacuate aval de derivației.

Galerii / canale pentru devierea sedimentelor

Debitele solide cu încărcări semnificative de sedimente pot fi transportate în bieful aval prin amenajarea galeriilor / canalelor pentru devierea sedimentelor. Debitele de viitură sunt bypass-ate în galerii prin lucrări transversale amenajate amonte de baraj (baraj, deversor etc.). Din punct de vedere economic galeriile reprezintă o soluție mai costisitoare decât canalele pentru devierea sedimentelor.

Figura 4.4 – Galerie / canal pentru devierea sedimentelor

(sursă: Annandale, 2016)

Producerea sedimentării este inevitabilă, chiar și în situația în care sunt adoptate măsuri specifice, iar eliminarea lor pot fi prevăzuți evacuatori de aluviuni cu dispozitive de spălare. Pe canale se pot realiza praguri pentru dirijarea aluviunilor târâte spre una sau mai multe deschideri.

Figura 4.5 – Vedere în plan amenajare evacuare aluviuni

1 – prag; 2 – stavilă; 3 – cameră de depunere; 4 – racord; 5- tronson aval; 6 – canal de spălare

(sursă: Prișcu, 1973)

Pentru a preveni depunerile de aluviuni în zonele cu viteze de curgere reduse sau bifurcații, este indicat să se mențină în canal viteze mari în perioadele de viituri, iar uneori chiar să se golească canalul cu o viteză de coborâre ridicată.

Măsuri pentru evacuarea debitului solid:

coborârea nivelului în lacul de acumulare pentru tranzitarea debitelor solide în timpul perioadelor de viitură;

evacuarea debitului solid prin intermediul curenților de densitate.

Coborârea nivelului în lacul de acumulare pentru tranzitarea debitelor solide în timpul perioadelor de viitură

Soluția implică coborârea nivelului apei în perioadele de viitură, cu încărcări semnificative de sedimente, crescând astfel vitezele în lacul de acumulare și reducând timpii de retenție. Aceasta necesită realizare unui model hidrologic în timp real (stații pluviometrice, debite afluenți, umiditate solului etc.) pentru previzionarea debitelor de viitură.

Evacuarea debitului solid prin intermediul curenților de densitate

Apa cu o concentrație suficientă de sedimente care intră în lacul de acumulare va fi tranzitată sub forma curenților de densitate pe fundul lacului de acumulare (apa încărcată cu sedimente este mai densă decât apa limpede).

Figura 4.6 – Evacuarea debitului solid prin intermediul curenților de densitate

(sursă: Annandale, 2016)

Curenții de densitate care ajung la baraj pot fi eliberați daca golirile de fund funcționează continuu în timpul viiturilor. Descărcarea eficientă a acestor curenți depinde de determinarea precisă a timpului de tranzitare până la baraj și de asemenea de modul de exploatare al golirilor de fund. În situația în care curenții de densitate ajung la baraj și nu sunt evacuați, se vor de pune în straturi de sedimente orizontale, urmând a se extinde până în amonte la coada lacului.

ÎNDEPĂRTAREA PERIODICĂ A SEDIMENTELOR

Decolmatarea lacurilor de acumulare se poate realiza prin modificarea nivelului minim de operare (specific barajelor realizate pentru producerea de hidroenergie), îndepărtarea mecanizată a sedimentelor (dragare / excavații) și spălarea hidraulică în timpul viiturilor.

Modificare nivelului minim de operare

Modificarea nivelurilor de apă din lacul de acumulare reprezintă principala metodă pentru schimbarea modului de depunere al sedimentelor sau pentru redistribuirea acestora. Pentru încetinirea evoluția formațiunilor deltaice în aval și intrarea sedimentelor în CHE, nivelul minim de operarea poate fi ridicat treptat. Principalul dezavantaj al concentrării sedimentelor la partea superioară a lacului de acumulare este scăderea volumului de stocare, respectiv al volumului de atenuare.

Figura 4.7 – Avansarea zonelor deltaice în funcție de nivelul de operare (barajul Peligre, Haiti)

(sursă: Annandale, 2016)

Îndepărtarea mecanizată a sedimentelor din lacurile de acumulare (dragare)

Dragarea are ca scop îndepărtarea sedimentelor de sub apă, fără golirea în prealabil a lacului de acumulare. Dragarea hidraulică reprezintă o metodă pentru decolmatare prin evacuare sedimentelor printr-o conductă în bieful aval, eliminând astfel costurile de transport pentru materialul rezultat. În situația în care descărcarea sedimentelor în aval nu este posibilă, dragarea poate fi realizată atât timp cât există un spațiu adiacent suficient de mare pentru depozitarea economică nămolului rezultat. Dragarea este o metodă de îndepărtarea a sedimentelor care implică costuri destul de ridicate datorită echipamentelor necesare.

Figura 4.8 – Dragare hidraulică

(sursă: I.C.O.L.D., 2018)

Îndepărtarea mecanizată a sedimentelor din lacurile de acumulare (excavații)

Spre deosebire de dragare, excavațiile necesită scăderea nivelului de apă din lacul de acumulare pentru a permite accesul utilajelor în zona depunerilor. Pentru proiecte importante, excavația este mai costisitoare decât dragarea. Există zone unde excavațiile se pot sezonier, unde sunt înregistrate variații semnificative ale nivelului apei în lacul de acumulare. Utilajele pot îndepărta cu ușurință materialul grosier sedimentat, ce poate fi valorificat comercial, însă în cazul depozitelor de sedimente fine slab consolidate prezintă dificultăți (necesită o perioadă deshidratare și consolidare).

Spălare hidraulică

Spălarea hidraulică apare atunci când sunt deschise golirile de fund, pentru evacuarea debitului solid în bieful aval, în timp ce nivelul apei în lacul de acumulare este ridicat (con de scurgere). O altă soluție evacuare a sedimentelor depuse în lacul de acumulare este golirea lacului de acumulare la un nivel minim admisibil în timpul perioadelor de viitură. Debitele mari în timpul inundațiilor antrenează particulele sedimentate din cuveta lacului și le transportă în bieful aval prin evacuatorii hidraulici. Spălarea hidraulică în cascadă are loc atunci când două sau mai multe lacuri de acumulare situate succesive un curs de apă sunt spălate simultan (ex: acumulările în cascadă situate pe râul Olt).

Figura 4.9 – Procedura de spălare hidraulică la barajul Unazuki, Japonia

(sursă: I.C.O.L.D., 2018)

Cu toate acestea descărcarea unei concentrații mari de sedimente în aval are un impact semnificativ asupra mediului (reducerea oxigenului dizolvat, reducerea vizibilității etc.). Se pot înregistra și impacturi sociale și economice precum probleme în procesele de tratare a apei a municipalităților, sedimentarea canalelor de irigații și a canalelor de navigație etc. Reducerea impactului negativ se poate realiza prin evitarea perioadelor sensibile (reproducere), asigurarea debitelor de diluție în perioadele de viitură, precum și spălări frecvente pentru reducerea cantității evacuate.

MĂSURI ADAPTIVE

Măsurile adaptive sunt soluții pentru atenuarea impactului colmatării, care nu implică strategii pentru îndepărtarea sedimentelor. Îmbunătățirea regulamentului de exploatare al lacului de acumulare poate optimiza utilizarea volumului de apă disponibil. De asemenea o operare modernă bazată pe modele hidrologice cu date în timp real poate produce un control eficient al sedimentelor. O altă măsură adaptivă o reprezintă modificare structurilor aferente barajului, prin ridicarea sau protejarea captărilor și a echipamentelor hidromecanice. Volumul de stocare poate fi crescut prin supraînălțarea barajului, compensând cu pierderea provenită din colmatare.

Atunci când colmatarea face ca exploatarea lacurilor de acumulare să nu mai fie economică, având beneficii scăzute, dezafectarea barajului reprezintă o soluție justificată.

MONITORIZAREA

Monitorizarea transportului, depunerii și eliminării de sedimente este necesară pentru a determina rata / gradul de sedimentare, pentru a implementa tehnici eficiente pentru exploatarea durabilă a lacurilor de acumulare și calibrarea modelelor pentru transportul sedimentelor (date hidrologice, încărcări de sedimente, măsurători batimetrice, caracteristicile sedimentelor etc.).

Debitul solid în suspensie reprezintă cel mai importat parametru monitorizat, oferind o evaluare a ratei de sedimentare pentru lacurile de acumulare și pentru estimarea momentului în care colmatarea va afecta funcțiile acestuia. Măsurarea debitului solid atât în aval, cât și în amonte de un lac de acumulare, se poate construi un bilanț al sedimentelor pentru a determina efectul spălărilor hidraulice efectuate, al modului de operare al barajului etc.

Debitului solid de sedimente transportată prin alunecare, rostogolire sau salturi pe fundul unui râu, reprezintă porțiunea neevaluată prin debitul solid în suspensie.

Figura 4.10 – Metode de prelevare a debitului solid

(sursă: Morris, 2009)

Măsurătorile batimetrie sunt efectuate de obicei cu un sonar (sigle-beam sau multi-beam) în combinație cu un echipament GPS. Măsurătorile batimetrice pot consta într-o serie de profile transversale, repetate în sondajele anterioare, fie într-o serie de profile concepute pentru realizarea unei hărți a adâncimii lacului de acumulare. Pentru o evaluare detaliată a gradului de colmatare într-un lac de acumulare poate fi necesară o perioadă îndelungată (săptămâni), datorită vitezei destul de lente a măsurătorilor (circa 2 m/s). Din aceste considerente metoda cea mai uzuală a măsurătorilor batimetrice constă în profile transversal ale lacului de acumulare.

Figura 4.11 – Aparat pentru măsurarea și monitorizarea hidrodinamicii sedimentelor SEDCONTROL

(sursă: U.T.C.B.)

EVOLUȚIA COLMATĂRII ÎN LACURILE DE ACUMULARE

LACUL DE ACUMULARE PRUNDU

Printre amenajările din România care sunt puternic afectate de fenomenul de colmatare se numără și lacul de acumulare Prundu situat pe cursul râului Argeș. Amenajarea hidrotehnică, cu un volum proiectat de 2.288 milioane m3, a fost dată în exploatare în anul 1971 având funcțiuni multiple: sursă de alimentare cu apă pentru industrie, prelevarea debitelor pentru irigat, producerea de energie electrică și atenuarea viiturilor.

Figura 5.1 – Planul general al amenajării Prundu

Conform măsurătorilor topo-batimetrice efectuate de către ISPH (Institutul de Studii și Proiectări Hidroenergetice) în anul 1976 s-a constatat că lacul de acumulare s-a colmatat în perioada 1971 – 1976 în procent de cca. 87%. Având în vedere rata mare de colmatare a cuvetei lacului, pentru asigurarea funcțiilor obiectivului (apărarea împotriva inundațiilor, alimentarea cu apă a consumatorilor), s-au realizat în perioada 1978 – 1986 lucrări pentru supra-înălțarea digurilor acumulării și totodată s-au luat măsuri de dragare a cuvetei lacului. În urma observațiilor vizuale efectuate la golirea lacului, se estimează că în prezent gradul de colmatare al lacului este de 85%.

Figura 5.2 – Evoluția curbei de capacitate ale lacului de la punerea în funcțiune (1971)

(sursă: U.T.C.B.)

LACUL DE ACUMULARE PUCIOASA

Acumularea Pucioasa se află situată pe cursul mijlociu al râului Ialomița, în aval de confluența acestuia cu râul Ialomicioara 2 (Vest), în amonte de confluența cu râul Bizdidel, având o suprafața a bazinului de 436 km2. Acumularea este situată în zona subcarpatică, fapt ce explică rata ridicată de colmatare a acestuia.

Batimetria acumulării Pucioasa a fost executată în decursul mai multor ani: 1993, 1999, 2002, 2006, 2009, 2010, 2016, măsurători ce au indicat o reducere cu o treime (33%) a volumului la Nivelul Normal de Retenție, între anii 2010-2016, de la 3,31 la 2,22 milioane m3.

Figura 5.3 – Colmatarea lacului de acumulare Pucioasa

(sursă: INHGA, 2016)

Datele indică o creștere semnificativă a gradului de colmatare de la 65,2%, în anul 2010, la 76,6%, în anul 2016, mai mare decât media întregului interval de 43 ani (1,78%). În anul 2011 a avut loc golirea completă a lacului de acumulare pentru efectuarea spălărilor de fund, acestea fiind ineficiente comparativ cu perioada 2005-2007 din timpul viiturilor. Spălările de fund ineficient reprezintă principalul motiv pentru care rata de colmatare a fost în creștere.

Figura 5.4 – Curba de capacitate și a curba suprafețelor a acumulării Pucioasa (2006 – 2016)

(sursă: INHGA, 2016)

BARAJUL CELOR TREI DEFILEURI (THREE GORGES DAM)

Barajul Three Gorges (Barajul celor Trei Defileuri) este situat pe cursul fluviului Yangze având ca principale folosințe atenuarea viiturilor și producerea de hidroenergie. Fluviul Yangze este cel mai lung fluviu din China și este situat pe locul 3 în lume, având o lungime de 6 390 km. Debitul mediul multianual al fluviului Yangze este de 32 000 m3/s (Dunăre 6 500 m3/s) și a condus la realizarea unei CHE cu o putere instalată de 22 500 MW (2 100 MW – Porțile de Fier 1).

Figura 5.5 – Barajul celor Trei Defileuri (Three Gorges Dam)

(sursă: science.howstuffworks.com)

Conform studiilor efectuate cantitatea anuală de sedimente depozitate în lacul de acumulare este de aproximativ 1,64 miliarde de tone, reprezentând doar 40% din valoarea previzionată în perioada de proiectare. Acestea au evidenția că procesul de sedimentare se produce predominant în perioadele de ape mari, viituri. În luna iulie 2013 s-a înregistrat o cantitate de 103 milioane tone de sedimente, ce reprezintă 81% din cantitatea anuală totală, acestea fiind concentrate preponderent în perioada 11 – 16 iulie în timpul unui viituri importante. În perioada viiturii menționate anterior cantitatea totală de sedimente a fost de 60,5 milioane tone, reprezentând 50% din cantitatea anuală totală. Rezultatele analizelor conform cărora procesul de sedimentare se produce într-o singură viitură oferă avantaje pentru optimizarea măsurilor de combatere a viiturilor în vederea creșterii cantității de sedimente evacuate din lacul de acumulare, respectiv a cantității depuse.

Figura 5.6 – Bilanțul cantității de sedimente din lacul de acumulare Three Gorge

(sursă: I.C.O.L.D., 2017)

Infiltrația pe sub construcțiile hidrotehnice

Calculele de infiltrație pe sub construcțiile hidrotehnice sunt utilizate pentru determinarea valorii presiunii hidrodinamice pe talpa construcției, viteza și debitul de infiltrație. Ipotezele admise în problema infiltrațiilor sunt: terenul de fundație este un mediu perfect omogen și apa este incompresibilă iar mișcarea acesteia este permanentă. Are la bază premisa că vitezele de infiltrație variază liniar în funcție de panta liniei piezometrice (Legea lui Darcy):

unde: v – viteza de infiltrație;

k – coeficientul de permeabilitatea;

i – panta liniei piezometrice.

Dacă mișcarea apei subterane este laminară se poate aplica legea lui Darcy, iar în situația în care acesta devine turbulentă (depășind o anumită viteza critică), ea se realizează după următoarea lege:

unde: m – coeficient subunitar cu valori cuprinse între 2/3 … 1/2.

Fenomenul de infiltrație este considerat plan, admițându-se ipoteza că în orice plan vertical normal pe axul construcției infiltrația este identică. Astfel problema practică se reduce la determinarea funcției potențialului de viteză φ(x,y) = C și a funcției de curent ψ(x,y) = C, care să satisfacă condițiile la limită impuse. O rețea ortogonală este formată din familia curbelor ale celor două funcții. Dacă rețeaua se construiește adoptând intervale egale între valorile funcțiilor φ și ψ (Δφ = Δψ), rezultă o rețea alcătuită dintr-un sistem de pătrate curbilinii ce poartă denumirea de rețea hidrodinamică.

Curba de egal potențial al vitezelor φ (x,y) = constant mai poară denumirea și curbă echipotențială, fiind concomitent pentru curentul de infiltrației și curba de egală sarcină hidrodinamică H = z + p/γ = constant.

Figura 6.1 – Curbe de egal potențial

(sursă: Kiselev, 1988)

Linia fundului biefului amonte (unde pornește mișcarea dată a curentului de infiltrație) reprezintă linia limită inițială de egal potențial al vitezei φ0 = C0 și pentru acesta înălțimea H0 este dată de poziția suprafeței libere a apei din bieful amonte, raportată la planul de referință ales. Linia fundului biefului aval (pe care se termină infiltrația) reprezintă linia limită finală de egal potențial al vitezei φn = Cn și pentru ea înălțimea este egală cu Hn.

Diferența de potențial H = H0 – Hn = H1 – H2 formează pierderile de sarcină necesare pentru a se opune rezistențelor hidraulice în lungul liniilor de curent de infiltrație. Pierderea de sarcină H se distribuie uniform de-a lungul tuturor celor n benzi de infiltrație, constituite de fiecare pereche de linii de egal potențial de viteză φ. În consecință, diferența de sarcină dintre fiecare pereche de linii învecinate de egal potențial va fi aceiași:

unde: H – diferența între nivelurile biefurilor amonte și aval / pierderile de sarcină pe cale de infiltrație;

n – numărul de benzi de infiltrație formate de rețeaua hidrodinamică formată de către liniile echipotențiale de viteză φ.

Panta hidraulică reprezintă diferența de sarcină hidrodinamică între două linii adiacente raportată la lungimea a unei linii de curent între două echipotențiale (Δs):

unde: i – panta hidraulică / gradient hidraulic;

ΔH – diferența de sarcină hidrodinamică a liniilor învecinate;

Δs – lungimea liniei de curent învecinate.

Valoarea pantei hidraulice este variabilă la trecerea de la o celulă a rețelei la alta. Debitul infiltrat, ce trece între două linii de curent este determinat ca diferența dintre valorile funcțiilor de curent ψ1 si ψ2:

Pentru o rețea hidrodinamică diferența între orice linii de curent învecinate este aceeași (Δψ), astfel rezultă că debitul ΔQ dintre orice pereche de linii de curent învecinate este, de asemenea, aceiași.

Viteza de infiltrație în orice punct al rețelei de se evaluează prin intermediul relației:

unde: k – coeficientul de permeabilitate;

ΔH – diferența de sarcină hidrodinamică a liniilor învecinate;

Δs – lungimea liniei de curent învecinate.

Presiunea în orice punct al rețelei se determină prin intermediul expresiei:

unde: γ – greutate specifică a lichidului;

H – sarcina hidrodinamică pentru linia echipotențială φ, care trece prin punctul i.

Deoarece întregul domeniu de infiltrație se împarte prin liniile de curent într-un șir de tuburi de curent și, totodată, la construirea rețelei hidrodinamice diferența funcțiilor de curent se consideră aceiași pentru fiecare pereche de linii de curent învecinate,

Debitele de infiltrație ale tuburilor de curent sunt egale între ele, deoarece întregul domeniu de infiltrație se împarte prin liniile de curent într-un șir de tuburi de curent și, totodată, la construirea rețelei hidrodinamice diferența funcțiilor de curent se consideră aceiași pentru fiecare pereche de linii de curent învecinate. Debitul de infiltrație se evaluează cu următoarea relație.

unde: m – numărul de tuburi de curent;

ΔQ – debitul unui tub de curent.

UTILIZĂRI ALE SPECTRULUI HIDRODINAMIC

Spectrului hidrodinamic în dimensionarea construcțiilor are ca scop determinarea mărimilor precum:

presiunii pe talpa fundației sau o suprafață curbă de alunecarea. Presiunile pe talpa fundație se determină prin interpolarea între liniile echipotențiale, de-a lungul cărora presiunea este cunoscută.

viteza maximă de infiltrație se determină pe baza pantelor liniei piezometrice. Panta liniei piezometrice între două puncte adiacente ale rețelei situate la o distanță Δl dispuse pe aceeași linie de curent și având cunoscând presiunea (p1 și p2) și energia de poziție (z1 și z2) se poate scrie sub următoarea relație:

Având în vedere că spectrul hidrodinamic a fost construit pentru o cădere unitară (h=1) panta într-un tub de curent, limitat de două linii de curent și două linii echipotențiale vecine are expresia:

unde: n – reprezintă numărul de linii echipotențiale pe toată zona de infiltrație.

În consecință plecând de la Legea lui Darcy, viteza medie are expresia:

debitul infiltrat se determină pe baza vitezelor de-a lungul unei linii echipotențiale:

unde: m – numărul fâșiilor dintre liniile de curent;

Δs – lungimea liniei de curent.

Figura 6.2 – Determinarea presiunilor, vitezelor medii și a debitului de infiltrație

(sursă: Prișcu, 1973)

FENOMEUL DE SUFOZIE

Sufozia chimică constă în dizolvarea în apa de infiltrație a unor lentile de sare sau ghips, prezente în terenul de fundare. Fenomenul de sufozie mecanică al terenului este specific terenurilor necoezive și se manifestă prin deplasarea particulelor de mici dimensiuni ale terenului sub acțiunea apei de infiltrație. Odată cu antrenarea particulelor mici, volumul porilor se mărește și în consecință crește permeabilitatea terenului, conducând astfel la majorarea vitezelor de infiltrație și intensificare a fenomenului de sufozie. Acest fenomen poate provoca goluri mari în teren și totodată tasări neuniforme ale fundației periclitând siguranța construcției.

Fenomenul de sufozie este foarte complex, care poate fi întrerupt datorită colmatării golurilor dintre particulele mari cu particule mai mici cu particule mici provenite din amonte.

Gradienții hidraulici care conduc la apariția fenomenului de sufozie sunt dependenți de neomogenitate pământului (), lucru ce se poate observa în graficul de mai jos. Se recomandă adoptarea unui coeficient de siguranță între 1.5 – 2.0 pentru un gradient hidraulic maxim admis.

Figura 6.3 – Zone periculoase pentru fenomenul de sufozie

(sursă: Prișcu, 1973)

FENOMENUL DE AFUIERE

Afuierea reprezintă erodarea unor zone situate la suprafața terenului de fundare și transportul materialului în aval, datorită forțelor de antrenare a curentului de infiltrație. Zona cea mai predispusă fenomenului de afuiere este la piciorul aval al construcției de barare, unde curentul de infiltrație iese la suprafață.

Determinarea vitezei de spălare, care produce afuierea, se poate realiza prin următoarea relație:

unde: k – coeficientul de permeabilitate.

Presiunea hidrodinamică pe unitatea de volum, în orice punct al terenului de fundare, are următoarea expresie și este tangentă la linia de curent care trece prin punctul respectiv. În zona biefului amonte acesta este orientată de sus în jos, mărind astfel stabilitatea terenului, iar în zona de aval are tendința de a ridica particulele.

Valoarea gradientului hidraulic critic (icr) care produce afuierea se determină astfel:

unde: γu – greutatea volumetrică a materialului uscat;

γ – greutatea volumetrică a apei;

n – porozitatea terenului.

Gradientul hidraulic maxim are loc la ieșirea apei în bieful aval, la capătul radierului. Pentru terenurile nisipoase-argiloase, gradientul critic are valori cuprinse între 0,9 … 1,3.

FENOMENUL DE ABRAZIUNE

Abraziunea este definită ca o pierdere progresivă de material (erodare) datorită particulelor dure forțate pe / de-a lungul unei suprafețe, produsă de energie cinetică a componentei verticale a particulelor antrenate (mișcare prin salturi) și de frecare prin componenta orizontală (mișcare prin alunecare). Fenomenul de abraziune poate apărea la orice amenajare și construcție hidrotehnică (albie râului, deversor, bazin de disipare etc.) unde este prezent fenomenul de transport al sedimentelor.

Structurile puternic afectate de fenomenul de abraziune sunt galeriile pentru transportul sedimentelor. În timpul unei viituri importante din anul 1978, ca urmare a fenomenului de abraziune, pe toată lungimea galeriei barajului Palagnedra din Elveția s-a produs o groapă de eroziune cu adâncimi cuprinse între 2 … 4 m (I.C.O.L.D., 2018).

Figura 6.4 – Incidentul de la galeria de transport a sedimentelor a barajului Palagnedra, Elveția (sursă: I.C.O.L.D., 2018)

În literatura de specialitate există mai multe modele de evaluare a fenomenului de eroziune. Modelele pentru evaluarea fenomenului în albiile cu rezistențe ridicate (stâncoase) au la bază regimuri de curgere cu debite scăzute, în timp ce la construcțiile din beton se utilizează debitele cu valori importante.

DESCĂRCĂTORI

Deversoarele au rolul de tranzitare a debitelor mari în perioadele de viituri și reglarea nivelului apei în lacul de acumulare.

Dimensionare descărcătorilor de ape mari se face pe baza următoarelor criterii:

asigurarea tranzitării debitelor maxime fără a pune în pericol stabilitatea barajului și a obiectivelor deservite;

diminuarea regimului apelor mari, sau menținerea situației inițiale din amplasament.

Din punct de vedere hidraulic deversoarele pot fi de trei tipuri: deversor cu muchie ascuțită, deversor cu profil practic și deversor cu prag lat. Formula generală de calcul a unui deversor cu se face utilizând formula:

unde: m – coeficient de debit de debit adimensional, diferit pentru tipurile de deversoare și pentru diferite condiții de funcționare ale acestora.

b – lungimea totală a deversorului (m);

H – sarcina deversorului (m).

Debitul variază în funcție de viteza de acces, contracția laterală și înecarea din bieful aval. În funcție de nivelul apei în bieful aval se pot distinge: deversor neînecat – în cazul în care curgerea nu este influențată de bieful aval și deversor înecat – unde curgerea este influențată de nivelul apei din bieful aval.

Golirile de fund îndeplinesc următoarele funcții:

reduc nivelul în lacul de acumulare pentru a facilita vizitarea și întreținerea barajului și a prizelor de apă;

contribuie la spălarea depunerilor aluvionare din bieful amonte;

sunt utilizate uneori pentru evacuarea debitelor de viitură;

asigură golirea rapidă a lacului de acumulare în cazul unei avarii;

sunt folosite pentru tranzitarea debitului afluent în timpul lucrărilor de execuție.

Golirile de fund se dimensionează cu scopul de a reglare nivelul în lac în cazul primei umpleri sau coborârea rapidă a nivelului în cazul unor avarii în comportarea barajului, dar și pentru evacuarea debitelor de viitură.

Formula generală de calcul al unei goliri de fund este:

unde: µ – coeficientul de debit, calculat pe baza coeficienților de rezistență locală și liniară (-);

ω – aria secțiunii de curgere (m2);

H – sarcina orificiului (m).

TIPURI DE DESCĂRCĂTORI HIDRAULICI

CONJUGAREA BIEFURILOR

La baraje, în cele mai multe situații, evacuarea apelor mari se face prin deversare, utilizată formă de conjugare a biefurilor. În acest sens se pot deosebi următoarele moduri fundamentare de racordare (Prișcu, 1973):

fără salt, care apare când panta albiei în aval de baraj este mai mare decât cea critică (I > Icr) și regimul de curgere în aval este rapid;

cu salt, care se produce când panta albiei în aval de baraj este mai mică decât cea critică (I<Icr) și regimul de curgere în aval este lent. Se pot distinge două moduri de racordare, regim de fund sau regim de suprafață.

Regimul de fund este cel mai des regăsit la conjugările biefurilor și se caracterizează prin faptul că lama deversantă este dirijată spre paramentul aval spre fund, vitezele mai mari fiind în zona inferioară a curentului decât la suprafață.

În regimul de fund, în funcție de poziția sa, saltul poate fi de trei feluri:

Salt în poziție critică, care se produce imediat aval de baraj, începând cu secțiunea contractată a lamei deversante.

Adâncimea natural în aval adâncimea conjugată a adâncimii contracte

unde: hc – adâncimea contractată a lamei deversante;

q – debitul specific;

α – coeficientul de neuniformitate al vitezei în aval (α = 1,00 … 1,10).

Salt îndepărtat, care se produce la o anumită distanță în aval de baraj.

Adâncimea natural în aval adâncimea conjugată a adâncimii contracte

Salt înecat, care apare chiar lângă paramentul barajului fiind foarte avantajos din punct de vedere al disipării energiei.

Adâncimea natural în aval adâncimea conjugată a adâncimii contracte

Figura 8.1 – Conjugare în regim de fund

a – salt în poziție critică; b – salt îndepărtat; c – salt înecat

(sursă: Prișcu, 1973)

Regimul de suprafață apare atunci când piciorul aval al descărcătorului este realizat astfel încât, la ieșirea de pe parament, lama de apă este dirijată spre suprafața curentului din aval. Este întâlnit frecvent la amenajările fluviale de cădere medie și debit mare.

În regimul de suprafață, saltul poate fi de două feluri:

Saltul superficial liber fiind caracterizat prin existența unui vârtej de fund la piciorul barajului, iar lama de apă fiind dirijată la suprafața acestui vârtej;

Adâncimea apei aval adâncimea limită

unde: hlim reprezintă soluția sistemului:

unde: H – diferența de cotă între nivelul apei în amonte și fundul albiei în aval;

a – înălțimea piciorului aval;

hc – adâncimea contractată pe pragul aval;

θ – unghiul de înclinare a pragului;

q – debitul specific;

φ – coeficientul de viteză.

Figura 8.2 – Conjugare în regim de suprafață

a – salt superficial liber; b – salt superficial înecat.

(sursă: Prișcu, 1973)

Saltul superficial înecat fiind caracterizat prin existența simultană a unui vârtej de fund și a unui vârtej superficial.

Adâncimea apei aval adâncimea limită

Atunci când adâncimea aval crește foarte mult (caz rar întâlnit), saltul superficial înecat trece constructiv prin alte trei forme de conjugare: salt de fund restabilit, racordare mixtă cu salt neînecat, racordare mixtă cu salt înecat.

Figura 8.3 – Conjugarea biefurilor la diferite niveluri aval

a – cădere liberă a lamei; b – salt superficial liber; c – salt superficial înecat.

(sursă: Prișcu, 1973)

Lamă de apă cu cădere liberă

Acest tip de conjugare se realizează atunci când piciorul aval de baraj este prevăzut cu o trambulină aruncătoare sau când paramentul aval este vertical sau în surplombă. La suprafața de contact al lamei cu bieful aval se formează două vârtejuri (cu ax orizontal), unul spre piciorul aval și altul similar cu cel al conjugării de fund.

Figura 8.4 – Lamă cu cădere liberă

1 – baraj deversor; 2 – radier de protecție

(sursă: Prișcu, 1973)

SOLUȚII DE CONTROL ALE EROZIUNII ÎN VECINĂTATEA LUCRĂRILOR DE BARARE. DISIPATORI DE ENERGIE

Tranzitare viiturilor prin descărcătorii ajunge în aval cu puteri foarte mari, concentrând energii cinetice excedentare semnificative. Efectele unei disipări neadecvate poate avea consecințe nedorite în timpul perioadei de exploatare:

apariția unor gropi de eroziune aval de construcțiile de barare, descoperirea fundațiilor și ulterior pierderea stabilității;

eroziunile malurilor și degradarea folosințelor adiacente;

eroziune generală a albiei aval, urmată de coborârea nivelului aval.

Un calcul sumar arată că în cazul unei acumulări cu baraj de tipul Bicaz, cu debit de viitură de circa 2000 m3/s și cădere de aproximativ 100 m, puterea la descărcare atinge 2 milioane kW. În cazul barajului Porțile de Fier, cu o cădere hidraulică de circa 30 m, în timpul viiturii maxime pe Dunăre cu debite de Q = 1700 m3/s, puterea la descărcare poate ajunge la 5,1 milioane kW. Efecte similare apar și în cazul galeriilor de descărcare unde puterea concentrată în aval are valori foarte mari. Ca exemplu poate fi menționat barajul Glen Canyon care evacuează un debit de 7700 m3/s prin cele două galerii, unde sistemul concentrează o putere de circa 330 000 kW/m și o putere totală de peste 3 milioane kW (Prișcu, 1973).

Figura 9.1 – Barajul Glen Canyon situat pe fluviul Colorado

(sursă: usgs.gov)

Energia cinetică excedentară produce modificare regimului de curgere aval de baraj, conducând la creșterea vitezei de antrenare a curentului și au ca efect afuieri locale. În funcție de patul aluvionar se pot fi diferențiate următoarele fenomene:

în cazul paturilor aluvionare, nisipuri, pietrișuri și bolovănișuri sunt antrenate și apar eroziuni importante, care pot atinge adâncime de ordinul (1 … 3) ori înălțimea barajului, pe distanțe ce ajung la (4 … 12) ori înălțimea barajului;

în cazul paturilor stâncoase, curentul cu viteză mare pătrunde în interspațiile și fisurile rocilor creând presiuni considerabile și pot produce dislocare fragmentelor și blocurilor de stâncă, în special când roca prezintă sinuozități și stratificații.

La barajul Mareges, având o înălțime de 89 m, fundat pe granite, după 15 ani de exploatare groapa de eroziune din aval a atins adâncimi de peste 20 m, iar barajul Picote, cu o înălțime de 90 m, construit de asemenea pe granite, după 6 ani de funcționare, dislocările au ajuns la 15 m adâncime, manifestând apoi tendințe regresive (Prișcu, 1973).

Figura 9.2 – Barajul Marges situat pe râul Dordogne din Franța

(sursă: commons.wikimedia.org)

Disiparea energiei se produce în mai multe forme:

o parte se consumă pentru învingerea rezistențelor interioare în curentul de apă;

o parte se consumă pentru învingerea frecărilor dintre aer și suprafața apei;

o parte se consumă prin erodarea albiei.

Prevenirea sau limitarea eroziunilor aval de baraje se realizează prin disipatori de energie, care au rolul de a transforma o parte cât mai mare din energia apei deversate prin frecări / forțe interioare.

Din punct de vedere hidraulic, lucrările de disipare a energie se pot grupa după natura racordării biefurilor:

lucrări asociate cu construcțiile de descărcare (deversoare frontale / laterale, evacuatori în trepte etc.);

lucrări situate în avalul orificiilor de evacuare (conducte / galerii de golire / deviere, orificii etc.);

lucrări situate în punctele de rupere de pantă sau de debușare în albia curenților cu nivel liber (canale de coasta, de corectare a torenților).

DISIPATORI DE ENERGIE

Condițiile de conjugare a biefurilor reprezintă un element determinat în alegerea disipatorului. Soluția constructivă este aleasă pe baza analizei mai multor criterii precum:

fenomenul hidraulic: saltul hidraulic de fund, saltul hidraulic de suprafață, impactul curentului, rugozitatea, descărcarea sub formă de jet și aerarea intensă a lamei;

natural folosințelor din aval și condiții impuse unor caracteristici ale curgerilor: viteze limită de curgere, limitarea oscilațiilor de nivel, continuitatea în funcționare etc.;

natura albiei aval: albii cu pante mari sau mici, albii stâncoase sau nestâncoase, albii coezive sau necoezive, albii late sau înguste etc.;

tipul construcției pe care o deservesc: pentru descărcători de suprafață ai barajelor, goliri de fund, conducte, galerii etc.

În situația în care lama deversantă este condusă în aval se pot adopta soluții de tipul radierelor disipatoare, bazine, ciocnirea curenților, praguri la piciorul aval, rezistențe locale pe parament. Pentru căderi înalte, de peste 60 m, se utilizează soluții specifice precum trambuline, bazine cu radier înclinat, bazine duble. La amenajările fluviale descărcarea se realizează continuu, debitele mari fiind concentrate pe lățimi reduse, iar pentru debite mai mici decât cele de calcul evacuatorul este utilizat parțial provocând o disproporție a repartiției debitului pe albie și în consecință oscilații și mișcări instabile.

Dacă aval de descărcător roca este de bună calitate și se află aproape de suprafață, se execută la piciorul aval al barajului o trambulină aruncătoare, saltul rămânând neînecat, dar eroziune și degradările albiei sunt reduse și la distanțe relativ mari, nefiind pusă în pericol stabilitatea barajului.

DISIPATORI LA DESCĂRCĂTORI DE SUPRAFAȚĂ

Radiere aval de baraj

Reprezintă cea mai simplă metodă constructivă pentru disiparea energiei constând în realizarea unui radier aval de baraj, executat în mod frecvent sub formă de placă de beton orizontală, în funcție de terenul de fundare. Se pretează numai pentru barajele de înălțime mică când adâncimile din aval sunt suficient de mari pentru realizarea saltului la o plajă largă de debite.

Figura 9.3 – Radier aval de baraj

(sursă: Prișcu, 1973)

Bazine disipatoare simple

Disiparea energiei se asigură prin coborârea locală a biefului aval și executarea unui prag terminal cu scopul de a se forma o lama deversantă corespunzătoare. Se pot distinge două scheme constructive prima în care înecarea saltului se formează prin adâncirea bazinului sub nivelul albiei aval și a doua când înecarea se realizează prin creșterea pragului terminal. Soluția este utilizată frecvent pentru o plajă largă de debite specifice și căderi:

unde: q – debitul specific (m3/s∙m);

hc – adâncimea contractată (m).

Figura 9.4 – Bazin disipator simplu

(sursă: Prișcu, 1973)

Bazine disipatoare cu dinți

Constructiv bazinul cu dinți este similar cu bazinul simplu, având în plus sistemul cu dinți amplasat pe radier. Acestea reprezintă soluții indicate pentru amenajări la care debitele specifice și căderile sunt reduse (Fr1 < 30). Adoptarea unui sistem cu dinți poate reduce dimensiunile bazinului disipator cu 25 … 30%. În vederea stabilizării regimului de curgere este recomandată realizarea blocurilor deflectoare masive la piciorul aval al barajului.

Figura 9.5 – Bazin disipator cu dinți

(sursă: Prișcu, 1973)

Bazine disipatoare cu radier înclinat

În situația în care căderea crește (H > 50 m), între piciorul aval al descărcătorului și planul orizontal al bazinului disipator, este convenabil să se realizeze un radier înclinat, pe care să se formeze saltul. Pantele radierelor variază între 1:4 și 1:12, cea mai utilizată fiind panta de 1:8.

Figura 9.6 – Bazin disipator cu radier înclinat (Wheeler, S.U.A.)

(sursă: Prișcu, 1973)

Bazine disipatoare pentru căderi mari

La barajele mari sunt preferate soluții de descărcare cu deviere curentului, dar cu toate acestea există situații când condițiile impun adoptarea bazinelor de disipare, cele mai utilizate fiind bazine cu redane și prag dințat, respectiv bazine disipatoare în serie. Bazinul de disipare cu redane și prag dințat constă în într-un radier prevăzut cu un prag dințat masiv la capăt (asigură formarea adâncimilor conjugate) și redane la piciorul descărcătorului (asigură divizarea lamei). Bazinele disipatoare în serie se adoptă când debitele sunt foarte mari și pot genera al doilea salt sau în situația în care adâncimea bazinul rezultă atât de mare încât ar conduce la coborârea cotei generale de fundare.

Figura 9.7 – Vedere în plan disipator de energie baraj Poiana Uzului

(sursă: Prișcu, 1973)

Prag vertical la piciorul aval

Pentru amenajările fluviale cu debite specifice mari, sau căderi importante, sunt recomandate soluții bazate pe racordarea în regim de suprafață. Soluția cu prag vertical la piciorul barajul consistă în racordarea paramentului deversorului cu o parte în contrapantă, la o cotă situată deasupra albiei în aval fiind avantajoasă pentru evacuarea și tranzitarea plutitorilor și gheții. Această soluție prezintă însă și deficiențe în exploatare precum:

la niveluri mai ridicate a nivelurilor aval apar vârtejuri de suprafață care anulează avantajul descărcării plutitorilor;

pe distanțe mari aval de prag curgerea are caracter ondulatoriu lucru care îngreunează navigația și produce eroziunea solurilor;

datorită solicitărilor dinamice asupra albiei se produc eroziuni semnificative în bieful aval;

Figura 9.8 – Disipator cu prag vertical la piciorul aval

(sursă: Prișcu, 1973)

Panouri trambulină

Sunt utilizate pentru barajele de mică cădere fundate pe strat aluvionar, unde la capătul aval al radierului se leagă un panou articulat de lemn sau beton armat, prevăzut cu o fantă. Eroziunea albiei se produce la o distanță suficient de mare de baraj, materialul erodat este antrenat spre baraj conducând la colmatarea spațiului de sub panou.

Figura 9.9 – Disipator prevăzut cu panou batant

(sursă: Prișcu, 1973)

Bazine cilindrice

Bazinul cilindric reprezintă dintr-un masiv de beton amplasat la piciorul barajului având la contactul cu apa o suprafață concavă, unde ieșirea se face după o tangentă la un unghi ≤ 45O. Această soluție este limitată datorită următoarelor condiții:

albia aval să fie alcătuită din roci cu rezistență ridicată datorită eroziunilor produse de zona de vârtejuri de fund;

adâncimile aval să fie mai mari decât adâncimile conjugate aferente saltului în regim de fund ce s-ar forma pentru debitul respectiv;

plutitorii sa fie reținuți amonte deoarece aceștia pot fi antrenați spre baraj datorită vârtejul de suprafață, punând în pericol siguranța barajului.

Acest tip de bazin se regăsește la Porțile de Fier I unde s-a păstrat cota de fundare a bazinului disipator cu cea a barajului, soluție favorizată și de calitățile rocilor ale albiei aval.

Figura 9.10 – Secțiune transversală Porțile de Fier 1

(sursă: C.R.O.M.B., 2000)

DISIPATORI LA BARAJE ARCUITE

Trambuline aruncătoare

Inițial conceptul a fost adoptat pentru barajele arcuite echipate cu central hidroelectrică la piciorul aval, unde datorită albiei înguste debitele trebuiau evacuate deasupra sălilor mașinilor, ulterior fiind utilizată și la barajele de greutate, cu contraforți, arcuite obișnuite. Soluția constă dintr-o placă deversantă având o pantă mare prevăzută la partea inferioară cu o consolă curbă, situată la o cotă ridicată față de bieful aval.

Figura 9.11 – Trambuline aruncătoare

(sursă: Prișcu, 1973)

Cădere liberă a lamei

Descărcarea se face prin deschideri frontale, sub formă de lamă cu cădere liberă, unde aval de baraj roca este rezistentă și de suprafață, fără a se adopta măsuri speciale de disipare. În situația în care impactul lamei are loc în apropierea piciorului aval al barajului, eventuala eroziune regresivă care se produce poate pune în pericol stabilitatea barajului. În acest sens se execută un radier masiv de beton în imediata apropiere a barajului.

Figura 9.12 – Căderea liberă a apei

(sursă: Prișcu, 1973)

Saltea de apă în aval

În cazul rocilor ușor erodabile, disiparea energiei se realizează prin executarea unui bazin de liniștire format cu ajutorul unui prag în aval.

Disipatori la stăvilare

Dispozitive de împrăștiere a curentului deversat

Atunci când apa este evacuată printr-o parte a fronturilor deversante cu mai multe deschideri are loc o creștere a vitezelor și o încetinire a împrăștierii curentului și a disipării energiei, curentul fiind direcționat adeseori spre maluri, lucru ce conduce la eroziunea malurilor și spălarea fundațiilor aferente. Pentru combaterea acestui fenomen se pot adopta următoarele măsuri:

deschiderea uniformă a stavilelor rezultând descărcarea uniformă a apei în frontul deversant;

realizarea unor ziduri de ghidaj;

prevederea unor dispozitive de împrăștiere a curentului (praguri, redane alungite, ziduri terminale).

Figura 9.13 – Dispozitive de împrăștiere a curentului deversat

(sursă: Prișcu, 1973)

Disiparea energiei în apropierea malurilor

Zidurile de gardă asigură trecerea din secțiunea barată în secțiunea naturală aval. Pentru evitarea eroziunilor și subspălărilor în zona de contact cu radierul, curgerea concentrată de lângă pereți se înlocuiește cu o curgere turbionară cu ax vertical. Curgerea turbionară din zona zidurilor de gardă se realizează prin:

adoptarea unor viraje în deschiderile laterale ale barajului, dirijând astfel curentul către albie;

retragerea laterală a zidurilor de gardă pentru mărirea bruscă a secțiunii de curgere.

Figura 9.14 – Disiparea energiei în apropierea malurilor

(sursă: Prișcu, 1973)

DISIPATORI LA CONDUCTE ȘI GALERII

Devierea curentului în bieful aval

Devierea curentului urmărește atât disiparea energiei cinetice excedentare, precum și îndepărtarea zonei de impact a curentului în zona din aval. Soluția se poate adopta când albia este suficient de lată, patul este format din roci dure și restul construcțiilor sunt situate la o distanță suficient de mare. În aval de secțiunea de debușare se realizează o aruncătoare prevăzută cu deflector.

Figura 9.15 – Aruncătoare cu deflectori la ieșirea din galerie

(sursă: Prișcu, 1973)

Bazine de disipare

Când bazinul de disipare este prezent pentru descărcările de suprafață acesta este utilizat și pentru conductele de golire cu debușarea amenajată fie pe paramentul aval al deversorului, fie direct în bazin.

Figura 9.16 – Bazin de disipare Izvorul Muntelui

(sursă: Prișcu, 1973)

Ciocnirea curenților

Disiparea energiei se mai poate realiza și prin ciocnirea a doi curenți, sau impactul curentului cu un corp rigid. Prima soluție, respectiv ciocnirea a doi curenți, se adoptă la barajele prevăzute cu deversor și goliri de fund care funcționează simultan, fiind cel mai des întâlnite la stăvilare. Energia suplimentară a unui curent poate fi disipată prin impactul acestuia cu un timpan rigid masiv și este recomandată în cazul conductelor sub presiune, atunci când nu se poate asigura înecarea saltului datorită nivelurilor scăzute.

RISBERME

Risberma reprezintă o soluție de protecție elastică și ușoară a zonei aval de disipatori, cu scopul de protecție în zona de tranziției și disipare a energiei suplimentare pentru a prevenii apariția fenomenelor de eroziune, afuiere și degradare ale albiei. Construcția trebuie sa fie elastică și rezistentă, deoarece afuierile și eroziunile regresive aduc modificări asupra formei patului albiei, dar în același timp trebuie să fie permeabilă, pentru a asigura evacuarea debitelor infiltrate pe sub fundația barajului și disipatorului de energie. Se pot distinge următoarele tipuri de risberme:

risberme din anrocamente fiind cel mai răspândit la barajele de dimensiune mică, executate din piatră mare (≥ 30 cm) la suprafață și piatră nesortată pe rândurile inferioare. Viteza admisibilă este cuprinsă între 3,5 … 4,0 m/s;

pereuri și saltele de fascine are o rezistență mai mare decât cele din anrocamente, cu dimensiuni ale pietrei atingând 20 cm și viteză de până la 4,0 m/s;

dale și blocuri de beton utilizate pentru viteze mari de curgere de până la 6,0 m/s, având grosimea dalelor de 0,5 m … 1,0 m și dimensiuni în plan de 2 m x 2 … 5 m. Sub dale este prevăzut un filtru invers pentru evitarea antrenării particulelor fine, iar în situația în care dalele sunt de dimensiuni mari se execută barbacane pentru descărcarea subpresiunilor;

gabioane executate din cutii de sârmă, umplute cu piatră, fiind elastice, permeabile și rezistente la eroziune, cu viteze admisibile de până la 5 m/s.

risberme din căsoaie lestate utilizate pentru protecții puternice în aval de disipatori.

Figura 9.17 – Risbermă mixtă

(sursă: Prișcu, 1973)

Coborârea talvegului la lucrările hidrotehnice

Coborârea talvegului la lucrărilor hidrotehnice conduce în mod direct la creșterea gradientului hidraulic și totodată a debitului infiltrat, având un impact negativ asupra saltului hidraulic asociat cu disiparea energiei. Efectul cel mai periculos asupra siguranței lucrărilor de barare îl reprezintă eroziunea regresivă care afectează fundațiile prafurilor din aval, bazinele de disiparea a energie și uneori chiar fundația barajului. Procesele se datorează efectelor cumulate ale exploatărilor de agregate și diminuarea aportului de sedimente, atunci când trecerea transportul natural de sedimente este întrerupt de baraje din amonte. Totodată un efect import îl au și debitele importante tranzitate pe perioadele de viitură.

În Romania printre lucrările afectate de fenomenul de coborâre al talvegului se numără:

la barajul de priză Bilciurești situat pe râul Ialomița s-a produs coborârea albiei aval cu mai mult de 6 m unde pragul terminal a fost complet distrus, ulterior conducând la prăbușirea bazinul disipator;

la acumularea Movileni de pe râul Siret, zidul aval al treptei III s-a prăbușit în groapa de eroziune pe o lungime de aproximativ 71 m, în centrul regularizării aval;

la barajul de priză Ogrezeni situat pe râul Ialomița a avut loc eroziunea fundației risbermei fixe a disipatorului de energie de la descărcătorul de ape mari și degradarea acesteia.

Figura 10.1 – Amplasamentul construcțiilor afectate de fenomenul de coborâre al talvegului

(sursă: C.R.O.M.B., 2012)

AVARIE DISIPATOR TERMINAL AL BARAJULUI ȘI CENTRALEI MOVILENI

Acumularea Movileni este situată pe râului Siret, până în prezent fiind ultimul lac de acumulare din cadrul sectorului amenajat al râului Siret. Realizarea retenției în lacul Movileni la cota 48,50 mdM este asigurată de frontul de retenție (baraj deversor și centrala hidroelectrică) și de digurile mal stâng și mal drept care asigură retenția longitudinală până la coada lacului.

Figura 10.2 – Vedere în plan a frontului barat Movileni

Barajul deversor, de tip stăvilar cu ploturi independente, are radierul de 42 m lungime. Lungimea la coronament a barajului este 142 m, iar înălțimea este de 19,50 m. Din punct de vedere static, barajul este de tip deversor cu pile, radiere și culei independente. Barajul deversor, disipatorul de energie și zidurile laterale amonte și aval sunt fundate pe strat aluvionar.

Din cele 7 câmpuri deversoare, echipate cu stavile segment de 16 x 8,50 m, trei sunt echipate cu clapete de 2 m înălțime pentru evacuarea plutitorilor și a ghețurilor la cota NNR, acestea sunt amplasate în câmpurile 1, 2 și 7. Pentru manevre ușoare în perioada de iarnă, clapetele și piesele înglobate de acționare sunt încălzite.

Figura 10.3 – Secțiune amonte – aval baraj Movileni

Aval de baraj este prevăzut un disipator cu două trepte, cu praguri șicanate, cu o lungime totală de 39 m, urmat de risberma mobilă, în lungime de 36 m. Într-o perioadă relativ lungă, de la începutul proiectării în anul 1990 și până la finalizarea execuției în anul 2007, fenomenele de eroziune ale albiei au condus la coborârea talvegului cu circa 2,50 m. Acest lucru a condus la necesitatea realizării unei noi trepte de disipare pentru conjugarea biefurilor (treapta a III-a), sub forma unui bazin disipator cu lungimea de 51 m. La ieșirea din acest bazin, cota regularizării aval este 33,20 mdMB, iar lățimea șenalului aval este 142 m. Pentru racordurile cu digurile s-au prevăzut ziduri laterale amonte și aval.

Centrala hidroelectrică are o puterea instalată de 33,26 MW producând o energia medie anuală de 113 GWh/an la un debit maxim instalat de 370 m3/s. Este amplasata adiacent barajului, la malul drept si are bazinul de liniștire aliniat cu disipatorul. Adiacent barajului, pe malul drept, este amplasată centrala hidroelectrică prevăzută cu un bazin de liniștire aliniat cu disipatorul. Debitele evacuate din CHE sunt conduse în bazinul disipator treapta a III a prin intermediul unui canal ce asigură un racord de 90O între bazinul de liniștire și șenalul aval. Această soluție de racordare prin ultima treaptă de disiparea a fost impusă de modificarea schemei inițiale, în care bazinul de liniștire al centralei era continuat cu un canal de aducțiune, paralel cu albia, către o centrală de mică putere în aval.

Figura 10.4 – Secțiune centrala Movileni

În secțiunea Movileni roca de bază aparține pleistocenului. Stratul de copertă, format în general din două sau mai multe straturi formate din nisip, praf sau argilă. Nisipurile sunt în general cu îndesare medie sau afânate, iar argilele sunt plastic consistente sau plastic vârtoase. Stratul de aluviuni se găsește sub stratul de copertă și este alcătuit din aluviuni grosiere, formate din nisipuri și pietrișuri cu rar bolovăniș, având o grosime variabilă cuprinsă între 6,00 m- 15,00 m. Sub stratul aluvionar se găsește complexul argilos-nisipos al cuaternarului (pleistocen) cu grosimea variind de la l,00 m la 5,00m, alcătuit din intercalații lenticulare de argile (argile grase, argile prăfoase, argile nisipoase), nisipuri (nisipuri prăfoase sau argiloase, nisipuri cu pietrișuri) și prafuri (prafuri nisipoase sau argiloase), între care se întâlnesc nivele de apă sub presiune.

Avaria de la disipatorul terminal

În luna noiembrie 2010, zidul aval al treptei III a disipatorului s-a prăbușit în groapa de eroziune din aval pe o lungime de aproximativ 71 m, în centrul regularizării aval. S-a produs de asemenea și subspălarea pragului pe o lungime de circa 53,25 m spre malul stâng. La racordul cu zidul mal drept al canalului de fugă al centralei hidroelectrice pragul a suferit o deplasare spre aval cu aproximativ 1,00 m concomitent cu subspălarea pragului pe o lungime de circa 17,75 m.

Figura 10.5 – Releveul avariei din luna noiembrie 2010 disipator baraj Movileni

Au fost afectate de asemenea zidurile aval de racord mal drept și mal stâng și protecțiile elastice ale regularizării aval pe primii 200 m. În urma investigațiilor efectuate cu scafandrii în luna noiembrie și a inspecțiilor vizuale la fața locului, s-a observat că zidul de racord aval mal drept cu pragul deversor al canalului de fugă al centralei, precum și o mică porțiune din acest prag spre aval au fost afectate de subspălate.

Figura 10.6 – Pragul terminal prăbușit al bazinului disipator

Viiturile repetate, la valori ale debitelor tranzitate prin acumulare mai mari de 2000 m3/s, au dezvoltat încă din anul 2008 eroziuni în aval de treapta a III- a disipatorului. Eroziunile au avut o evoluție pe verticală și regresivă afectând construcțiile terminale din beton ale zidurilor aval de racord și a disipatorului treptei a III-a.

Cauzele avariei

Cauza majoră a avariei este coborârea talvegului aval ca urmare a unei „eroziuni generale a albiei râului”. Acumulările situate amonte de nodul hidrotehnic Movileni rețin aproape în totalitate debitul solid, care, coroborat cu exploatarea masivă a balastului de către stațiile de sortare, au contribuit decisiv la apariția și dezvoltarea fenomenului. Coborârea nivelurilor aval cu cca. 5 … 6 m, a avut consecințe negative asupra conjugării biefurilor și a sistemului de disipare de la baraj, prin deteriorări ale treptei a III-a și parțial a risbermei fixe treapta II-a.

Avaria s-a produs și ca urmare a unor cauze favorizante. Soluția constructivă de compromis, cu debușarea debitelor turbinate în risbermă, a contribuit la curgerea neuniformă a apei peste pragul treptei a III- a disipatorului. Risberma mobilă a fost subdimensionată și nu a asigurat o disipare a energiei remanente după ieșirea din treptele primare de energie.

Figura 10.7 – Viitura din 31 iulie 2008 cu debite tranzitate de peste 2500 m3/s

Intervenții constructive pentru remedierea avariei

Pentru remedierea situației produse de eroziunea regresivă soluția de reparații proiectată a constat în adoptarea următoarele:

prism de stabilizare adiacent limitei aval a treptei a III-a de disipare și a zidurilor de racord aval mal drept și mal stâng;

amenajarea gropii de eroziune create imediat în aval de treapta a III-a a disipatorului ca bazin de disipare treapta a IV-a, prin realizarea unui prag deformabil la circa 100 m aval de pragul aval al treptei a III-a de disipare;

protecția malurilor drept și stâng ale regularizării aval acolo unde s-au produs eroziuni care au afectat protecția inițială cu gabioane.

Figura 10.8 – Consolidarea pragului terminal al disipatorului terminal baraj Movileni

AVARIE LA BARAJUL DE PRIZĂ OGREZENI

Acumularea Ogrezeni și lucrările aferente sunt amplasate pe cursul mijlociu al râul Argeș, aval de podul autostrăzii București – Pitești, în extravilanul comunei Bolintin – Ogrezeni, jud. Giurgiu, la cca. 30 km de municipiul București.

Amenajarea hidrotehnică de la Ogrezeni are rolul de a capta și deriva un debit de până la 26 m3/s, din râul Argeș, pentru alimentarea cu apă a municipiului București în condiții de deplină siguranță, cu reducerea substanțială a consumului de reactivi în stația de tratare Crivina și asigurarea cu apă potabilă a capitalei pe o perioadă de 3 – 5 zile în caz de poluare accidentală sau la viituri de peste 1800 m3/s pe râul Argeș.

Sistemul constructiv este de tipul cu pile independente, unde sarcinile preluate de pile și radier sunt transmise terenului de fundare prin intermediul unor piloți Wolfsholz. Amenajarea are un front de retenție alcătuit dintr-un baraj fix de beton, deversant, lung de 49,10 m, situat spre malul drept, care se continuă cu stăvilarul. Acesta este alcătuit din 6 deschideri de câte 26 m, fiecare deschidere fiind echipată cu 2 stavile clapetă 13,00 x 2,00 m. La malul stâng sunt 3 deschideri de spălare închise cu stavile plane.

Figura 10.9 – Dispoziție generală baraj Ogrezeni

Pentru disiparea energiei hidraulice a apei deversante, a fost prevăzut un disipator de energie executat odată cu barajul, format dintr-un radier de beton și o saltea de grinzi basculante din lemn. Radierul are o lungime de 13,00 m și este prevăzut cu 2 rânduri de dinți Rhebock.

Deoarece, salteaua de grinzi era distrusă, ulterior s-a executat al doilea compartiment de disipare, construit dintr-un radier plan, lung de 15,00 m, prevăzut la partea aval cu un cheson de 3,00 m adâncime, pinteni ce asigură stabilitatea radierului în cazul afuierilor. Radierul, este prevăzut cu dinți din beton armat, cu secțiunea pătrată, așezați în formă de șah.

Figura 10.10 – Vedere aval a stăvilarului de la barajul de priză Ogrezeni

După 10 ani de funcționare normală, la una din pilele situate lângă deschiderile de spălare a apărut o fisură din cauza fenomenului de sufozie. Soluția de remediere a constat din consolidarea terenului de sub pilă prin injecții cu ciment, precum și din refacerea perdelei de etanșare din amonte.

Avaria inițială octombrie 2011

În perioada 21 – 23.10.2011 degradările incipiente ale risbermei mobile s-au transformat în avarie, constând în eroziunea fundației risbermei fixe a disipatorului de energie de la descărcătorul de ape mari și degradarea acesteia.

Primele 6 rânduri de plăci ale risbermei fixe, pe o suprafață de circa 1000 m2 s-au prăbușit în fundație, iar pragul terminal al risbermei fixe s-a rupt în câteva locații. Debitele evacuate la baraj se scurgeau în aval în mare parte pe sub acest prag.

Figura 10.11 – Avarie inițială 21-23.10.2011 baraj Ogrezeni

Avarie extinsă martie 2012

Fenomenele care au provocat prima avarie au avut caracter evolutiv iar după numai patru luni, într-o perioadă cu debite relativ mici, avaria s-a extins afectând aproape în întregime risberma. Fenomenele de subspălare se manifestă și la zidul de gardă de la malul stâng. Atât peretele mulat, care cât și zidul de sprijin aferent au deplasări spre albie și rotiri. S-a produs o alunecare a malului apărat, iar materialul din ebulment a ajuns în risbermă, pe sub fundația acestora. La malul drept partea terminală a pereului regularizării mal drept, la limita aval a risbermei s-a prăbușit.

Figura 10.12 – Avarie extinsă martie 2012 baraj Ogrezeni

Cauzele avariei

Fenomenul care a generat avaria este coborârea talvegului râului aval de baraj care a modificat total conjugarea hidraulică a biefurilor și în același timp a dezechilibrat lucrările terminale ale risbermei. Racordarea cu salt înecat a fost compromisă, vitezele de curgere pe risbermă și aval de aceasta au crescut și a apărut o turbulență accentuată, cu efecte de antrenare a materialelor din albie. Forțele de antrenare au fost foarte mari, dovadă fiind migrarea masivă spre aval a blocurilor risbermei mobile.

Figura 10.13 – Evoluția talvegului a barajului Ogrezeni

Coborârea talvegului a dezgolit parțial fata din spre aval a peretelui de gel beton pe care se sprijinea pragul terminal al risbermei fixe, care nu a fost dimensionat ca element structural dat fiind faptul că era integral îngropat. Rămas fără sprijin în aval peretele s-a rupt și a creat o cale de spălare a materialului din fundația risbermei fixe, prin eroziune regresivă. Pe seama golului creat apa a început să curgă predominant pe sub pragul terminal al risbermei, accentuând rata de dezvoltare a eroziunii regresive.

Intervenții constructive pentru remedierea avariei

Etapa I – Pentru oprirea fenomenului de eroziune regresivă și fixarea patului albiei față de tendința de propagare spre amonte a coborârii talvegului s-a propus ca în prima etapă, în regim de urgență să se realizeze în aval de risberma fixă, la circa 50 … 60 m, un perete de palplanșe duble solidarizate, încastrate cu fișe suficientă în patul actual al albiei.

Etapa II – Lucrările propuse pentru această etapă au fost impuse de instabilitatea zidului de sprijin în care sunt pozate orificiile de descărcare a spălării deznisipatorului și instabilitatea zidului de gardă aval mal stâng. Instabilitățile au la bază tot fenomenele de subspălare care au un caracter evolutiv.

Figura 10.14 – Soluții de remediere avarie Ogrezeni

STUDIU DE CAZ – MODELAREA MATEMATICĂ A PROCESULUI DE SEDIMENTARE ÎN ALBIA RÂULUI DÂMBOVIȚA

Studiul de caz are ca scop evaluarea gradului de colmatare și a cantității de sedimente în râul Dâmbovița produse în urma deversărilor provenite de la Stația de Epurare Apă Uzată Glina (SEAU).

DATE GENERALE

Stația de epurare de la Glina este un proiect în desfășurare, în prezent fiind executat Faza I din cele 2 propuse, care prevede construirea unei stații pentru epurarea apelor uzate din municipiul București și a unor localități limitrofe. Faza I a stației de epurare a apelor uzate Glina (SEAU Glina), are o capacitate de epurare de 50% față de cea proiectată.

Apa uzată a municipiul București este colectată prin intermediului sistemului de canalizare și transportată către SEAU Glina prin intermediul Casetei de apă uzată. Legătura între Caseta de apă uzată și SEAU se realizează prin intermediul a 3 camere de racord după cum urmează: CR 1 – treapta de epurare biologică, CR 2 – treapta de epurare mecanică (storm bazine) și CR 3 – legătura cu Faza II. Aval de Camera de racord 3 este prevăzut un canal deschis de legătură cu râul Dâmbovița.

Figura 11.1 – Dispunere generală stație de epurare Glina

(sursă: google maps)

Funcționare casetei de apă uzată

Cameră de Siguranță NH Popești (CS)

Camera de siguranță NH Popești este situată amonte de SEAU Glina, aval de Nodul Hidrotehnic Sere, unde se realizează intersecția subtraversării casetei de apă uzată sub râul Dâmbovița și a colectorului principal A3 (colectează apele uzate din partea de sub a municipiului București). În camera de siguranță este prevăzut un deversor care asigură, în situații de ape mari, descărcarea în emisar a debitelor suplimentare ce nu pot fi preluate de SEAU.

Figura 11.2 – Vedere în plan – Cameră de siguranță NH Popești

Descărcarea se face cu un deversor liber compus dintr-un perete înecat (pentru reținerea plutitorilor) și un perete deversor. Este dispus oblic pe direcția de curgere și are o lungime de circa 61,30 m. Cota inferioară a peretelui înecat este circa 55,00 mdM, iar cota peretelui deversor este circa 55,60 mdM. Circuitul hidraulic se continuă cu o casetă ce debușează în râul Dâmbovița. Funcționarea deversorului liber se realizează neînecat pentru orice condiții de exploatare – debit deversat sau nivel al râului Dâmbovița.

Pe peretele înecat al deversorului liber este prevăzut un senzor de nivel, necesar pentru monitorizarea nivelului apelor uzate din cameră și pentru evaluarea debitelor deversate în râul Dâmbovița. Acest senzor intră în funcțiune în momentul în care nivelul apei din cameră ajunge cu 38 cm sub cota crestei peretelui deversant. Pe baza datelor înregistrate de senzorul de nivel și a cheii descărcătorului se pot determina valorile debitelor deversate în râul Dâmbovița.

Caseta aval de CS Popești (3 semicasete)

Sistemul hidraulic se continuă, aval de camera de siguranță Popești cu o casetă compusă din 3 fire. Această casetă asigură tranzitarea debitelor de apă uzată către stația de epurare Glina. Caseta, în lungime de circa 2565 m (2230 m între camera de siguranță și CR1 și 335 m între CR1 și CR2) este compusă din 3 semicasete având secțiune dreptunghiulară (4,50 m x 3,06 m) și este caracterizată de o pantă medie egală cu i = 0,75 ‰ pentru tronsonul CS – CR1 și i = 0,45 ‰ pentru tronsonul CR1 – CR2. Pe casetă sunt instalate următoarele sisteme de monitorizare: 3 senzori nivel situați la circa 147 m aval de Camera de Siguranță NH Popești (pentru fiecare semicasetă) și senzori de tip Laserflow montați amonte de CR1.

Figura 11.3 – Secțiune tip casetă CS – SEAU Glina (3 semicasete)

Cameră racord 1 (CR1)

Camera de racord 1 este construcție cu secțiune dreptunghiulară în plan, cu dimensiunile de 27,00 x 21,50 m și înălțime de 3,00 m. Cota radierului camerei de racord 1 este 51,59 mdM. Aceasta este prevăzută, atât amonte, cât și aval, cu nișe de batardouri pentru situația în care este necesară punerea la uscat sau oprirea accesului apei către camera de racord 2. Spre deosebire de celelalte camere de racord, CR 1 nu are prevăzute ferestre laterale pentru evacuarea debitelor suplimentare către emisar. În dreptul camerei de racord 1 este poziționată o stație de pompare ce asigură accesul apei în stația de epurare. Stația de pompare este compusă din 5 pompe, iar camera de aspirație a pompelor are radierul la cota 49,20 mdM. Din punct de vedere al echipamentelor de monitorizare, în CR1 este amplasat un senzor de măsurare al nivelului apei.

Cameră racord 2 (CR2)

Camera de racord 2 este o construcție cu secțiune dreptunghiulară în plan, cu dimensiunile 27,00 x 22,70 m și înălțime 3,00 m. Cota radierului camerei este de 51,50 mdM. CR 2 realizează accesul apelor uzate în storm bazine (bazine pluviale) pentru o tratare mecanică. Din punct de vedere al echipamentelor, camera de racord 2 este prevăzută cu nișe de batardou amonte și aval, pentru punerea la uscat.

CR 2 are prevăzute 6 ferestre laterale ce permit evacuarea debitelor excedentare în râul Dâmbovița. Ferestrele laterale sunt de formă dreptunghiulară cu dimensiunile de 3,90 x 1,90 m și cota pragului de aproximativ 53,10 mdM. Pentru controlul debitelor evacuate, ferestrele laterale sunt echipate cu stavile plane, închise în condiții normale de operare.

Evacuarea debitelor pe ferestrele laterale se realizează într-o cameră de evacuare de 6.40 m lățime prevăzută în aval cu grătare rare. Aceasta se continuă cu un canal casetat format din 4 semicasete (3,50 x 1,65 m) în lungime de cca. 31,10 m și cu o pantă de cca. 6,50 %. Acest canal debușează în râul Dâmbovița, la cota talvegului (48,45 mdM). Camera de racord 2 are instalați senzori de măsurare al nivelului apei, care împreună cu cheia limnimetrică a stavilelor stabilesc debitele evacuate în emisar.

Figura 11.4 – Secțiune cameră racord 2 – Evacuare emisar

Casetă aval CR 2 (2 semicasete)

De la camera de racord 2 la camera de racord 3 secțiunea casetei se micșorează de la 3 semicasete la 2 semicasete, dimensiunile în plan ale acestora fiind aceleași (4,50 x 3,06 m). Acest tronson are o lungime de 286,0 m. Din punct de vedere al pantei acesta este împărțit în: caseta este realizată în contrapantă pe primii 189 m (i = 2,0 ‰), iar pe următorii 97 m panta este orientată spre aval (i = 0,41 ‰).

Figura 11.5 – Secțiune tip casetă aval de CR 2 (2 semicasete)

Cameră racord 3 (CR3)

Camera de racord 3 este o cameră dreptunghiulară având dimensiunile 27,00 x 14,00 x 3,16 m. Pentru evacuarea debitelor suplimentare este prevăzută cu 5 ferestre laterale spre râul Dâmbovița, ferestre laterale având dimensiunile 3,90 x 1,75 m. Cota radierului camerei este 51,70 mdM, iar cota pragului deversor este 53,05 mdM. Circuitul hidraulic se continuă cu un canal casetat, în lungime de circa 36,70 m, alcătuit din 2 semicasete (4,50 x 1,70 m). Debușarea acestui canal se realizează la cota talvegului din secțiunea respectivă (48,97 mdM). Panta canalului de evacuare este de circa 4,0 %. Din punct de vedere al echipamentelor hidromecanice, camera de racord 3 este prevăzută cu 4 stavile plane aval și 5 stavile plane lateral, fiind operate în toate regimurile de exploatare în poziția deschis. Din punct de vedere al echipamentelor de monitorizare, în camera de racord 3 sunt montați senzori pentru măsurarea nivelului apei.

Figura 11.6 – Secțiune cameră racord 3 – Evacuare emisar

Canalul deschis (CD)

Canalul deschis reprezintă canalul de legătură al Casetei cu râul Dâmbovița, este situat aval de CR3 și este ultima componentă a circuitului hidraulic al Casetei. Este compus din 2 fire (4,50 x 3,50 m) și este prevăzut la intrare cu 4 stavile plane (în dreptul CR3), iar la ieșire cu un disipator de energie și o zonă de racord cu râul Dâmbovița. Canalul deschis are o lungime de circa 92,00 m și o pantă medie de 8,70 ‰. Pentru determinarea debitelor deversate pe canalul de legătură sunt montați senzori de nivel atât în amonte, cât și în aval.

Figura 11.7 – Secțiune cameră de racord 3 – Canal deschis – Evacuare emisar

Evacuări apă epurată

Caseta de apă uzată este subtraversată de 2 evacuări de apă epurată:

Evacuare treaptă biologică (SEAU) situată între CR 1 și CR 2;

Evacuare treaptă mecanică (SB) situată aval de CR 2.

Evacuările sunt monitorizate în cadrul stației de epurare, iar debitele evacuate în emisar sunt determinate prin intermediul senzorilor de nivel și viteză montați pe canalele de evacuare.

Figura 11.8 – Vedere în plan cu poziționarea descărcărilor SEAU Glina

MODELAREA MATEMATICA

Modelarea matematică s-a realizat prin intermediul programului de calcul Delft3D, pentru care au fost considerate 5 scenarii bazate pe modul de operare al stației de epurare și pe măsurătorile realizate (batimetrice, hidrometrice, senzori etc.).

Pachetul DELFT3D care constă într-un număr de module integrate care permit simularea fluxului hidrodinamic (în ipoteza unei ape de mică adâncime), calculul de salinitate și căldură al apei, transportul sedimentelor și modificări morfologice precum și modelarea parametrilor de calitate ai apei. Programul permite simulare hidrodinamică atât 2D, cât și 3D. Sistemul de ecuații este alcătuit din ecuații de moment, continuitate și de transport.

METODA DE MODELARE

Modelarea matematică s-a realizat pe baza unei discretizări a domeniului analizat, cu o discretizare cu elemente curb-lineare pe care s-au introdus ulterior batimetria și condițiile de margine aferente râului Dâmbovița și al modului de funcționare al stației de epurare.

S-a pornit de la planul general al amenajării și măsurătorile batimetrie realizate.

Figura 11.9 – Planul general al amenajării

S-au introdus limitele generale după care s-a discretizat zona de interes, mai întâi 2D, urmând ca adâncimile în nodurile rețelei create să se stabilească din pofilele transversale ce alcătuiesc studiul topo-batimetric. Din înregistrările hidrometrice au fost extrase condițiile de margine pentru amonte, iar pentru aval s-a impus cheia limnimetrica pentru secțiunea respectivă. Descărcările SEAU au fost introduse în concordanță cu măsurătorile realizate prin intermediul echipamentelor de monitorizare, fiind amplasate conform datelor din teren. Condițiilor de margine li s-au atribuit și concentrațiile aferente de sedimente.

Figura 11.10 – Gridul morfologic în stare inițială (2D)

Acest grid permite analiza morfologică, în pași de calcul în funcție de condițiile de margine impuse.

Figura 11.11 – Gridul morfologic cu discretizarea finală

Figura 11.12 – Gridul morfologic final, cu amplasarea condițiilor de margine

Modelul reprezintă un model pe pași de calcul și este calibrat pentru a asigura precizia rezultatelor, pasul de timp, pentru care se face reactualizarea morfologică este de sub un minut. Dacă se raportează la perioadele de timp analizate (de ordinul anilor și chiar zecilor de ani) acest pas de calcul conferă o acuratețe foarte mare. Discretizarea foarte fină (elemente de circa 3 x 3 m) și a pasului de timp foarte mic (de ordinul secundelor) conduc la rulări cronofage (circa 7 zile / model).

Parametrii care pot fi urmăriți cu ajutorul acestui model sunt:

Distribuția vitezelor în orice punct al discretizării (atât ale apei cât și ale sedimentelor);

Eroziunea / depunerea de sedimente în orice pas de calcul;

Variația nivelelor;

Variația debitelor.

SCENARII DE CALCUL

Pentru analiză au fost utilizate un număr de 6 scenarii care încearcă să simuleze situațiile cel mai posibil să se producă în realitate în albia râului Dâmbovița. Debitele și încărcările menționate ulterior reprezintă media valorilor înregistrate în decursul unui an calendaristic (2015). În modelare se vor considera descărcările și încărcările aferente ale N.H. Popești (deversare), SEAU și SB Glina (ape epurate – convențional curate), descărcările laterale (CR 2 și CR 3) și canalul deschis (CD).

Scenariul de operare zilnică

Debit de 2 m3/s pe albie cu încărcarea de 5.33 mg/l* și SEAU Glina cu funcționare normală (evacuare apa epurata din SEAU și din stormbazine) cu evacuarea apelor epurate:

Stația de epurare: QSEAU = 6.70 m3/s cu o încărcare de 26.54 mg/l;

Storm bazine: QSB = 1.43 m3/s cu o încărcare de 81.41 mg/l.

Scenariul ploaie cu deversare

Vom considera un debit de 30 m3/s pe albie tranzitat în aval de NH Glina, pe albia amenajata a râului Dâmbovița.

Debitul va avea încărcarea măsurată în condiții normale în albie (5.33 mg/l) la care se adaugă încărcarea înregistrată pe semicasete, înainte de intrarea în stația de epurare valorile încărcărilor, reprezintă media valorilor înregistrate la începutul evenimentelor pluviale, circa 600 mg/l);

SEAU Glina va evacua apele epurate (conform scenariului 1), urmând ca debitele suplimentare să fie deversate în albie conform următorului tabel (se consideră ploaie mare atunci când în semicasete sunt depășiți 15 m3/s având o încărcare medie de 267 mg/l):

Tabelul 11.1 – Valori procentuale ale debitelor deversate Scenariul 2

Valorile procentuale au fost determinate ca medie zilnică pentru anul 2015.

Scenariul ploaie fără deversare

Debitul pe albie de 2 m3/s cu încărcarea de 5.33 mg/l;

SEAU Glina va evacua apele epurate (conform Scenariului 1) și va deversa debitele suplimentare prin ferestrele laterale prevăzute la camerele de racord CR2 și CR3 (se consideră ploaie mică/medie atunci când debitul în semicasete este cuprins între 10-15 m3/s cu o încărcare medie de 366 mg/l) conform tabelului de mai jos:

Tabelul 11.2 – Valori procentuale ale debitelor deversate Scenariul 3

Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic pentru evidențierea secțiunilor de monitorizare

Conform cu măsurătorile din anul 2015 s-au stabilit următoarele praguri funcție de debitele măsurate în semicasete în secțiunea imediat amonte de SEAU:

Astfel au fost identificate 295 de zile fără ploaie, 40 zile cu ploi fără deversare și 20 zile cu ploi cu deversare.

În consecință pe durata unui an se vor simula 295 de zile conform Scenariului 1, 40 de zile conform Scenariului 3 și 20 de zile conform Scenariului 2, alternanța lor fiind cea corespunzătoare anului 2015.

Scenariul de introducere al unui debit de spălare pe albie

Pe baza distribuției de sedimente obținute la Scenariul 4 se vor realiza mai multe simulări pentru îndepărtarea aluviunilor depuse prin spălare. Astfel se va presupune introducere, timp de 6 ore, a unui debit de 45 m3/s pe albia râului Dâmbovița (debit deversat din lacul Morii cu acest scop, fiind limitat la această valoare datorită capacității subtraversării de la Unirii). Într-o primă ipoteză constă în spălarea după 3 luni de funcționare, după 6 luni, după 9 luni și după un an de funcționare. Într-o a 2-a ipoteză se va presupune spălarea din 3 în 3 luni.

REZULTATE MODELARE

SCENARIUL DE OPERARE ZILNICĂ

Simularea s-a realizat pe durata a 30 de zile, fără ploi, începând cu data de 07.04.2015 până la 07.05.2015;

Debit albie 2 m3/s cu o încărcare în condiții normale de 5.33 mg/l;

SEAU Glina cu evacuarea apelor epurate în condiții normale conform următorului tabel:

Tabelul 11.3 – Valorile medii ale debitelor și încărcările evacuate conform Scenariului 1

Cantitatea depusă de sedimente rezultată în rulării: 626 726.3 kg.

În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3. În aceste condiții volumul de sedimente depus în albia râului Dâmbovița rezultat în urma Scenariului 1 va fi cuprins între: 220 – 300 m3/30 zile.

Figura 11.13 – Harta adâncimii apei (Scenariul de operare zilnică)

Figura 11.14 – Harta vitezelor (Scenariul de operare zilnică)

Figura 11.15 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul de operare zilnică)

SCENARIUL PLOAIE CU DEVERSARE

Simulare 1:

Durata 11 ore, începând pe data 27.03.2015 ora 4:00 până pe 27.03.2015 ora 15:00;

Debit albie 30 m3/s cu o încărcare de 600 mg/l;

SEAU Glina cu evacuarea apelor epurate și deversarea debitelor suplimentare cu încărcările specifice conform următorului tabel:

Tabelul 11.4 – Valorile medii ale debitelor și încărcărilor evacuate conform Scenariului 2.1

Cantitatea depusă de sedimente rezultată în rulării: 890 255.9 kg.

În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3. În aceste condiții volumul de sedimente depus în albia râului Dâmbovița rezultat în urma Scenariului 2 – Ipoteza 1 va fi cuprins între: 310– 430 m3.

Figura 11.16 – Harta adâncimii apei (Scenariul ploaie cu deversare 1)

Figura 11.17 – Harta vitezelor (Scenariul ploaie cu deversare 1)

Figura 11.18 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul ploaie cu deversare 1)

Simulare 2:

Durata 7 ore, începând pe data 28.09.2015 ora 0:00 până pe 28.09.2015 ora 7:00;

Debit albie 30 m3/s cu o încărcare de 600 mg/l;

SEAU Glina cu evacuarea apelor epurate și deversarea debitelor suplimentare cu încărcările specifice conform următorului tabel:

Tabelul 11.5 – Valorile medii ale debitelor și încărcărilor evacuate conform Scenariului 2.2

Cantitatea depusă de sedimente rezultată în rulării: 707 331.7 kg.

În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3. În aceste condiții volumul de sedimente depus în albia râului Dâmbovița rezultat în urma Scenariului 2 – Ipoteza 2 va fi cuprins între: 250 – 340 m3.

Figura 11.19 – Harta adâncimii apei (Scenariul ploaie cu deversare 2)

Figura 11.20 – Harta vitezelor (Scenariul ploaie cu deversare 2)

Figura 11.21 – Harta distribuirii stratului de sedimente (Scenariul ploaie cu deversare 2)

SCENARIUL PLOAIE FĂRĂ DEVERSARE

Durata 4 zile, începând pe data 01.11.2015 ora 0:00 până pe 05.11.2015 ora 00:00;

Debit albie 2 m3/s cu o încărcare în condiții normale de 5.33 mg/l;

SEAU Glina cu evacuarea apelor epurate deversarea debitelor suplimentare prin ferestrele laterale prevăzute la camerele de racord CR2 și CR3 cu încărcările specifice conform următorului tabel:

Tabelul 11.6 – Valorile medii ale debitelor și încărcările evacuate conform Scenariului 3

Cantitatea depusă de sedimente rezultată în rulării: 200 853 kg.

În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3. În aceste condiții volumul de sedimente depus în albia râului Dâmbovița rezultat în urma Scenariului 3 va fi cuprins între: 70 – 100 m3/4zile.

Figura 11.22 – Harta adâncimii apei (Scenariul ploaie fără deversare)

Figura 11.23 – Harta vitezelor (Scenariul ploaie fără deversare)

Figura 11.24 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul ploaie fără deversare)

SCENARIUL DE FUNCȚIONARE PE DURATA DE UN AN CALENDARISTIC PENTRU EVINDEȚIEREA SECȚIUNILOR DE MONITORIZARE

Simularea s-a realizat pe durata de 355 zile, în conformitate cu măsurătorile din 2015, astfel după stabilirea pragurilor funcție de debitele măsurate în semicasete în secțiunea imediat amonte de SEAU, au fost identificate 295 de zile fără ploaie, 40 zile cu ploi fără deversare și 20 zile cu ploi cu deversare. În consecință pe durata unui an se vor simula 295 de zile conform scenariului 1, 40 de zile conform scenariului 3 și 20 de zile conform scenariului 2, alternanța lor fiind cea corespunzătoare anului 2015.

Debit albie 2 m3/s cu o încărcare în condiții normale de 5.33 mg/l pentru zilele fără ploaie și ploi fără deversare, iar în cazul unei ploi cu deversare, pe albie, va apărea un debit de 30 m3/s având o încărcare de 600 mg/l;

SEAU Glina cu evacuarea apelor epurate și deversarea debitelor suplimentare cu încărcările specifice conform următorului tabel:

Tabelul 11.7 – Valorile medii ale debitelor și încărcărilor evacuate conform Scenariului 4

Cantitatea depusă de sedimente rezultată în rulării: 22 535 509 kg.

În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3. În aceste condiții volumul de sedimente depus în albia râului Dâmbovița rezultat în urma Scenariului 4 va fi cuprins între: 8 050 – 10 730 m3/an zile.

Figura 11.25 – Harta adâncimii apei (Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic)

Figura 11.26 – Harta vitezelor (Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic)

Figura 11.27 – Harta distribuției stratului de sedimente (Scenariul de funcționare pe durata de un an calendaristic)

SCENARIUL DE INTRODUCERE AL UNUI DEBIT DE SPĂLARE PE ALBIE

IPOTEZA 1: Se va presupune într-o primă ipoteză spălarea după 3 luni de funcționare, după 6 luni, după 9 luni și după un an de funcționare, conform Scenariului 4.

Spălarea după 3 luni de funcționare

Introducerea debitului de spălare de 45 m3/s cu o durată de 6 ore pe albie după 3 luni de funcționare conform condițiilor din Scenariul 4. În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3.

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 3 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 4 848 750 kg, reprezentând un volum de 1730 – 2310 m3.

După introducerea debitului de spălare pe albie, cu o durată de 6 ore, cantitatea totală de sedimente rezultată este de 4 636 569 kg, reprezentând un volum de 1660 -2210 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 212 181 kg, conducând la un volum de 70 – 100 m3.

Figura 11.28 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare (Ipoteza 1)

Figura 11.29 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1)

Figura 11.30 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – 3 luni)

Spălarea după 6 luni de funcționare

Introducerea debitului de spălare de 45 m3/s cu o durată de 6 ore pe albie după 6 luni de funcționare conform condițiilor din Scenariul 4. În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3.

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 6 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 9 943 178 kg, reprezentând un volum de 3550 – 4740 m3.

După introducerea debitului de spălare de 45 m3/s pe albie, cu o durată de 6 ore, cantitatea totală de sedimente rezultată este de 9 718 909 kg, reprezentând un volum cuprins între 3470 – 4630 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 224 269 kg, conducând la un volum de 80 – 110 m3.

Figura 11.31 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare (Ipoteza 1)

Figura 11.32 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1)

Figura 11.33 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – 6 luni)

Spălarea după 9 luni de funcționare

Introducerea debitului de spălare de 45 m3/s cu o durată de 6 ore pe albie după 9 luni de funcționare conform condițiilor din Scenariul 4. În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3.

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 9 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 19 884 794 kg, reprezentând un volum cuprins între 7100–9470 m3.

După introducerea debitului de spălare de 45 m3/s pe albie, cu o durată de 6 ore, cantitatea totală de sedimente rezultată este de 19 677 207 kg, reprezentând un volum cuprins între 7030 –9370 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 207 587 kg, conducând la un volum de 70 – 100 m3.

Figura 11.34 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare (Ipoteza 1)

Figura 11.35 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1)

Figura 11.36 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – 9 luni)

Spălarea după 12 luni de funcționare

Introducerea debitului de spălare de 45 m3/s cu o durată de 6 ore pe albie după 12 luni de funcționare conform condițiilor din Scenariul 4. În general, în cazul albiilor naturale, masa volumetrică a sedimentelor este cuprinsă între 2100 – 2800 kg/m3.

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 12 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 22 535 509 kg, reprezentând un volum cuprins între 8050 – 10730 m3.

După introducerea debitului de spălare de 45 m3/s pe albie, cu o durată de 6 ore, cantitatea totală de sedimente rezultată este de 22 254 624 kg, reprezentând un volum cuprins între 7950 –10590 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 280 885 kg, conducând la un volum de 100 – 140 m3.

Figura 11.37 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare (Ipoteza 1)

Figura 11.38 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 1)

Figura 11.39 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 1 – un an)

IPOTEZA 2: Se va presupune într-o a 2-a ipoteză spălarea din 3 în 3 luni, cu introducerea unui debit de 45 m3/s pe albie timp de 6 ore, pe durata unui an calendaristic, conform scenariului 4.

Spălarea nr. 1 după 3 luni de funcționare

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 3 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 4 848 750 kg, reprezentând un volum de 1730 – 2310 m3.

După aplicarea primei spălări, după 3 luni de funcționare, cu introducerea unui debit de 45 m3/s pe albie timp de 6 ore, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 4 636 569 kg, reprezentând un volum de 1660 – 2210 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 212 181 kg, ducând la un volum de 70 – 100 m3.

Figura 11.40 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare (Ipoteza 2)

Figura 11.41 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 3 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2)

Figura 11.42 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 3 luni)

Spălarea nr. 2 după 6 luni de funcționare

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 6 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 8 327 586 kg, reprezentând un volum de 2970 – 3970 m3.

După aplicarea celei de-a 2-a spălări, după 6 luni de funcționare, cu introducerea unui debit de 45 m3/s pe albie timp de 6 ore, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 8 260 716 kg, reprezentând un volum de 2950 – 3935 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 66 870 kg, ducând la un volum de 20 – 35 m3.

Figura 11.43 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare (Ipoteza 2)

Figura 11.44 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 6 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2)

Figura 11.45 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 6 luni)

Spălarea nr. 3 după 9 luni de funcționare

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 9 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 18 143 319 kg, reprezentând un volum cuprins între 6480 – 8640 m3.

După aplicarea celei de-a 3-a spălări, după 9 luni de funcționare, cu introducerea unui debit de 45 m3/s pe albie timp de 6 ore, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 18 071 259 kg, reprezentând un volum de 6455 – 8605 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 72 060 kg, ducând la un volum de 25 – 35 m3.

Figura 11.46 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare (Ipoteza 2)

Figura 11.47 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după 9 luni de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2)

Figura 11.48 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 9 luni)

Spălarea nr. 4 după 12 luni de funcționare

În conformitate cu condițiile prevăzute la Scenariul 4, după 12 luni de funcționare, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 21 687 718 kg, reprezentând un volum de 7745 – 10330 m3.

După aplicarea celei de-a 3-a spălări, după 12 luni de funcționare, cu introducerea unui debit de 45 m3/s pe albie timp de 6 ore, a rezultat o cantitate totală de sedimente de 21 493 741 kg, reprezentând un volum de 7675 – 10235 m3.

Cantitatea totală de sedimente înlăturată, în urma aplicării debitului de spălare pe albie, este de 193 977 kg, ducând la un volum de 70 – 95 m3.

Figura 11.49 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare (Ipoteza 2)

Figura 11.50 – Distribuția grosimii stratului de sedimente după un an de funcționare urmate de 6 ore de spălare (Ipoteza 2)

Figura 11.51 – Distribuția grosimii stratului de sedimente înlăturat prin spălare de 6 ore (Ipoteza 2 – 12 luni)

CENTRALIZAREA REZULTATELOR

Centralizarea rezultatelor scenariilor de funcționare pe durata unui an calendaristic

Conform cu măsurătorile din anul 2015 s-au stabilit următoarele praguri în funcție de debitele tranzitate în semicasete în secțiunea imediat amonte de SEAU, măsurători realizate prin intermediul senzorilor:

Pe baza analizei înregistrărilor din anul 2015 au fost identificate 295 de zile fără ploaie (SEAU și SB Glina), 40 zile cu ploi fără deversare (suplimentar CR 2, CR3 și CD) și 20 zile cu ploi cu deversare (suplimentar N.H. Popești. În consecință pe durata unui an se vor simula 295 de zile conform Scenariului 1, 40 de zile conform Scenariului 3 și 20 de zile conform Scenariului 2, alternanța lor fiind cea corespunzătoare anului 2015.

Scenariul 1 (de operare zilnică, “fără ploi”):

În 30 de zile se cumulează o cantitate de 626 726.3 kg sedimente. Considerând o masă volumetrică medie de 2500 kg/m3, rezultă că într-o zi se cumulează:

Scenariul 2 (“ploi mari”)

Ipoteza 1

În 11 ore se cumulează 890 255.9 kg sedimente. Considerând o masă volumetrică medie de 2500 kg/m3, rezultă că într-o oră se cumulează:

Ipoteza 2

În 7 ore se cumulează 707 331.7 kg sedimente. Considerând o masă volumetrică medie de 2500 kg/m3, rezultă că într-o oră se cumulează:

Rezultă că în medie pentru evenimente cu ploi semnificative pe oră se cumulează:

Vom considera în continuare că durata medie a unei ploi semnificative este media aritmetică a duratei ploilor din cele două ipoteze:

În concluzie pentru o zi cu evenimente pluviale deosebite vor fi 9 ore cu depozitarea a 36.9 m3/oră și 15 ore cu depunere mică (fără ploi, Scenariul 1). Cantitatea totală de sedimente depusă într-o asemenea zi tipică este:

Scenariul 3 (“ploi medii”)

În 4 zile se cumulează 200 853 kg sedimente. Considerând o masă volumetrică medie de 2500 kg/m3, rezultă că într-o zi se cumulează:

În final rezultatele centralizate (conform cantităților de precipitații din anul 2015) sunt:

Tabelul 11.8 – Tabel centralizator rezultate simulări pe durata unui an calendaristic

Analizând rezultatele Scenariului 4, funcționare pe durata unui an calendaristic, și comparându-le cu tabelul centralizator anterior pentru primele 3 scenarii, pentru diferite “categorii de ploi” se poate observa că valorile sunt relativ apropiate: pentru un an de funcționare pe perioada unui an calendaristic rezultă o cantitate de 9 016 m3, utilizând valoarea medie de 2500 kg/ m3 a masei volumetrice, comparativ cu 10 215 m3. Diferența reiese din faptul că în perioada de simulare de 12 luni este prezente fenomenele de eroziune / antrenare și transport al sedimentelor în aval de zona analizată. Pe baza datelor rezultate se poate face o estimare cantitativă a sedimentelor depuse în albia râului Dâmbovița pe un anumit interval de timp dorit, în funcție de clasificarea menționată anterior: zile fără ploi, zile cu ploaie medie și zile cu ploaie semnificativă.

Centralizarea rezultatelor în urma spălărilor pentru îndepărtarea sedimentelor

În prima Ipoteza de calcul pentru scenariile de spălare (spălare după 3, 6, 9 și 12 luni) a rezultat o cantitate medie de 110 m3, iar în a doua Ipoteza de calcul (spălare din 3 în 3 luni) o cantitate medie de 65 m3. În Ipoteza 2 cantitatea de sedimente spălată ar fi trebuit să fie mai mare sau cel puțin egală cu prima Ipoteză, deoarece s-a utilizat un număr de 4 spălări pe perioada de 12 luni. Această diferență poate fi explicată prin faptul că odată cu fiecare spălare morfologia albiei s-a modificat, sedimentele fiind transportate și depuse în zonele în care viteze de curgere sunt relativ scăzute. Raportat la cantitatea depusă în albia râului Dâmbovița, cantitatea de sedimente spălată este relativ mică circa 3-4%. Pentru diminuarea procesului de colmatare și formare a zonelor deltaice se pot adopta măsuri precum:

realizarea unui perete din palplanșe metalice (continuu sau alternat) în acvatoriu, în sensul curgerii, pentru micșorarea secțiunii, rezultând astfel o majorare a vitezelor de curgere și în consecință antrenare aluviunilor sedimentate;

dirijarea sedimentelor și concentrarea acestora în zone unde pot fi îndepărtate cu ușurință (excavații).

Figura 11.52 – Centralizatorul cantității de sedimente îndepărtată prin spălare

CONCLUZII

Studiul de caz a urmărit determinarea problemelor legate de colmatarea și decolmatarea acvatoriului din zona adiacentă a stației de epurare Glina. Supraînălțările de niveluri în albia râului, în special în zona acvatoriului, pot conduce la blocarea evacuărilor stației de epurare Glina, precum și la inundarea zonelor limitrofe prin scăderea capacității de transport a canalului.

Problema colmatării trebuie abordată astfel încât să rezolve principalele efecte negative provocate de apariția acestui fenomen, principalul inconvenient al colmatării fiind deformarea albiilor, care conduc la creșterea nivelului apei, datorat aluviunilor depuse.

Modelarea transportului de sedimente este un proces dificil, datorită faptului că datele utilizate pentru prognoza transportului de sedimente și a schimbărilor în patul albiei unui râu sau a unui lac de acumulare sunt extrem de sensibile la o gamă foarte largă de parametri fizici.

Îndepărtarea depunerilor din acumulare se poate face prin mijloace mecanice, hidromecanice, sau prin spălare hidraulică, cea din urmă fiind analizată anterior în studiul de caz prin care a fost evidențiată evoluția cantității de sedimente în albie în urma suplimentării debitului tranzitat. Cantitatea sedimentelor evacuate prin spălare este relativ mică comparativ cu cantitatea de sedimente depusă, spălarea având un impact semnificativ asupra dispunerii aluviunilor în albie.

Pentru diminuarea fenomenului de colmatare se pot adopta măsuri precum: realizarea unui perete din palplanșe metalice (continuu sau alternat) în acvatoriu, în sensul curgerii, pentru micșorarea secțiunii, rezultând astfel o majorare a vitezelor de curgere și în consecință antrenare aluviunilor sedimentate, sau dirijarea sedimentelor și concentrarea acestora în zone unde pot fi îndepărtate cu ușurință. Determinarea eficienței măsurilor se poate realiza pe baza unui modelări matematice.

Mijloacele mecanice și hidromecanice de evacuare a depunerilor trebuie luate în considerare doar în cazul unor depuneri de volume mici, deoarece implică costuri foarte ridicate, materialul rezultat putând fi utilizat ca îngrășământ pentru terenurile agricole.

Cunoașterea dinamicii procesului de colmatare prezintă un important interes, în acest sens fiind necesară realizarea periodică a hărților batimetrice pentru a fi comparate cu situația inițială sau cu măsurătorile anterioare, având ca scop estimarea gradului / ratei de colmatare și a principalelor efecte negative care pot apărea.

STUDIU DE CAZ – MODELAREA MATEMATICĂ A PROCESULUI DE EROZIUNE AVAL DE BARAJUL PORȚILE DE FIER I

Studiul de caz are ca scop determinarea cauzelor de producere a modificărilor morfologice aval de amenajarea hidroenergetică și de navigație Porțile de Fier I situat pe fluviul Dunărea.

DATE GENERALE

Barajul Porțile de Fier I este amplasat pe fluviul Dunărea, amonte de orașul Turnu Severin și face parte din Sistemul Hidroenergetic și de Navigație Porțile de Fier, realizat în comun de România și Serbia. Amenajarea Porțile de Fier I are o dispoziției simetrică, cu un baraj de greutate de tip deversant situat în mijlocul albiei și câte o centrală și o ecluză pe fiecare parte a acestuia. Barajul deversor are o înălțime constructivă de 60 m, lungime de 441 m și 14 câmpuri deversante de 24 m deschidere, echipate cu stavile plane dublu cârlig. Capacitatea descărcătorului este de circa 15 400 m3/s. Lacul de acumularea aferent barajului are un volum de 1,45 miliarde m3.

Figura 12.1 – Dispoziția generală a amenajării Porțile de Fier I și secțiune prin barajul deversor

Partea deversantă are forma rotunjită și se continuă cu disipatorul de tip cilindric, înecat cu contrapantă și fără dinți. În fața câmpurilor deversoare I, II si III s-a executat risbermă fixă cu radierul din beton orizontal, cu o lungime de 56 m și pereții laterali din beton de aceleași dimensiuni. În avalul câmpurilor V – VII s-a executat o risbermă din placi de beton, ancorate în rocă, fiind situată în zona faliei și rolul principal al acesteia este să oprească sufozia materialului din fundația barajului deversor și să protejeze disipatorul de subspălare, având în vedere că roca în zona faliei este moale. Ambele risberme fixe se termină cu pinten, cu fața aval verticală. Fundarea barajului s-a făcut pe roci competente, dominante fiind gneisele biotitice cu intercalații de amfibolite.

Figura 12.2 – Imagini din timpul construcției bazinului disipator

(sursă: Hidroelectrica)

MODIFICĂRILE MORFOLOGICE ALE ALBIEI AVAL

După o perioadă de 40 ani de la punerea în funcțiune a amenajării Porțile de Fier I, geometria albiei aval de disipator a suferit modificări pe anumite zone. Fenomenul a fost accentuat în timpul viiturilor din 2005 și în special în 2006, când debitul maxim afluent a fost de 15 800 m3/s, iar durata intervalului de deversare în condiții severe a fost de aproximativ de 6 săptămâni (4 aprilie – 14 mai). Măsurătorile din anul 2007 (suprafață de 441 x 100 m) au evidențiat evoluția eroziunilor în albia fluviului Dunărea, aval de disipator, și de asemenea, au depistat apariția degradărilor în betonul de la pragul terminal al disipatorului (caverne extinse).

Eroziunea cea mai mare este situată în aval de câmpurile deversoare 8, 9, 10 și 11. În aceasta zonă predomină gnaiselei biotitice, gnaisele cuarțo – biotitice, de asemenea o participare semnificativa o au si zonele de falii. Cea mai mare adâncime a gropii eroziunale în roca de bază era de 11,44 m în aval de câmpul deversor 9. Aval de câmpul deversor 8 eroziunea era de 6,96 m, aval de câmpul deversor 10 de 10,88 m, iar aval de câmpul 11 de 10,11 m.

Figura 12.3 – Modificări morfologice aval de baraj (măsurători 2010)

O nouă campanie de măsurători s-a realizat în anul 2014 pentru a se veridica rata de evoluție a fenomenului și pentru a obține date cantitative privind cavernele din pragul disipatorului. Din compararea măsurătorilor din anul 2014 cu cele din anul 2010 au rezultat următoarele modificări ale fundului albiei:

în zona câmpurilor deversoare 10 și 11 eroziunea se întinde pe o suprafața de circa 1400 m2, diferența maximă a eroziunii față de situația din 2010 fiind de 2 m;

în zona câmpurilor deversoare 12 și 13, zona de erodare se întinde pe o suprafața circa 425 m2, diferența maximă a eroziunii față de situația din 2010 fiind de 2,5 m;

în zona câmpurilor deversoare 8 și 9, zona eroziunii are o suprafața de circa. 300 m2, diferența maxima a eroziunii față de situația din 2010 fiind de 3,5 m;

în restul zonei aval de baraj nu s-au înregistrat modificări semnificative, în unele zone fiind depistate chiar depuneri.

Figura 12.4 – Diferențe înregistrate între măsurătorile batimetrice din anii 2014 – 2010

(sursă: Hidroelectrica, 2019)

Campania de măsurători realizată în anul 2019 arată eroziunea patului râului dintre câmpurile de deversare 12 și 14, cu valori medii de circa 1 m și amplitudini maxime de până în 3 m; în adâncime, comparativ cu măsurătorile efectuate în 2014. Pentru câmpurile de deversare 7 și 8 eroziunea este de până la 2,5 m. Sedimentarea materialului a fost detectată în zona câmpului de deversare nr. 6, care are o grosime de până la 2,9 m. În zona câmpurilor 8 și 9 aceasta atinge 1,3 m, în timp ce în zona câmpurilor de deversare 9 și 10 este de până la 1,2 m.

Figura 12.5 – Diferențe înregistrate între măsurătorile batimetrice din anii 2019 – 2014

(sursă: Hidroelectrica, 2019)

Rezultatele obținute indică modificări în morfologia fundului între cele trei etape de măsurători, așa că trebuie continuată urmărirea evoluției fundului albiei, mai ales după perioada apelor mari.

Cauzele modificării morfologice ale albiei

Natura rocilor

Barajul Porțile de Fier I este amplasat într-o zona stâncoasa foarte eterogenă. La cartografierea detaliată a suprafețelor de fundare au fost stabilite 10 unități complexe în funcție de caracteristicile litologice și fizico-mecanice asemănătoare. În funcție de amploarea eroziunilor și de prezența unităților geologice inginerești a masei de rocă s-au definit cinci zone de eroziune:

zona 1 este formată de zona aval de câmpurile deversoare 1, 2 și 3 fiind caracterizată de prezența risbermei care îndepărtează eroziunea de câmpurile deversoare;

zona 2 este formată de zona aval de câmpurile deversoare 4 și 5. În aceasta zonă predomină șisturile, gnaisele biotitice șistoase și cataclazitele, cea mai mare adâncime a gropii erozionale în roca de bază fiind de 7,80 m în aval de câmpul deversor 4;

zona 3 este formată din zona aval de câmpurile deversoare 6 și 7. În această zonă predomină gnaiselei biotitice, de asemenea și zonele de falii, cea mai mare adâncime a gropii erozionale în roca de bază fiind de 7,06 m în aval de câmpul deversor 7;

zona 4 este formată din zona aval de câmpurile deversoare 8, 9, 10 și 11. În această zonă predomină gnaiselei biotitice, gnaisele cuarțo – biotitice, de asemenea o participare semnificativă o au și zonele de falii, cea mai mare adâncime a gropii erozionale în roca de bază fiind de 11,44 m în aval de câmpul deversor 9. Eroziuni sunt prezente și în aval de câmpurile 10 (10,88 m) și 11 (10,11 m);

zona 5 este formată din zona aval de câmpurile deversoare 12, 13 și 14. În această zonă predomină gnaisele biotitice, cea mai mare adâncime a gropii erozionale în roca de bază fiind de 6.58 m aval de câmpul deversor 12.

Cea mai adânca groapa erozională în roca de la bază s-a înregistrat în zona 4, cauzele geologice fiind asociate prezenței gnaiselei biotitice și probabil și fracturării rocii de bază.

Regimul deversărilor

Din analiza măsurătorilor corespunzătoare deversărilor din perioadele de ape mari ale perioadei 1972 – 2008 rezultă ca principala cauză a neuniformității în distribuția eroziunilor și profunzimea foarte mare a unora este regimul deversărilor. Regulamentul de exploatare din anul 1978, elaborat pe baza încercărilor pe model, impunea încărcarea uniformă a tuturor câmpurilor deversoare. Cu toate acestea începând cu anii 1990 manevrarea stavilelor diferă semnificativ față de manevrele reglementate în anul 1978. În primele două decenii de exploatare debitul afluent era evacuat prin majoritatea deschiderilor cu valori aproape identice. În timpul viiturilor din anii 2005 și 2006 câteva câmpuri centrale au deversat debite duble față de restul câmpurilor.

Localizarea adâncimii maxime ale eroziunii se află în strânsă legătură cu regimul de exploatare. Eroziunile cele mai mari au fost înregistrate aval de câmpurile deversante VII – X, care au fost și cele mai solicitate.

Figura 12.6 – Încărcarea câmpurilor deversoare la tranzitarea viiturilor

Datele înregistrate privind deversarea peste aceste câmpuri arată regimul deversărilor:

Câmpul deversor VIII a funcționat cel mai mult si peste acesta s-a deversat 14,87 % din volumul total de apa deversat peste baraj; acest câmp deversor este singurul care a funcționat timp de 48 ore cu debit specific de 30 m3/s/ml; in aceasta perioada celelalte câmpuri nu au funcționat.

Câmpul deversor IX a funcționat un interval de timp mai mare, cu un debit specific mare de 21,8 m3/s/ml.

Peste câmpul deversor X s-a deversat debitul mediu specific cel mai mare si debitul specific instantaneu cel mai mare (65,3 m3/s/ml, respectiv 69,6 m3/s/ml);

Câmpul deversor XI a funcționat 72 ore cu o capacitate maxima de 1.142 m3/s fiind cea mai lunga perioada de funcționare a unui singur câmp deversor la capacitatea maximă.

Figura 12.7 – Tranzitarea viiturii din luna aprilie 2006

Analiza comparativă a datelor privind eroziunile precum și debitele și volumele deversate evidențiază că cele mai adânci gropii erozionale s-au format în zonele câmpurilor deversoare prin care s-au evacuat cele mai mari debite maxime și cu cea mai mare durata a deversării. Repartizarea neuniformă a duratei și a volumelor de apa deversate pe câmpuri reprezintă principala cauză a formării adâncimilor neuniforme ale eroziunii de-a lungul câmpurilor deversoare.

CAVERNE EROZIONALE DIN PRAGUL DISIPATORULUI

Degradarea betonului aval de pragul disipator a fost pentru prima dată înregistrată în anul 1988. Măsurătorile de verificare realizate în august 2007 au localizat zone în care a fost prezentă degradarea betonului aval de disipatorul cilindric (câmpurile deversoarea 8, 9, 10, 11, 12, 13 si 14 si parțial la câmpurile 5, 7).

Figura 12.8 – Poziția cavernelor în prag

Datorită caracterului evolutiv al procesul de eroziune aval și de degradare a pintenului disipatorului, s-a realizat o nouă campanie de măsurători în anul 2010. Exista degradări la pintenul disipatorului la aproape toate câmpurile deversoare iar degradările cele mai importante au fost înregistrate la câmpul deversor 13. Degradarea feței aval a disipatorului este continuă începând cu câmpul deversor 9 până la câmpul 14. Cea mai mare adâncime a cavernei din aceasta zona a degradării este de cca 3.0 m. Lungimea totala a zonei deteriorate a feței aval a disipatorului este de circa 110 m.

Figura 12.9 – Localizarea zonelor cu degradări

Cauzele formării cavernelor

O primă cauză o reprezintă abraziunea produsă de impactul particulelor de rocă dură, desprinse din albia aval și antrenate de vârtejul rotativ care se formează aval de pragul disipatorului. O a doua cauză este cavitația inițiată de asperitățile betonului și vitezele foarte mari de curgere la decolarea de pe prag. Fenomenele de cavitație s-au amplifică odată cu formarea cavernelor în beton, având deci un caracter evolutiv.

Figura 12.10 – Dezvoltarea degradării betonului pragului disipator

Degradările betonului sunt de natura abraziva dar și de natura cavitațională, cauza primară fiind însă abraziunea. Turbulența și vârtejurile, produse la deversare în aval de prag, antrenează particule de rocă dură rezultate din eroziunea albiei aval de baraj.

Punere în siguranță a barajului

Cavernele erozionale din pinten, cu caracter evolutiv, pun în pericol siguranța barajului. Dacă prin evoluție cavernele penetrează până la galeria de drenaj aval, aceasta va fi inundată, nemaiputând fi asigurat controlul subpresiunilor de galeria aval. Creșterea subpresiunilor poate la limită periclita stabilitatea la alunecare a barajului.

Soluția de remediere a degradărilor pragului aval a disipatorului, prevăzută în studiile de specialitate, constă în:

execuția unei diafragme aval, din coloane forate secante, la circa 3 m aval de prag, care servește drept cofraj pentru plombarea cu beton a cavernelor și a blocului de beton de protecție. Diafragma, cu fundarea cu 3 m mai jos decât fundația pragului, constituie și o protecție fata de subspalare a pragului terminal în condițiile în care albia aval mai coboară prin eroziune;

betonarea cavernelor din pragul disipatorului și a spațiului între pragul disipatorului și diafragma; pentru realizarea unui corp comun cu betonul vechi se folosesc ancore și se injectează rostul dintre betonul vechi și cel nou;

protejarea cu plăci metalice a suprafeței de curgere pe zona orizontală a disipatorului și pe zona betoanelor nou turnate pentru a se evita fenomenul de cavitație.

Figura 12.11 – Soluția de remediere a degradărilor pragului aval

MODELAREA MATEMATICĂ

Modelarea matematică s-a realizat prin intermediul programului de calcul Ansys Fluent pentru calculul dinamicii fluidelor (CFD), pe 3 profile distincte bazate pe evoluția liniei erozionale aval de barajul Porțile de Fier 1.

Programul Ansys Fluent permite determinare impactului curgerii fluidului asupra mediului, realizarea modelor mono sau multi-fazice, compresibile sau incompresibile, izoterme sau reactive, reprezentând astfel o soluție complexă pentru dinamica fluidelor pentru modelarea curgerii și altor fenomene fizice conexe atât în 2D, cât și în 3D.

METODA DE MODELARE

Modelarea matematică s-a realizat pe baza unei discretizări 2D a domeniului analizat. Lungimea domeniul de calcul utilizată a fost de dimensiunile 1000 x 50 m (300 m amonte / 700 m aval), căreia i s-a atribuit o discretizare cu elemente curb-liniare având valori sub 1 x 1 m / celulă. Modelul reprezintă un model pe pași de calcul (tranzitoriu), turbulent (k-epsilon), „multiphase” (bifazic apă / aer) și „discrete phase“ pentru evaluarea eroziunii aval.

Figura 12.12 – Discretizarea domeniului de calcul

La baza realizării modelului au stat la baza datele privind geometria barajului, măsurătorile batimetrie și datele înregistrate ale debitelor, nivelurilor și încărcărilor specifice atât în amonte, cât și în aval de secțiunea de calcul. Din înregistrările hidrometrice au fost extrase condițiile de margine pentru amonte și aval după cum urmează:

pentru amonte a fost considerată viteza de curgere (m/s) raportată la lungime limitei (40 m) pentru a simula debitul tranzitat (m3/s∙ml);

pentru a aval a fost impus nivel constant (42,43 mdM), reprezentând nivelul mediu înregistrat aval de baraj.

Figura 12.13 – Debite medii înregistrate amonte de Porțile de Fier I (Orșova)

Figura 12.14 – Nivelul mediul zilnic înregistrat amonte de Porțile de Fier I (Orșova)

Figura 12.15 – Nivelul mediul zilnic înregistrat aval de Porțile de Fier I (Dr. Tr. Severin)

Figura 12.16 – Încărcări medii zilnice înregistrat în secțiunea de calcul

Pentru condiției de margine amonte a fost atribuită o concentrație de sedimente (particule), care a fost determinată ca media încărcărilor înregistrate în secțiunea de calcul. Astfel a rezultat o concentrație medie de 2000 kg/s, cu particule fine având diametrul de 0,1 mm pentru care a fost considerată o densitate de 2500 kg/m3 conform literaturii de specialitate.

Discretizarea foarte fină (elemente de maxim 1 x 1 m), lungimea domeniului de calcul (1000 m x 50 m) și pasul de timp foarte mic (0,05 s) conduc la durate ale simulărilor de circa 5 zile.

Parametrii care pot fi urmăriți cu ajutorul acestui model sunt:

Distribuția vitezelor și direcția vectorilor viteză în orice punct al discretizării;

Distribuția eroziunii rezultată în urma fenomenului de abraziune;

Distribuția debitului solid raport la diferiți parametrii (viteză, diametru etc.);

Distribuția presiunilor;

Bilanțul debitelor amonte, aval etc.

SCENARII DE CALCUL

Pentru modelare au fost utilizate un număr de 3 scenarii, pe 3 profile distincte bazate pe evoluția liniei erozionale aval de barajul Porțile de Fier 1. Pentru amonte a fost considerată o gamă mare de debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția de margine aval a constat în nivelul mediu înregistrat la stația hidrometrică Drobeta Turnu Severin, situată aval de secțiunea de calcul.

Simulare morfologie inițială

Primul scenariul va avea la bază morfologia inițială a albiei aval de disipator pentru evidențierea zonelor de eroziune. Simularea se va realiza pentru debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția aval va fi impusă ca fiind nivelul mediu înregistrat aval de secțiunea de calcul.

Figura 12.17 – Geometrie scenariul 1 – morfologie inițială

Simulare evoluție intermediară a liniei erozionale

Cel de-al doilea scenariul va avea la bază morfologia albiei aval rezultată în urma măsurătorilor batimetrice, fiind considerată ca o adâncime medie a eroziunii. Simularea se va realiza pentru debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția aval va fi impusă ca fiind nivelul mediu înregistrat aval de secțiunea de calcul.

Figura 12.18 – Geometrie scenariul 2 – linie erozională intermediară

Simulare situație actuală a liniei erozionale

Scenariul nr. 3 va avea la bază morfologia albiei aval rezultată în urma măsurătorilor batimetrice, fiind considerată ca o adâncime medie a eroziunii. Simularea se va realiza pentru debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția aval va fi impusă ca fiind nivelul mediu înregistrat aval de secțiunea de calcul.

Figura 12.19 – Geometrie scenariul 3 – linie erozională actuală

În urma simulărilor se vor extrage hărțile vectorilor vitezelor, zonelor de eroziune precum și distribuția debitului solid cu vitezele aferente.

REZULTATE MODELARE

SIMULARE MORFOLOGIE INIȚIALĂ

Primul scenariul are la bază morfologia inițială a albiei aval de disipator pentru evidențierea zonelor de eroziune. Simularea a fost realizată pentru debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția aval impusă ca fiind nivelul mediu înregistrat în aval.

Figura 12.20 – Distribuția volumul de apă pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.21 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.22 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.23 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.24 – Vectorii viteză pentru un debit de 15 mc/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.25 – Vectorii viteză pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.26 – Vectorii viteză pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.27 – Vectorii viteză pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.28 – Distribuția particulelor pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.29 – Distribuția particulelor pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.30 – Distribuția particulelor pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.31 – Distribuția particulelor pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.32 – Zonele de eroziune pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.33 – Zonele de eroziune pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.34 – Zonele de eroziune pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie inițială

Figura 12.35 – Zonele de eroziune pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie inițială

SIMULARE EVOLUȚIE INTERMEDIARĂ A LINIEI EROZIONALE

Scenariul nr. 2 are la bază morfologia albiei aval rezultată în urma măsurătorilor batimetrice, fiind considerată ca o adâncime medie / intermediară a eroziunii. Simularea a fost realizată pentru debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția aval impusă ca fiind nivelul mediu înregistrat aval de secțiunea de calcul.

Figura 12.36 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.37 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.38 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.39 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.40 – Vectorii viteză pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.41 – Vectorii viteză pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.42 – Vectorii viteză pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.43 – Vectorii viteză pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.44 – Distribuția particulelor pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.45 – Distribuția particulelor pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.46 – Distribuția particulelor pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.47 – Distribuția particulelor pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.48 – Zonele de eroziune pentru un debit de 15 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.49 – Zonele de eroziune pentru un debit de 30 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.50 – Zonele de eroziune pentru un debit de 45 m3/s∙ml – profil intermediar

Figura 12.51 – Zonele de eroziune pentru un debit de 65 m3/s∙ml – profil intermediar

SIMULARE SITUAȚIEI ACTUALĂ A LINIEI EROZIONALE

Scenariul nr. 3 are la bază morfologia albiei aval rezultată în urma măsurătorilor batimetrice, fiind considerată ca o adâncime medie a eroziunii. Simularea a fost realizată pentru debite pornind de la 10 m3/s∙ml până la 65 m3/s∙ml, cu încărcarea medie înregistrată de 2000 kg/s și specificațiile particulelor aluvionare menționate anterior. Condiția aval impusă ca fiind nivelul mediu înregistrat aval de secțiunea de calcul.

Figura 12.52 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.53 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.54 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.55 – Distribuția volumului de apă pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.56 – Vectorii viteză pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.57 – Vectorii viteză pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.58 – Vectorii viteză pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.59 – Vectorii viteză pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.60 – Distribuția particulelor pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.61 – Distribuția particulelor pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.62 – Distribuția particulelor pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.63 – Distribuția particulelor pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.64 – Zonele de eroziune pentru un debit de 15 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.65 – Zonele de eroziune pentru un debit de 30 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.66 – Zonele de eroziune pentru un debit de 45 m3/s∙ml – morfologie actuală

Figura 12.67 – Zonele de eroziune pentru un debit de 65 m3/s∙ml – morfologie actuală

CONCLUZII

Studiul de caz a urmărit determinarea problemelor legate de fenomenul de eroziunea ale albiei aval barajului Porțile de Fier I, care s-au format în decursul perioadei de exploatare. Consecințele cele mai importante ale fenomenului de eroziune sunt cavernele erozionale din pintenul bazinului disipator, care eu caracter evolutiv și pot pune în pericol siguranța barajului.

Modelarea fenomenului de abraziune este un proces complex, datorită faptului că datele utilizate pentru simulare sunt extrem de sensibile la o gamă foarte largă de parametri fizici. Există numeroase programe de calcul prin care se poate realiza modelarea morfologia albiei (coezivă – nămol / necoezivă – nisip), însă acestea nu pot oferi o evaluare a impactului fenomenului de eroziune prin abraziune pentru suprafețele cu rezistență ridicată (roci, beton etc.).

Cu ajutorul programului de calcul Ansys Fluent, pentru dinamica fluidelor, au fost realizate modele matematice pentru evaluarea calitativă a zonelor în care se produce eroziunea (prin abraziune), pentru diferite profile ale albiei aval (morfologie inițială, intermediară și actuală).

Simulările au evidențiat că fenomenul de eroziune se află în strânsă legătură cu debitele deversate și morfologia albiei aval. Simularea condiției actuale, cu adâncimea erozională maximă, indică faptul că procesul de modificarea a geometriei albiei se va stabiliza. Cu toate acestea degradările betonului pintenului aval prezintă un caracter dinamic și evolutiv, datorită turbulențelor și a vârtejurilor, produse la deversare.

O primă cauză a formării adâncimilor neuniforme ale eroziunii de-a lungul câmpurilor deversoare o reprezintă repartizarea neuniformă a duratei și a volumelor de apa deversate. Adâncimile cele mai importante s-au în zonele câmpurilor deversoare prin care s-au evacuat cele mai mari debite maxime și cu cea mai mare durata a deversării. O altă cauză în ceea ce privește distribuția eroziunilor poate fi erodabilitatea diferită a rocii aval de baraj. Harta geologică a zonei aval de baraj indică că în dreptul fiecărui câmp deversor se întâlnesc diferite grade reprezentative a rocilor, cu rezistențe diferite la eroziune.

Este recomandată monitorizarea continuă a evoluției eroziunilor albie în aval de disipator și modificarea modului de repartizare a deversărilor astfel încât să fie distribuite cât mai uniform pe toate cele 14 câmpuri deversante.

BIBLIOGRAFIE

Administrația Bazinală de Apă Argeș-Vedea (2011). Amenajarea hidrotehnică Pitești.

Annandale, G., Morris, G., Karki, P. (2016). Extending the life of reservoirs, sustainable sediment management for dams and run-of-river hydropower. International Bank for Reconstruction and Development / The World Bank

Băloiu, V. (1971). Gospodărirea apelor. Editura Didactică și Pedagogică, București.

Cioc, D. (1975). Hidraulică. Editura Didactică și Pedagogică, București.

Dimache, G. Evaluarea stării de siguranță în exploatare a acumulării Crivina – Ogrezeni, Vol. 1, Vol. 2, Vol. 3, Vol. 4, Vol. 5. București

Dumitrescu, D., Pop, A. R. (1969). Manualul inginerului hidrotehnician – Volumul I. Editura Tehnică, București.

Dumitrescu, D., Pop, A. R. (1970). Manualul inginerului hidrotehnician – Volumul II. Editura Tehnică, București.

Energoprijekt – Hidroinzinjering (2010). Expertiza stării disipatorului a barajului deversor SHEN Porțile de Fier I cu propunere de măsuri pentru protecția suplimentară, Belgrad

Giurma, I. (1983). Studiul influenței bazinelor de recepție asupra procesului de colmatare din lacurile de acumulare mijlocii și mici. Hidrotehnica.

Giurma, I., Stănilă Al. (1988). Contribuții la dimensionare și protecție împotriva colmatării. Iași

Giurma, I. (1997). Colmatarea lacurilor de acumulare. Ed. H*G*A*, București.

Institutul Național de Hidrologie și Gospodărire a Apelor (2016). Studiu batimetric acumulare Pucioasa.

Institutul National de Cercetare Dezvoltare pentru Geoelogie si Geoecologie GEOECOMAR (2019). Măsuri de protecție suplimentară a disipatorului barajului deversor Porțile de Fier I – Etapa I Studii de teren. București

International Committee of Large Dams (2017). General report – Reservoir sedimentation and sustainable developement, Praga.

International Committee of Large Dams (2018). General report – Reservoir sedimentation and sustainable developement, Viena.

Ionescu, F. (1971). Studiul mișcării aluviunilor. București.

Ionescu, F. (1974). Modelarea matematică a sedimentării acumulărilor. București.

Jelev, I. (1992). Conferința Națiunilor Unite pentru mediu și dezvoltare, Rio de Janeiro, June 1992. Revista Mediul Înconjurător, vol. III, nr. 4.

Kiselev, P.G. (1988). Îndreptar pentru calcule hidraulice. Editura tehnică, București.

Mateescu, C. (1963). Hidraulică. Editura Didactică și Pedagogică, București.

Miotiu, C., Marin, G (1999). Regularizarea albiilor râurilor. Îndrumător de proiectare. Ed. BREN, București.

Miotiu, C., Marin, G (1999). Ingineria râurilor. Regularizarea râurilor și îndiguiri. Ed. BREN, București.

Morris, G., Fan, J. (2009). Reservoir sedimentation handbook. Design and management of dams, reservoirs, and watershed for sustainable use.

Novak, D., Popescu, M. (2013). Soluție tehnică pentru remedierea eroziunilor apărute la disipatorul de energie al barajului deversor Porțile de Fier I. Hidrotennica, vol. 58.

Pietraru, V. (1970). Calculul infiltrațiilor. Editura Ceres, București.

Popa, R. (1997). Elemente de hidrodinamica râurilor. Ed. Didactică și Pedagogică, București.

Popescu, C. (2012). Evaluarea rezultatelor principiilor metodei acustice de înaltă rezoluție și a aparaturii aferente propuse pentru măsurarea / caracterizarea volumelor și tipurilor de sedimente transportate în suspensie de către răuri precum și a grosimii straturilor sedimentare. Universitatea Tehnică de Construcții București.

Popescu, C. (2012). Proceduri de prioritizare, identificare si trasare a ariilor tehnologice in domeniul aparaturii pentru caracterizarea hidrodinamicii sedimentelor. Universitatea Tehnică de Construcții București.

Popovici, A. (2000). Dams in Romania. Romanian International Committee on Large Dams, Monitorul oficial, București

Popovici, A. (2010). Expertiza stării disipatorului barajului deversor de la Porțile de Fier I cu propunere de măsuri pentru protecție suplimentară. București

Prișcu, R. (1974). Construcții Hidrotehnice – Volumul I. Editura Didactică și Pedagogică, București.

Prișcu, R. (1974). Construcții Hidrotehnice – Volumul II. Editura Didactică și Pedagogică, București.

Rădoane, M., Ichim, I., Dumitriu, D. (2002). Geomorfologie. Editura Universității Suceava.

Răzvan, E. (1974). Ecuația mișcării neuniforme a unui curent de densitate cu aplicare la prevenirea sedimentării acumulărilor. Editura Academiei.

Răzvan, E. (1974). Despre sedimentarea acumulărilor

S.H. BUZĂU (2010). Soluții pentru stoparea fenomenelor de eroziune, aplicate la A.H.E. Călimănești și A.H.E. Movileni. Seminarul Siguranța în exploatare și eficientizarea producției de energie în Hidroelectrica, Alba Iulia.

Stematiu, D., Păunescu D. (2003). Slope stability of large reservoir banks. Slope instability in the Sacele dam hightening conditions. Proc. of VIIth Benchmark Workshop on Numerical Analysis of Dams. București.

Stematiu, D. (2008). Mecanica rocilor pentru constructori. Conspress București

Stematiu, D. (2011). Expertiza starii disipatorului barajului deversor Portile de Fier I faza II . Studiul de fezabilitate – Punct de vedere al consultantului roman.

Stematiu, D., Popovici, A., Covaceanu, D. (2012). Foundation Aging Phenomena for some Romanian Dams. Transactions of 24 Congress on Large Dams, Q95, R10, Kyoto.

Stematiu, D. (2016). Evaluarea stării de siguranța in exploatare pentru AHE Movileni.

Strand, R,, Pemberton, E. (1982). Reservoir sedimention. Denver, Colorado

Shi Ren, Hinge Hu, Man Zhou (2018). Research on sedimentation and measures of sedimentation reduction in Three Gorges Reservoir. ICOLD, Viena.

Ujvari, I. (1972). Geografia apelor. Editura științifică, București.

Universitatea Tehnică de Construcții București (2016). Evaluarea volumelor de material în suspensie evacuate în râul Dambovița de Casetă și SEAU Glina și stabilirea frecvenței optime de curățare a depunerilor.

Vladimirescu, I. (1978). Hidrologie. Editura Didactică și Pedagogică, București.

Wolfert, H.P. (2001). Geomorphological change an driver rehabilitation. Alterra green world research, Wageningen

LISTĂ DE LUCRĂRI ȘI PUBLICAȚII:

Popescu, C., Laurențiu, L. (2017). Analysis of river morphology in the downstream area of an urban dam and river segment. International Committee of Large Dams

Popescu, C., Laurențiu, L. (2018). Analysis of multi-purpose reservoirs subjected to heavy sediment deposits. International Committee of Large Dams

Popescu, C., Laurențiu, L. (2018). Mathematical modelling and interpretation of results for siltation phenomena of rivers in the vicinity of reservoirs. EENVIRO