Sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc pentru iazurile de decantare din industria minieră Conducător științific Prof. Dr. Ing…. [304079]

UNIVERSITATEA DIN BUCUREȘTI

Facultatea de Geologie și Geofizică

TEZĂ DE DOCTORAT

Sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare

de risc pentru iazurile de decantare

din industria minieră

Conducător științific

Prof. Dr. Ing. Cristian Mărunțeanu

Doctorand: [anonimizat]. Banu Diana Maria

BUCUREȘTI

2016

UNIVERSITATEA DIN BUCUREȘTI

Facultatea de Geologie și Geofizică

Titularul prezentei teze de doctorat a beneficiat pe perioada studiilor universitare de doctorat de o bursă atribuită prin proiectul „[anonimizat], Mediului și Pământului”, [anonimizat]/159/1.5/S/133391, proiect cofinanțat din Fondul Social European prin Programul Operațional Sectorial pentru Dezvoltarea Resurselor Umane 2007 – 2013.

TEZĂ DE DOCTORAT

Sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare

de risc pentru iazurile de decantare

din industria minieră

Conducător științific

Prof. Dr. Ing. Cristian Mărunțeanu

Doctorand: [anonimizat]. Banu Diana Maria

BUCUREȘTI

2016

[anonimizat]. [anonimizat] a tezei de doctorat.

[anonimizat]. Ing. [anonimizat]. [anonimizat]. Ing. [anonimizat].

Doresc să mulțumesc în mod deosebit domnului Dr. Ing. Sorin Ovidiu Mihai pentru răbdarea cu care a [anonimizat], suportul și încurajarea acordate pe parcursul acestor trei ani de cercetare științifică.

[anonimizat], sprijinul și iubirea acordate.

[anonimizat]-au dăruit din cunoștințele lor și care au clădit în mine dragostea și respectul pentru muncă.

[anonimizat], prin activitățile sale specifice (explorare, exploatare, procesare), afectează în mod direct mediul înconjurător prin modificarea reliefului și a [anonimizat] a terenurilor, [anonimizat], [anonimizat], [anonimizat] a vibrațiilor etc (Răducă 2010).

[anonimizat] a [anonimizat] (Vick 1990). [anonimizat], [anonimizat], [anonimizat], [anonimizat], [anonimizat].

[anonimizat], cât și prin conținutul său. O breșă în barajul unui iaz de decantare va elibera, în marea majoritate a cazurilor, o cantitate foarte mare de steril ce poate fi puternic contaminat cu compuși toxici proveniți din activitățile de procesare.

Stabilirea operațiunilor de proiectare și management corespunzătoare reprezintă o provocare, deoarece factorii care contribuie la stabilitatea acestor iazuri, precum și condițiile de funcționare ale iazurilor, pot suferi modificări de-a lungul timpului.

Creșterea gradului de conștientizare socială cu privire la riscurile și responsabilitățile asociate existenței pe termen lung a acestor depozite, impune obligativitatea asigurării siguranței acestor construcții, prin cunoașterea, înțelegerea și monitorizarea fenomenelor ce pot genera instabilități în corpul iazului.

Până acum câteva decenii, pentru barajele iazurilor de decantare erau aplicate principiile ingineriei geotehnice de proiectare a barajelor de retenție a apelor, ignorând incertitudinile modelului, incertitudini prezente la nivelul caracteristicilor fizico-mecanice ale materialului iazului.

De peste jumătate de secol, la evaluarea stabilității taluzelor și a barajelor iazurilor de decantare miniere sunt utilizate metodele clasice de modelare: modelarea numerică și cea analitică. Timpul a demonstrat că utilizarea acestor metode nu a reușit întotdeauna să permită predicția de formare a unor breșe și astfel, a apărut nevoia de înțelegere mai aprofundată a acestor sisteme în vederea unei proiectări și funcționări cu un grad sporit de siguranță.

Apare, prin urmare, abordarea probabilistică (Metoda Monte Carlo, Metoda Hypercubului Latin, Metoda Estimării Punctuale etc) ce ia în calcul aspecte noi, ignorate complet de către metodele clasice: incertitudinea și anizotropia parametrilor materialului steril din iaz.

Dacă la nivel internațional, în ultimii ani, aceste noi metode și-au dovedit pe deplin utilitatea, aducând un aport de informații celor obținute prin metode clasice, în România, la momentul actual, la calculul stabilității barajelor iazurilor de decantare sunt încă utilizate exclusiv metode analitice și numerice.

Această lucrare își propune, să integreze, pentru prima dată la nivel național, pentru un iaz de decantare din România, abordări probabilistice metodelor clasice. În plus, prin aplicarea metodelor analitice, numerice și, complementar a celor probabilistice și prin coroborarea tuturor rezulatelor obținute, se urmărește obținerea unui sistem integrat de modelare și monitorizare a fenomenelor generatoare de risc ce pot afecta stabilitatea unui iaz de decantare.

Scopuri și obiective

Metodele clasice de evaluare a stabilității taluzelor iazurilor de decantare, precum metoda analitică a echilibrului limită (LEM) și metoda numerică a elementului finit (FEM) sunt folosite pentru calcularea factorului de siguranță, fără a lua, însă în calcul faptul că proprietățile materialelor variază în corpul iazurilor.

În ultimul deceniu, s-a încercat încorporarea aceastei incertitudini inerente a proprietăților materialului din corpul iazurilor în analizele de stabilitate pentru în scopul calibrării modelele folosite, modele care trebuie să fie în măsură să identifice parametrii critici ce influențează stabilitatea iazului de-a lungul întregului său ciclu de viață (proiectare, construcție, funcționare, ecologizare). Aceste noi metode poartă denumirea de metode stocastice, statistice sau probabilistice.

Cercetarea efectuată la realizarea acestei teze prezintă un nou cadru pentru analiza stabilității iazurilor de decantare, în care metode probabilistice sunt aplicate unor modele numerice sau analitice, noutatea constând deci, în abordarea probabilistică a problematicii modelării fenomenelor generatoare de risc, aplicată abordării clasice (Tarek 2013).

Rezultatele privind stabilitatea iazului în condiții statice și pseudo-statice, rezultate ce vor fi obținute prin metodele clasice, deși utile și precise, vor fi confirmate, eventual îmbunătățite, completate de către rezultatele obținute prin metodele probabilistice integrate celor clasice, permițând, în final, crearea unui sistem integrat de modelare a fenomenelor de risc ce pot afecta iazurile de decantare din industria minieră.

Lucrarea de față își propune, așadar, să întocmească un sistem complex de modelare a fenomenelor declanșatoare de risc ce pot afecta un iaz de decantare minier (iazul Tărnicioara, cariera Ostra, județul Suceava, România), sistem realizat prin interconectarea rezultatelor obținute prin metodele clasice cu cele rezultate prin modelările probabilistice și utilizarea informațiilor astfel obținute în scopul monitorizării acestor fenomene, prin implementarea unor sisteme de atenționare și alarmare.

Punctul de plecare pentru întocmirea acestui sistem, va fi obținerea parametrilor fizico-mecanici ai materialului steril din corpul iazului, parametrii obținuți prin metode de investigare directe și indirecte. Al doilea pas va consta în modelarea clasică și probabilistică a acestor parametrii în scopul evaluării fenomenelor ce pot afecta negativ stabilitatea iazului (instabilitatea barajului, creșterea presiunii apei din pori, lichefierea etc).

Acest sistem, în unitatea lui, poate contribui la o mai bună monitorizare a fenomenelor de risc, prin impunerea unor nivele de atenționare / alarmare, alături de rețeaua de monitorizare deja existentă, el putând fi aplicat în mod particularizat oricărui alt iaz de decantare, cu scopul modelării, evaluării și monitorizării celor mai multe dintre fenomenele generatoare de risc ce îl pot afecta de-a lungul existenței sale.

Elementele de noutate și principalele contribuții propuse

Prin intermediul acestei lucrări se dorește realizarea unui sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare de instabilității pentru un studiu de caz, sistem ce va putea ulterior să fie aplicat particularizat oricărui iaz de decantare.

Pentru a putea realiza acest lucru se impune aplicarea metodelor relativ noi (însă neutilizate pe plan național până la ora actuală) asupra studiului de caz ales: metodele probabilistice. Aceste metode noi iau în considerare aspecte ale caracteristicilor materialului steril ignorate de către abordările clasice, precum anizotropia și incertitudinea.

Un alt element de noutate constă în integrarea sistemică a tehnologiei de teledetecție InSAR în modelarea numerică a fenomenelor generatoare de risc prin calibrarea datelor de deplasare verticală cu datele corespondente din modelul cu elemente finite și datele obținute din rețeaua de monitorizare. În acest fel datele primare obținute din mai multe surse pot fi utilizate în mod eficient în predicția finală a fenomenelor generatoare de risc la alunecare.

În final, mai trebuie menționat că, în Strategia procesului de închidere, reconstrucție ecologică și activități post-închidere pentru perioada 2010-2020 una dintre măsurile prioritare propuse este crearea unui Sistem Național Integrat de Monitorizare a Impacturilor de Mediu (SNIMIM) pentru siturile afectate de activitățile miniere, ca instrument eficient de monitorizare, control și reabilitate în situații de urgență și crearea unei platforme de integrare a acestui sistem național la un Sistem European de Reacție pentru Situațiile de Urgență (SCERSU). Prezenta lucrare își propune să vină în întâmpinarea acestei inițiative, prin integrarea sistemului de modelare a fenomenelor generatoare de risc rezultat în cadrul unui viitor sistem național integrat de monitorizare.

Structura tezei

Prezenta lucrare este structurată în opt capitole.

Capitolul 1 este introductiv și debutează cu stabilirea scopului și obiectivelor acestei teze și se încheie cu o scurtă prezentare a structurii acesteia.

Capitolul 2 conține o descriere generală a iazurilor de decantare din industria minieră, cu prezentarea principalelor clasificări ale acestora pe baza caracteristicilor (constructive, de amplasare, de conținut etc), continuând cu descrierea principalelor elemente constituente ale acestor construcții. Capitolul se încheie cu o descriere a etapelor de existență ale iazurilor, cu o prezentare succintă a principalelor fenomenelor generatoare de risc, a incidentelor în care sunt implicate raportate la aceste fenomene și a efectelor negative generate de aceste iazurile de decantare miniere asupra mediului înconjurător.

Capitolul 3 prezintă aspecte teoretice privind metodele de calcul ale stabilității iazurilor, debutând cu prezentarea istoricului, caracteristicilor și a principiului general de calcul a metodelor analitice (metoda generalizată a echilibrului limită, metoda Morgenstern-Price, metoda Spencer, metoda Bishop simplificată, metodele Janbu simplificată și generalizată, metodele echilibrului forțelor), numerice (metoda elementului finit) și probabilistice (metoda estimării punctuale, metoda Monte Carlo) ce vor avea aplicabilitate în cadrul prezentei lucrări. În cadrul acestui capitol, o atenție sporită se acordă integrării metodelor probabilistice metodelor deterministe de evaluare a stabilității iazurilor de decantare și avantajelor utilizării acestor metode stocastice.

Capitolul 4 descrie metodele de achiziție, prelucrare și corelare a parametrilor utilizați la modelarea stabilității iazului de decantare Tărnicioara, în funcție de cele două tipuri de investigare: directă (forajele hidrogeotehnice, testele de laborator și interferometria radar satelitară) și indirectă (metoda rezistivității electrice), cu descrierea principiului de calcul al interferometriei InSAR și al principiului de achiziție și de interpretare a metodei de rezistivitate electrică, precum și a avantajelor utilizării și aplicabilității acestor metode de investigare). Parametrilor obținuți prin aceste metode de investigare li se adaugă un volum mare de date obținute din rețeaua existentă de monitorizare a iazului.

Capitolul 5 oferă o prezentare generală a iazului de decantare ales ca studiu de caz, plecând de la localizarea amplasamentului, geomorfologia, geologia, hidrologia, hidrogeologia, caracteristicile climatice și seismice ale zonei și continuând cu caracteristicile generale ale iazului și cu un scurt istoric al activității acestuia.

Capitolul 6 prezintă investigațiile efectuate pe iazul de decantare Tărnicioara și parametri fizico-mecanici obținuți: 2 foraje geotehnice, teste efectuate în laborator geotehnic autorizat pentru cele 25 de probe prelevate din aceste foraje, 16 profile de rezistivitate electrică (localizate în trei zone: plaja iazului, barajul principal și unul dintre barajele secundare) și măsurători de teledetecție InSAR efectuate pe întreaga suprafață a iazului. Acestui volum de date li se adaugă și informații obținute din rețeaua existentă de înclinometre și piezometre ale iazului.

Capitolul 7, având un impresionant volum de date referitor la parametrii fizico-mecanici ai materialului steril și nivelul hidrostatic din corpul iazului, obținut în urma investigațiilor descrise în capitolul anterior, trece la realizarea sistemului integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc pentru studiul de caz ales, interpretând, comparând și coroborând rezultatele obținute în urma aplicării metodelor clasice cu cele obținute prin metode probabilistice. Capitolul se încheie cu o prezentare structurată a rezultatelor obținute în urma modelării fenomenelor generatoare de instabilitate în corpul iazului de decantare Tărnicioara.

Capitolul 8 concluzionează prezentând avantajele aplicării acestui sistem integrat de modelare a fenomenelor ce pot declanșa instabilități în corpul iazurilor de decantare din industria minieră, pentru o mai bună monitorizare a parametrilor și implicit a fenomenelor de hazard ce generează și eventual, prevenire a potențialelor dezastre, subliniind contribuțiile personale aduse.

Schema logică a structurii lucrării împărțită pe cele 8 capitole, ce urmărește construirea sistemului integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc particularizat pentru studiul de caz ales, este prezentată în figura următoare:

Figura 1.1 Schema obținerii sistemului integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc propusă

Iazurile de decantare din industria minieră

Prelucrarea minereurilor extrase constă în numeroase proceduri precum: zdrobire, măcinare, percolare, concentrare, încălzire, deshidratare, în urma cărora rezultă materialul steril (Vick 1983).

După modul de transport și stocare al acestui material steril, depozitele de deșeuri din industria minieră se clasifică în:

halde (depozitare și stocare în stare uscată )

iazuri (depozitare în amestec cu apă – transportul sterilului de face prin decantare gravitațională sau prin hidrociclonare)

Iazurile de decantare sunt construcții hidrotehnice de retenție, de tip permeabil sau semipermeabil, având ca obiectiv retenția în condiții de maximă siguranță a sterilului minier și evacuarea tuturor debitelor de apă din amplasamente (Răducă 2010).

Conform H.G. nr. 856/13.08.2008, un iaz de decantare este o configurație naturală sau o amenajare tehnică utilizată pentru depozitarea deșeurilor cu granulație fină (steril de procesare), împreună cu cantități variabile de apă liberă, rezultate din tratarea resurselor minerale și din limpezirea și recircularea apei de proces.

Astfel, iazurile de decantare din industria minieră servesc la depozitarea în amestec de apă a produselor neutilizabile (steril) provenite din procesul de extracție și procesare. În majoritatea cazurilor, materialul rezultat în urma procesării este pompat hidraulic printr-un sistem de conducte dispuse la periferia barajului (figura 2.1), acesta curge apoi spre centrul bazinului unde are loc o separare prin decantare a fracțiunii solide (materialul grosier) de cea lichidă (apa limpezită), colectată printr-un sistem de evacuare (o rețea de sonde inverse) și trimisă în rețeaua hidrografică regională, eventual după un tratament de epurare (Vanden Berghe 2011).

Construcția unui baraj debutează cu executarea unui baraj inițial, care poate avea o înălțime inițială de doar câțiva metri. Barajul inițial este supraînălțat treptat, o dată cu creșterea cantității de steril depozitat (figura 2.1).

Figura 2.1 Profilul unui iaz de decantare (Vanden Berghe 2011)

Elementele componente ale unui iaz de decantare

Principalele elemente componente ale unui iaz de decantare sunt (Ordinul comun 103/2002, 705/2008, 1292/2002) (figura 2.2):

Barajele sau digurile inițiale care delimitează, pe tot conturul sau pe o parte din acesta, suprafața pe care are loc procesul de decantare a tulburelii, în vederea obținerii unei ape "limpezite", acestea determină suprafața de depozitare a sterilului sedimentat (la barajele cu înălțare “spre exterior” depozitul de steril se întinde și în afara acestei limite).

Sistemul de distribuție prin care se descarcă în iaz, în zona dorită, tulbureala de steril.

Sistemele de colectare și evacuare a apei limpezite, cu dirijarea lor spre punctul de descărcare în emisar, spre stația de epurare chimică, spre sistemele de recirculare a apei etc.

În plus față de principalele elemente prezentate mai sus, un iaz de decantare mai poate avea, în funcție de situațiile specifice ale fiecărui amplasament, în conformitate cu prevederile din proiecte și cu adaptările la condițiile apărute în timpul exploatării, următoarele obiecte și lucrări anexe (Ordinul comun 103/2002, 705/2008, 1292/2002):

Lucrări de degajare – eliberare a terenului pe care se amplasează iazul de decantare: strămutări de obiective existente, devieri de trasee, devieri de cursuri de apă, îndepărtarea pământului vegetal etc.

Lucrările de protecție a iazului de decantare față de apele de suprafață din zonă, inclusiv față de pătrunderea acestor ape în iazul de decantare.

Construcții pentru deservirea exploatării: casă-adăpost pentru personal, punct sanitar de prim-ajutor; magazie de materiale, șopron pentru utilaje și unelte; platforme pentru depozitarea materialelor etc.

Împrejmuirea depozitului de steril sau a unora dintre lucrări, fie pentru protejarea lor, fie pentru protecția împotriva accidentelor.

Iluminatul punctelor de exploatare în timpul nopții.

Alimentarea cu energie electrică a consumatorilor din incinta iazului de decantare, inclusiv a unor stații de pompare, trolii electrice, aparate de sudură etc.

Drumuri și căi de acces necesare personalului și utilajelor de exploatare.

Figura 2.2 Principalele elemente componente ale unui iaz de decantare (Răducă 2010)

Caracteristicile și clasificarea iazurilor de decantare din industria minieră

Iazurile de decantare pot fi grupate pe clase în funcție de mai multe criterii, dintre care cele mai importante sunt (Ordinul comun 103/2002, 705/2008, 1292/2002):

După specificul amplasamentului

Iazuri de decantare “de vale” (figurile 2.3 și 2.6) – sunt realizate prin bararea unei văi, iar sterilul se reazemă pe versanții naturali.

iaz de decantare de vale “deschis” – există un singur baraj amplasat în aval, iar depozitul de steril este amplasat în amonte de baraj, cursul de apă al văii intră în iaz,

iaz de decantare de vale “cu baraj de coadă” – un al doilea baraj limitează depozitul de steril spre amonte și servește la devierea cursului de apă, care nu mai pătrunde în iaz.

Figura 2.3 Iazuri de vale simple (stânga) sau multiple (dreapta) – vedere în plan (Vick 1990)

Barajul din aval sau “principal” se înalță progresiv în timpul exploatării; cel de coadă poate fi construit, după caz, la cota finală sau poate fi și el înălțat în timp. Lungimea digului de contur este rareori sub 60% din perimetrul depozitului de steril.

Această configurație necesită puțin materialul de umplere și, prin urmare, este favorizată din motive economice. Este de preferat ca acest tip de iaz să fie amplasat cât mai aproape de izvoarele rețelei hidrografice pentru a reduce la minimum eventualele inundații.

Iazuri de decantare “de coastă” (figurile 2.4 și 2.6) – situate la baza unui versant (barajul este construit pe 3 laturi), iar depozitul de steril reazemă pe o parte din perimetru pe un versant natural.

Figura 2.4 Iazuri de coastă simple (stânga) sau multiple (dreapta) – vedere în plan (Vick 1990)

Această configurație este optimă pentru pante mai mici de 10%.

Construcția pe pante abrupte necesită mult mai mult volum de umplere pentru a atinge un volum de depozitare suficient. Digul de contur, construit inițial și înălțat pe parcursul exploatării, pornește de la versant și se închide pe versant.

În cazul în care rețeaua hidrografică impune realizarea unui bazin de drenaj prea complex (în cazul unui iaz de decantare de vale) și panta terenului este prea abruptă (pentru un iaz de decantare de coastă), se poate lua în considerare combinarea celor două modele (figura 2.5).

Figura 2.5 Model combinat de iazuri simple (stânga) sau multiple (dreapta) – vedere în plan (Vick 1990)

Iazuri de decantare “de câmp” (de șes) (figura 2.7) – amplasate pe terenuri orizontale sau ușor înclinate. Digul se construiește în timpul exploatării, pe tot conturul depozitului de steril, formându-se o incintă închisă, limitată pe întregul perimetru de un taluz construit și nu natural. Astfel lungimea digului de contur se întinde pe 100% din perimetrul depozitului de steril. Materialul folosit la îndiguire este, de regulă, material local, excavat din incinta iazului.

Iazuri de decantare realizate în depresiuni închise pe tot conturul.

Depresiunile pot fi:

naturale (doline naturale închise la bază, lacuri sau chiar mări) sau

artificiale (cariere de balast sau de minereuri cu exploatare sistată).

Depozitul de steril se caracterizează prin faptul că nu are nicăieri contur liber, unde să fie delimitat de un taluz construit.

Figura 2.6 Iazuri de decantare de vale sau de coastă – vedere în secțiune (Răducă 2010)

Figura 2.7 Iazuri de decantare de câmp – vedere în secțiune (Răducă 2010)

După caracteristicile materialului de depozitat

Iazuri de decantare pentru depozitarea reziduurilor relativ grosiere, în care fracțiunea de peste 0,074 mm reprezintă cel puțin 10 12% din total, formând o tulbureală care se limpezește de la sine prin decantare, fără adaosuri de coagulare – aglutinare, sterilul având caracteristici mineralogice care nu se alterează rapid. Îndeplinirea tuturor acestor condiții (granulația grosieră, sedimentarea fără floculanți și ne-alterabilitatea) permite utilizarea unei părți din steril pentru construirea digurilor de înălțare a iazului de decantare, fie fără adaosuri de alte materiale, fie cu un eventual adaos în cantități mici de material de împrumut.

Iazuri de decantare, pentru depozitarea materiilor reziduale care nu îndeplinesc cel puțin una din condițiile de mai sus denumite în acest caz “bataluri”. În acest caz, caracteristicile sterilului depus nu asigură posibilitatea utilizării lui pentru umpluturi stabile și în consecință barajul sau digurile care limitează depozitul de steril se pot construi, pe toată înălțimea, numai din alt material.

După clasa și categoria de importanță

Iazurile de decantare fiind construcții hidrotehnice de retenție sunt încadrate în clase de importanță și categorii de importanță. Încadrarea în clase de importanță de la I la IV, se realizează conform STAS 4273-83 în funcție de categoria lor, de durata de exploatare proiectată și de rolul iazului în cadrul exploatării miniere.

Încadrarea în categorii de importanță a iazurilor de decantare se realizează conform NTLH-021 și este utilizată în mod expres pentru (Răducă 2010):

stabilirea tipului de urmărire – specială sau curentă – care trebuie aplicată unui anumit tip de lucrare;

stabilirea listei cuprinzând lucrările hidrotehnice care intră sub incidența reglementărilor privind sistemul de urmărire a siguranței, inclusiv a competențelor de autorizare și control, în conformitate cu ordinele emise de organele competente;

ierarhizarea lucrărilor hidrotehnice, în vederea stabilirii programului de evaluare a stării de siguranță în exploatare a acestora.

După modul de înălțare a digurilor (barajului) care limitează depozitul de steril (ICOLD 1996):

cu "înălțare spre interior" (sau "spre amonte") (figura 2.8), caz în care digurile succesive de înălțare se construiesc din steril depus peste plaja de steril sedimentat în etapa precedentă. Materialul pentru digurile de înălțare poate fi prelevat din plajă, obținut prin hidrociclonarea tulburelii sau poate fi preluat din gropi de împrumut din afara amplasamentului iazului. Caracteristica de bază a acestui sistem constă în faptul că stabilitatea întregului depozit este determinată de proprietățile geomecanice ale sterilului sedimentat sau ale materialului de împrumut. Este cea mai rentabilă metodă, dar și cea mai rezistentă din punct de vedere seismic.

cu "înălțare spre exterior" (sau "spre aval') (figura 2.9), caz în care "corpul de înălțare", realizat în trepte succesive, se construiește în aval de barajul inițial, din steril relativ grosier obținut prin hidrociclonarea simplă sau dublă a tulburelii. Diferența de fond față de metoda "spre interior" constă în faptul că stabilitatea depozitului de steril este determinată de caracteristicile unui masiv construit din material care poate fi urmărit, controlat, compactat pe măsura execuției și ale cărui proprietăți geomecanice pot fi la nevoie îmbunătățite prin materiale de adaos sau drenaje. Această tip de baraj este cel mai robust, dar și cele mai costisitor din cauza costurilor implicate de transportul materialului importat. Volumul de stocare a sterilului este însă redus.

în cazul înălțării "spre exterior" (figura 2.10), pozițiile succesive ale coronamentului se deplasează progresiv, spre aval; în cazul menținerii

coronamentului în planul vertical, deci fără deplasări succesive spre aval, se consideră că se aplică "metoda înălțării în ax", care de fapt reprezintă o variantă a "înălțării spre exterior".

Figura 2.8 Tehnica de ridicare cu "înălțare spre interior" (sau "spre amonte")

Figura 2.9 Tehnica de ridicare cu "înălțare spre exterior" (sau "spre aval")

Figura 2.10 Tehnica de ridicare cu înălțare "spre exterior" (sau "în ax")

În mod uzual sunt întâlnite combinații între cele trei tehnici constructive. Cea mai comună asociere este cea dintre barajul construit în aval sau central, iar ultimul dig (ultima ridicare) este realizat utilizând tehnica construirii în amonte (Vanden Berghe et al 2011).

Etapele de existență ale iazurilor de decantare

Spre deosebire de majoritatea obiectivelor industriale, care au o etapă de construcție – realizare distinctă de etapa de funcționare (aceasta la rândul ei eventual urmată de etapa de dezafectare), în existența iazurilor de decantare se pot distinge în general mai multe etape, uneori mai puțin net diferențiate (Ordinul comun 103/2002, 705/2008, 1292/2002, NTLH-033/2002):

Etapa de construcție, în care se realizează lucrările necesare pentru intrarea în funcțiune a iazului de decantare.

Etapa “incipientă” de exploatare, când este realizată perna de steril sedimentat pe taluzul amonte al digului sau barajului, cu rolul de a crea o căptușeală cu permeabilitate redusă și de a îndepărta oglinda de apă de dig.

Etapa “curentă” de exploatare sau perioada propriu-zisă de exploatare, în care funcționează iazul de decantare, în această etapă au loc lucrările de înălțare progresivă a barajului sau a digului de contur, creșterile progresive ale cotei de la care se evacuează apa limpezită etc. Această etapă se termină la atingerea cotei finale de depozitare a sterilului.

Etapa “finală” de exploatare, când are loc umplerea capacităților remanente de depozitare ale iazului (zona centrală a iazurilor de câmp, cea de lângă versant a iazurilor de coastă, diverse zone îndepărtate de baraj la iazurile de vale). Tulbureala este dirijată spre un alt iaz de decantare, dar cu posibilitatea dirijării ei, în anumite perioade, spre iazul în curs de închidere (iazul de decantare se mai menține în stare de funcționare ca “iaz de rezervă”).

Etapa de “conservare” a depozitului de steril, etapă care începe din momentul în care în iazul de decantare nu mai intră tulbureală și se termină odată cu stabilizarea definitivă a depozitului de steril, asigurarea circuitului nepericulos al apelor de suprafață din amplasament, reintegrarea suprafeței ocupate în mediu și revalorificarea ei. Această etapă poate să dureze numai câțiva ani la iazurile de câmp și de coastă, mai ales dacă sunt amplasate pe terenuri permeabile și condițiile climatice sunt favorabile; dar poate să dureze și 100 ani la iazurile de vale, această perioadă incluzând nu numai desecarea masei de steril, ci și înlocuirea cu lucrări de suprafață, care pot fi controlate și întreținute, a canalelor sau galeriilor de dirijare / subtraversare a apei (Răducă 2010).

Principalele fenomene generatoare de risc ce afectează iazurile

Toate iazurile de decantare miniere existente aspiră, teoretic, la îndeplinirea condițiilor de siguranță, însă de-a lungul vieții lor, unele nu reușesc, iar această rată de cedare a barajelor este în continuă creștere, conform Comisiei Internaționale a Barajelor Mari (ICOLD 2001).

Ruperea barajelor poate avea urmări catastrofale asupra factorilor de mediu și, prin urmare, importante consecințe socio-economice.

Conform clasificărilor făcute de Comisia Internațională a Barajelor Mari (ICOLD), pe baza statisticilor oferite de Comisia Statelor Unite a Barajelor Mari (USCOLD) și de Programul de Mediu al Națiunilor Unite (UNEP), principalele cauze ale cedării barajelor de retenție sunt date de stabilitatea versantului, urmată de supraîncărcare, cutremur, infiltrații și fundații (figura 2.11), iar iazurile de decantare construite în amonte (cu înălțare spre interior) au cel mai ridicat procent de cedare a barajelor (figura 2.12) (ICOLD 2001).

Figura 2.11 Principalele cauze a cedării barajelor de retenție (ICOLD 2001)

Figura 2.12 Numărul și tipuri de incidente raportate la tipuri constructive de baraje (ICOLD 2001)

Barajele iazurilor de decantare sunt supuse la numeroase riscuri care influențează în mod direct stabilitatea lor. Aceste riscuri trebuie să fie identificate și evaluate în mod corespunzător.

Principalele fenomene cu impact direct asupra stabilității structurale a barajelor iazurilor de decantare sunt (Chambers 2011, Ștefănescu et al 2010, Moraru et al 2012):

Regimul hidrodinamic din corpul barajului, respectiv oscilația nivelului piezometric cuplat cu regimul de precipitații și particularitatea hidrogeologică zonală;

Fenomene de eroziune externă ce pot antrena volume importante de material din depunerea de steril și din coronament și pot ravena paramentul aval;

Fenomene de eroziune internă în corpul barajului, ce se pot dezvolta pe direcții preferențiale prin depășirea gradientului critic;

Evenimente seismice ce pot reduce valoarea parametrilor de forfecare a rocilor din ampriză și a materialului din baraj și pot induce fenomene de lichefiere în nisipurile fin prăfoase saturate;

Fenomene de sufozie hidro-geo-chimică accelerate de oxidarea sulfurilor metalice și generarea apelor acide ce pot dizolva matricile coezive din materialul sedimentat în iaz;

Slăbirea capacității portante a rocilor din ampriza barajului.

Cercetarea cauzelor apariției fenomenelor de cedare a barajelor nu este suficientă atâta timp cât nu se oferă și soluțiile necesare de a preveni aceste incidente. Este necesar astfel, asigurarea unei siguranțe sporite a condițiilor de stabilitate pentru barajele iazurilor de decantare, atât în perioada de proiectare, cât și în perioada de ecologizare și închidere, prin reducerea sau eliminarea unora dintre cele mai importante cauze de apariție a instabilității (Vanden Berghe et al 2011):

Timpul de construire a barajelor: barajele iazurilor de decantare sunt ridicate treptat, în perioade lungi de timp (comparativ cu barajele acumulărilor de apă), neexistând posibilitatea de a fi testate sub sarcină maximă înainte de intrarea lor în producție.

Proiectarea originală nu este întotdeauna respectată: durata construcției unui baraj de steril este foarte lungă (până la 40 de ani), motiv pentru care specialiștii care au pus bazele proiectării construcției să nu mai fie disponibili până la sfârșitul dezvoltării barajului.

Înțelegerea în profunzime a comportamentului materialului steril: materialul steril nu este o rocă naturală, putând dezvolta proprietăți fizico-mecanice ce pot afecta performanța barajului (Chang et al 2011).

Nivelul apei: deoarece depozitarea materialului steril se face în fază lichidă, nivelul apei în corpul iazului și în baraj este în permanență foarte ridicat. Modelarea infiltrațiilor în etapa de proiectare a barajului și reducerea nivelului apei libere din creasta barajului sunt condiții obligatorii, deoarece presiunea apei din pori este cel mai important factor declanșator al instabilității.

Conținutul chimic al materialului steril: în contact cu aerul sau cu apa, conținutul chimic al sterilului rezultat din procesare poate genera diverse reacții chimice, care la rândul lor, pot afecta eficiența sistemului de drenare (Ballard et al 2008).

Sistemul de monitorizare: un sistem adecvat de monitorizare, atât în timpul funcționării, cât și în perioada de conservare a iazului este foarte important, deoarece va evidenția potențialele probleme ce ar putea conduce la pierderea stabilității barajului.

Efectele negative generate asupra mediului înconjurător

Iazurile de decantare din industria minieră produc variate efecte negative asupra mediului, printre care, cele mai importante sunt:

impact vizual neplăcut prin modificări ale reliefului (degradarea peisajului, strămutări ale gospodăriilor);

ocuparea unor mari suprafețe de teren pentru activitatea de depozitare a substanțelor minerale utile, instalații industriale, căi de acces, suprafețe ce devin astfel total inutilizabile în alte scopuri, pentru o perioadă lungă de timp;

degradarea terenului, prin deplasări pe verticală și orizontală ale suprafeței și alunecarea iazurilor de decantare, cu provocarea unor grave accidente;

impurificarea apelor curgătoare de la suprafață și a apelor freatice prin poluarea cu elemente chimice dizolvate sau cu suspensii de particule solide antrenate din diguri de către apele de ploaie sau de infiltrații;

dezechilibrul hidrodinamic al apelor subterane;

poluarea aerului cu gaze rezultate din mineralele conținute în iazuri sau produse prin oxidarea și arderea acestora;

poluarea chimică a solului, care poate afecta pentru mulți ani proprietățile fertile ale acestuia, având influențe negative asupra florei și faunei din zonă;

zgomote, vibrații și radiații răspândite în mediul înconjurător, cu o puternică acțiune nefavorabilă;

distrugeri materiale și de vieți omenești datorită ruperii barajului și deversarea sterilului etc.

3. Metode de calcul a stabilității iazurilor

În practica inginerească există două categorii de metode utilizate la determinarea factorului de siguranță pentru taluze naturale, diguri și baraje:

Metode clasice / deterministe: reprezentate de metodele analitice (Fellenius, Taylor, Bishop, Morgenstern-Price, Spencer, Janbu etc) și de cele numerice (metoda elementului finit, metoda diferenței finite, metoda elementului de frontieră etc)

Metode probabilistice / statistice / stocastice (întotdeauna integrate metodelor clasice): metoda Monte Carlo, metoda Hzpercubului Latin, metoda estimării punctuale etc.

Cele mai multe dintre ele presupun că suprafața de alunecare este o suprafață circulară, algoritmii de calcul fiind aplicați acestei ipoteze (Fredlund et al 1981).

Suprafața de alunecare este la rândul ei împărțită în fâșii caracteristice. De-a lungul timpului au fost propuse numeroase tipologii ale fâșiilor pe baza ipotezelor diferite de acțiune ale forțelor dintre aceste fâșii (Fan et al 1986, Fredlund et al 1977): Fellenius considera magnitudinea forței dintre fâșii egală cu zero pe ambele laturi (Fellenius 1936), Bishop considera magnitudinea forței nete de forfecare dintre fâșii egală cu zero, astfel rezultanta forțelor dintre fâșii devenea orizontală (Bishop 1955), Janbu considera, de asemenea, că forțele nete de forfecare dintre fâșii egale cu zero pe fiecare dintre cele două laturi (Janbu 1954), Spencer a stabilit că rezultanta forțelor dintre fâșii are un unghi constant și a rezolvat ecuația factorului de siguranță al echilibrului momentelor și forțelor (Spencer 1967).

Metode analitice

Tehnicile de calcul analitic presupun rezolvarea unui sistem de ecuații preluate din mecanica statică, ecuații ce satisfac echilibrul momentelor și / sau echilibrul forțelor pentru fiecare fâșie verticală (Wright 1969) ce reprezintă elementul de discretizare al unei potențiale suprafețe (circulare sau non-circulare) de alunecare.

De peste jumătate de secol, numeroase metode au fost aplicate pentru rezolvarea bidimensională a metodei echilibrului limită pe fâșii caracteristice:

Metoda generalizată a echilibrului limită GLE

Metoda Morgenstern-Price

Metoda Spencer

Metoda Normală (denumită și metoda Fellenius sau metoda Cercului Suedez sau Metoda Convențională)

Metoda Bishop simplificată

Metoda Janbu simplificată și generalizată

Metoda Echilibrului Forțelor (Lowe-Karafiath, Metoda Corpului Inginerilor, Metoda Taylor simplificată).

Tabel 3.1 Metodele echilibrului limită și ipotezele satisfăcute în cadrul echilibrului static

Între metodele prezentate mai sus, există diferențele majore, apărute, în primul rând, din lipsa de uniformitate a ecuațiilor factorului de siguranță utilizate și, în al doilea rând, din cauza ambiguității privind forțele ce acționează între fâșiile caracteristice și ale limitărilor impuse de suprafețele de alunecare (Fredlund et al 1981).

Numeroase încercări au fost făcute de-a lungul timpului, cu scopul de a evalua diferențele cantitative dintre factorii de siguranță obținuți prin aceste metode (Wright 1969, Bishop 1955, Duncan et al 1980).

Cea mai mare diferență cantitativă dintre factorii de siguranță, de peste 60%, a fost obținută prin Metoda Normală. Din această cauză, dar și din cauză că nu satisface principiile forțelor newtoniene, metoda a fost eliminată.

Metoda generalizată a echilibrului limită (GLE)

Elementele statice ce pot fi utilizate pentru determinarea factorului de siguranță sunt reprezentate de însumarea forțelor pe două direcții și de însumarea momentelor unui anume punct de rotație. Însă aceste elemente, împreună cu criteriile de rupere, sunt insuficiente pentru determinarea problemei stabilității versanților. Studiile teoretice au arătat că ecuațiile factorului de siguranță pot fi derivate în mod independent pentru a satisface echilibrul momentelor și pe cel al forțelor pentru o fâșie caracteristică, situată deasupra suprafeței de alunecare (Fredlund et al 1981, Fredlund et al 1977).

Suprafața de alunecare circulară

Condițiile impuse de echilibrul static aplicate inițial pentru o fâșie individuală, se pot aplica ulterior pentru întreaga masă de deasupra suprafeței de alunecare. Sistemul forțelor implicate în generarea ecuațiilor factorului de siguranță ce satisface echilibrul momentelor și / sau forțelor pentru o suprafață de alunecare circulară este schematizat în figura 3.1.

Figura 3.1 Sistemul forțelor care acționează la nivelul unei fâșii caracteristice (pentru o suprafață de alunecare circulară) (Fredlund et al 1981)

Unde:

W = forța verticală totală datorată masei fâșiei caracteristice de lățime b și înălțime h

P = forța normală totală la baza fâșiei caracteristice

Sm = forța de forfecare mobilizată la baza fiecărei fâșii caracteristice

E = forțele normale orizontale apărute între fâșii

X = forțele de forfecare verticale apărute între fâșii

R = raza sau brațul momentului asociat cu forța de forfecare mobilizată Sm

x = distanța orizontală dintre centrul de greutate și centrul de rotație pentru o fâșie

A = rezultanta forței hidrostatice

a = distanța perpendicularei dintre rezultanta forței hidrostatice A și centrul de rotație

b = lățimea fâșiei caracteristice

α = unghiul dintre tangenta la centrul bazei fiecărei fâșii și orizontala

Magnitudinea forței de forfecare mobilizată la baza unei fâșii caracteristice poate fi scrisă utilizând criteriul de rupere Mohr-Coulomb:

(1)

Unde:

c’ = coeziunea efectivă

ø’ = unghiul de frecare efectiv

σn = P/l

P = forța normală totală la baza fâșiei caracteristice

l = lungimea suprafeței de rupere de la baza fâșiei caracteristice

F = factorul de siguranță

Ecuația momentului de echilibru pentru GLE este descrisă pentru toate fâșiile caracteristice prin însumarea momentelor centrului de rotație:

(2)

Forfecarea dintre fâșiile caracteristice și forțele normale verticale și orizontale (X și E) nu apar în mod direct în ecuația (2), deoarece aceste forțe din corpul versantului, ce acționează la nivelul unei fâșii caracteristice se anulează reciproc atunci când acesta este privit ca un întreg.

Forța de forfecare mobilizată la baza fiecărei dintre fâșiile caracteristice Sm, este scrisă utilizând rezistența la forfecare (1) și astfel ecuația (2) poate fi rezolvată respectând echilibrul momentelor, iar factorul de siguranță Fm (Fm = factor de siguranță obținut în condițiile respectării echilibrului momentelor) se calculează cu relația (3).

(3)

Ecuația echilibrului forțelor pentru metoda GLE este scrisă însumând forțele pe direcție orizontală pentru întregul versant:

(4)

Rezultanta forțelor dintre fâșiile caracteristice se va anula, astfel forța de forfecare mobilizată va fi scrisă în funcție de criteriul de rupere (1), iar ecuația (4) poate fi rezolvată respectând echilibrul forțelor și factorul de siguranță Ff (Ff = factor de siguranță obținut în condițiile respectării echilibrului forțelor) se calculează cu relația (5):

(5)

Forța normală totală la baza unei fâșii caracteristice P, poate fi evaluată pentru ecuațiile (3) și (5) însumând forțele verticale ale tuturor fâșiilor caracteristice (indicele L și R reprezintă laturile stângă (L) sau dreaptă (R) ale fâșiei caracteristice).

(6)

Unde:

(7)

Factorul de siguranță F, din ecuația (6) respectă atât echilibrul momentelor, cât și pe cel al forțelor (Fredlund et al 1981).

Suprafață de alunecare non-circulară

Figura 3.2 ilustrează forțele utilizate la determinarea ecuațiilor factorului de siguranță ce respectă echilibrul momentelor și / sau forțelor pentru o suprafață de alunecare non-circulară. Suprafața de alunecare ilustrată începe și se termină cu o suprafață circulară, însă are o porțiune centrală lineară. Porțiunea non-circulară reprezintă rezultanta discontinuității geologice, ce nu permite pătrunderea mai în profunzime a suprafeței de alunecare (Spencer 1967).

Din punct de vedere teoretic, apar două modificări în ecuația echilibrului momentelor. Brațul momentului asociat cu forța de forfecare mobilizată devine o distanță variabilă R, iar forța normală P, are un braț de compensare f (Fredlund et al 1981).

Figura 3.2 Forțele ce acționează asupra unei fâșii caracteristice pentru o suprafață de alunecare non-circulară (Fredlund et al 1981)

Ecuația factorului de siguranță cu respectarea echilibrului momentelor devine:

(8)

Ecuația factorului de siguranță pentru echilibrul forțelor (5) și ecuația forței normale (6) rămân neschimbate. Centrul pentru echilibrul momentelor este centrul rotației pentru porțiunea circulară a suprafeței de alunecare non-circulare.

Metoda Morgenstern-Price

Mongerstern și Price (Bishop 1955) au rezolvat ecuația factorului de siguranță utilizând suma forțelor tangențiale și normale de la baza unei fâșii caracteristice și suma momentelor centrului de rotație pentru acea fâșie. Ecuațiile au fost scrise pentru o fâșie considerată a avea o grosime infinitezimală. Ecuațiile echilibrului forței și momentului au fost combinate și a fost utilizată o tehnică numerică modificată (Newton-Raphson) pentru a rezolva această ecuație a factorului de siguranță ce îndeplinește simultan criteriile echilibrului de forță și moment. Soluția necesită o presupunere arbitrară în ceea ce privește direcția rezultantă a forțelor de forfecare și normale dintre fâșii.

Figura 3.3 reprezintă variațiile funcționale tipice pentru direcțiile forțelor dintre fâșiile caracteristice cu respectarea direcției X, ce pot fi scrise ca:

(9)

Unde:

f(x) = funcția ce descrie modul în care raportul X/E variază de-a lungul taluzului

∆ = constanta ce reprezintă procentul de utilizare a funcției f(x)

Ipotezele privind forțele ce acționează la contactul dintre fâșiile caracteristice utilizate de metoda Morgenstern-Price sunt asemănătoare cu cele utilizate de metoda generalizată a echilibrului limită, existând doar o ușoară diferență a modului în care forța normală se aplică la baza fâșiilor caracteristice (figura 3.4). Metoda Morgenstern-Price utilizează integrarea forței de-a lungul pantei taluzului, fapt ce determină o variație liniară a forței normale de-a lungul bazei fâșiilor caracteristice. Astfel, rezultanta forței normale P, poate avea o ușoară deviație față de centrul fâșiei. Metoda GLE presupune că rezultanta forței normale P acționează chiar din centrul fâșiei caracteristice.

Figura 3.3 Variații funcționale tipice pentru direcțiile forțelor dintre fâșiile caracteristice cu respectarea direcției X (Fredlund et al 1981)

Figura 3.4 Punctul de aplicare a forței normale – comparație între metodele Morgenstern-Price și GLE (Fredlund et al 1981)

Metoda Spencer

Această metodă presupune o relație constantă între magnitudinea forfecării dintre fâșiile caracteristice și forțele normale (Spencer 1967).

(10)

Unde:

= unghiul făcut de rezultanta forțelor dintre fâșii cu orizontala

Ecuația (10) este identică cu ecuația (9), dacă funcția forței f(x) este egală cu 1, atunci constanta ∆ este egală cu tan .

Spencer (1967) a însumat forțele perpendiculare pe forțele ce acționează între fâșiile caracteristice pentru a obține ecuația forței normale. Aceeași ecuație se poate obține din însumarea forțelor pe direcție verticală și orizontală. Spencer a obținut doi factori de siguranță, unul dintre ei respectând echilibru forțelor. Aceste două ecuații sunt, în mare, la fel ca cele propuse de metoda GLE când forța f(x), ce acționează între fâșii, se presupune că este constantă (Fredlund et al 1981).

Metoda Bishop simplificată

Această metodă neglijează forțele de forfecare ce acționează între fâșiile caracteristice (Bishop 1955). Ecuația forței normale este aceeași cu ecuația (6) când forfecarea dintre fâșiile caracteristice este împinsă spre 0. Ecuația factorului de siguranță se obține din momentele aflate în centrul de rotație.

Cu alte cuvinte, metoda Bishop simplificată corespunde ecuației factorului de siguranță ce respectă echilibrul momentelor (3) când Δ este egal cu 0 sau când, în ecuația Spencer ce respectă echilibrul momentelor, este egal cu 0 (Fredlund et al 1981).

Metoda Janbu simplificată

La derivarea metodei Janbu simplificată, forțele de forfecare dintre fâșiile caracteristice se presupune că sunt zero (Janbu et al 1956). Ecuația forței normale este aceeași ca ecuația (6), cu forțele de forfecare dintre fâșii egale cu 0. Factorul de siguranță se calculează pornind de la ecuația orizontală a echilibrului forțelor.

Pentru a putea lua în calcul și efectul pe care îl au forțele de forfecare dintre fâșii, se introduce un factor de corecție empirică, asociat proprietăților rezistenței la forfecare și suprafeței de rupere. În această ipoteză, echilibrul momentelor nu este satisfăcut. Factorul de siguranță necorectat corespunde factorului de siguranță a echilibrului forțelor, (5) când Δ este 0. Factorul de corecție empirică conduce la creșterea cu aproximativ 10% a factorului de siguranță (Fredlund et al 1981).

Metoda Janbu generalizată

Această metodă ia în considerare efectul forțelor dintre fâșiile caracteristice, presupunând că există un punct de la care fiecare din aceste forțe acționează, așa numita “linie de împingere” (Janbu et al 1956).

Ecuația forței normale este obținută prin însumarea ecuațiilor forțelor verticale (Fan et al 1986).

Ecuația factorului de siguranță este derivată din ecuația echilibrului forțelor orizontale (5). Urmărind să se obțină factorul de siguranță, forțele de forfecare dintre fâșii se calculează însumând momentele din centrul bazei fiecărei fâșii caracteristice în parte:

(11)

Unde:

t = unghiul dintre linia de împingere din dreapta fâșiei și orizontala

tR = distanța verticală dintre baza fâșiei și linia de împingere, măsurată pe partea dreaptă a fâșiei.

Componenta orizontală a forțelor ce acționează între fâșiile caracteristice din ecuația (11) este obținută însumând forțele pe direcție orizontală pentru fiecare fâșie în parte (Fredlund et al 1981).

(12)

Metodele echilibrului forțelor

Metoda Lowe-Karafiath

Această metodă calculează factorul de siguranță utilizând o ecuație ce respectă echilibrul forțelor. Direcția pentru rezultanta forței fiecărei fâșii caracteristice se presupune a fi egală cu media suprafeței și a suprafeței de rupere a taluzului. Presupunerea metodei Lowe-Karafiath privind forțele dintre fâșii poate fi interpretată ca o funcție a unei forțe speciale aplicate formulării GLE.

Metoda Corpului Inginerilor

Metoda calculează factorul de siguranță pornind de la ecuația echilibrului forțelor (5). Direcția rezultantei forței dintre fâșii se presupune a fi egală cu media suprafeței versantului. Magnitudinea factorului de siguranță obținut prin metoda Corpului Inginerilor, dar și prin metoda Lowe-Karafiath poate fi mai mare sau mai mică decât magnitudinea factorului de siguranță ce satisface atât echilibrul forțelor, cât și pe cel al momentelor (Fredlund et al 1981).

Ecuațiile factorului de siguranță pentru toate metodele analitice prezentate pot fi scrise în aceeași formă, dacă echilibrul momentelor și / sau al forțelor sunt satisfăcute. Între factorii de siguranță determinați prin metodele prezentate apar diferențe în cazul în care echilibrul forțelor și al momentelor se consideră a fi independente.

Acest lucru este valabil atât pentru suprafețele de alunecare circulare, cât și pentru cele non-circulare.

Forța normală de la baza fâșiilor caracteristice poate fi determinată utilizând aceeași ecuație pentru toate metodele.

Fiecare dintre metodele analitice prezentate mai sus derivă din formularea metodei echilibrului limită generalizată, considerând a fi cazuri particulare ale acesteia (Fredlund et al 1981).

Metode numerice – metoda elementului finit (FEM)

Exceptând beneficiile datorate ușurinței de utilizare a datelor de intrare, metoda echilibrului limită prezintă și unele deficiențe importante. Metodele analitice prezentate mai sus nu iau în considerare comportamentul la efort-deformație al rocilor și admit ipoteze arbitrare cu privire la forțele interfâșii pentru a se asigura o determinare statică a sistemului de ecuații.

În cadrul calculelor, metodele echilibrului limită necesită considerarea unor suprafețe potențiale de alunecare care să prezinte continuitate în cadrul masivului de roci, fenomenul de alunecare având loc de-a lungul acestora.

Metoda numerică a elementului finit a fost aplicată prima dată în 1966 la rezolvarea problemelor de natură geotehnică (Bishop 1966), iar de atunci lucrurile au evoluat într-un mod deosebit de accelerat, ajungându-se ca în prezent aceste metode numerice să fie aplicate cu succes pe scară largă pentru probleme deosebit de complexe ce nu puteau fi rezolvate prin metodele analitice, decât abordând diverse aproximații și ipoteze de multe ori speculative.

Modelul constitutiv utilizat la studiul de caz

În literatura de specialitate sunt prezentate un număr mare de modele constitutive pentru metoda numerică a elementului finit, fiecare captând diverse aspecte ale comportamentului masei de roci: modelul Mohr Coulomb, modelul Clam Clay modificat, modelul Hardening Soil, modelul Hardening Soil cu deformații reduse, modelul Soft Soil, modelul Soft Soil Creep (cu fluaj).

Modelul utilizat în cadrul prezentei lucrări este reprezentat de modelul Mohr Coulomb (MC), model considerat perfect elasto – plastic, ce utilizează cinci parametri: modulul lui Young E, coeficientul Poisson (reprezentativi pentru elasticitatea rocii), unghiul de frecare φ și coeziunea c (reprezentativi pentru plasticitatea rocii) și unghiul de dilatanță ψ. Deși poate fi luată în considerare și creșterea rigidității rocii cu adâncimea, acest model constitutiv nu ia în considerare dependența de efort, direcția acestuia și de anizotropie. În ceea ce privește rezistența la forfecare a modelului, acesta este utilizabil la determinarea stabilității barajelor, taluzurilor și terasamentelor. Modelul nu ilustrează comportamentul rocii și după ce aceasta atinge punctul critic. Rocile moi, precum argilele normal consolidate, prezintă, în timpul forfecării, o scădere a efortului efectiv mediu, prin urmare, modelul MC este potrivit pentru a fi utilizat la determinarea rezistenței la forfecare a rocilor (Brinkgreve 2005).

Sterilul din iazurile de decantare reprezintă un material cu un comportament complex din punct de vedere al compresibilității, eterogenității structurale, anizotropiei, permeabilității și coeficientul porilor.

Factori precum eroziunea internă și externă, infiltrațiile și fenomene naturale (precipitații, inundații, seisme) au o mare influență asupra stabilității barajelor iazurilor de decantare.

Pentru o stabilitate pe termen lung (peste 1000 de ani) a acestor baraje, este necesară o evaluare constantă a raportului dintre infiltrațiile și exfiltrațiile din corpul iazului și aplicarea de măsuri necesare pentru controlul acestor mișcări ale apei în corpul barajului și pe suprafața acestuia (canale de gardă, canale de scurgere, șanțuri laterale etc) și de a preîntâmpina acumulări de apă în corpul barajului, acumulări ce pot determina o presiune excesivă în porii materialului.

Așadar, o bună înțelegere a comportamentului materialului pe termen lung, impune o înțelegere corectă a caracteristicilor acestuia: încărcări ciclice, fluaj. Astfel, modelul constitutiv ales joacă un rol foarte important la analiza numerică. Validitatea modelului ales ar trebui să se facă prin compararea cu teste de laborator și măsurători pe teren (Zardari 2011).

Principiul de calcul al metodei numerice aplicată studiului de caz

Metoda elementului finit abordată în această lucrare se bazează pe conceptul reducerii parametrilor de forfecare – Shear Strength Reduction (FEM – SSR).

În acest sens, factorul de siguranță al unui taluz reprezintă raportul dintre rezistența actuală la forfecare și rezistența la forfecare minimă necesară prevenirii declanșării fenomenului de alunecare (factorul de reducere a rezistențelor de forfecare pentru a aduce taluzul la limita producerii alunecării).

Factorul de siguranță reprezintă o valoare necesară descrierii stării de echilibru al taluzului studiat. În cazul acestei metode, factorul de reducere a rezistențelor de forfecare la limita echilibrului va deveni factorul de siguranță corespondent celui din metodele analitice.

Modelarea se aplică în ipoteza deformațiilor plane la nivelul unei secțiuni bidimensionale.

Modelul constitutiv utilizat pentru descrierea proprietăților materialelor din analiza prin metoda elementului finit este modelul Mohr – Coulomb. Acest model descrie rezistența la forfecare prin intermediul coeziunii, efortului normal și al unghiului de frecare internă al materialelor din componența masivului. Suprafața de alunecare descrisă prin criteriul Mohr-Coulomb se poate explicita prin relația următoare:

(13)

Unde:

φ = unghiul de frecare internă

C = coeziunea

I1= relația efortului principal mediu în funcție de eforturile principale

J2=relație ce ține de eforturile deviatorice (Sx, Sy, Sz) și de eforturile de forfecare pe planurile de rupere.

Iar:
(14)

(15)

(16)

Unde:
(17)

Și:

(18)

În cadrul modelării stabilității masivului cu elemente finite sunt necesare ca date de intrare șase parametri: unghiul de frecare internă φ, coeziunea C, unghiul de dilatanță ψ, modulul lui Young E, coeficientul Poisson și greutatea volumică γ.

Cu toate că modulul lui Young și coeficientul Poisson au o pondere importantă în cadrul deformațiilor calculate anterior producerii alunecării, acești parametrii elastici au o foarte mică influență asupra valorii finale a factorului de siguranță. Acest lucru permite ca parametrii elastici ai rocii să fie preluați din literatura de specialitate sau să fie atribuiți cu valorile generale E = 50000 KN/m2 și = 0,3 (în cazul prezentului studiu de caz).

Unghiul de dilatanță afectează în mod direct schimbările de volum ce au loc în timpul fluajului rocii, dar în cadrul modelării cu elemente finite se poate considera ca fiind 0 (legea de curgere neasociativă).

Relația factorului de siguranță la alunecare este dată de raportul dintre rezistența la forfecare a materialului din masiv τ și efortul de forfecare pe suprafața de alunecare τf.

(19)

Unde:

(20)

Și:

(21)

Parametrii de forfecare pe suprafața de alunecare se pot descrie prin relațiile următoare:

(22)

(23)

În relațiile de mai sus SRF reprezintă factorul de reducere a rezistenței de forfecare.

Punerea în evidență a momentului în care se declanșează alunecarea se realizează prin procedee repetative până la atingerea nivelului de neconvergență, adică atunci când criteriul Mohr-Coulomb nu mai poate fi satisfăcut.

Fenomenul de alunecare și neconvergența soluției sistemului de ecuații au loc în același timp și sunt însoțite de o creștere bruscă a deplasărilor totale.

Orice analiză de stabilitate ce utilizează metoda elementului finit cu SSR implică o alegere corespunzătoare a tipului de element finit, optimizarea rețelei topologice cu elemente finite, condiții de frontieră corespunzătoare, simularea corectă a încărcărilor statice și dinamice, alegerea numărului maxim de iterații și a factorului de convergență, astfel încât etapele de simulare să permită punerea în evidență a momentului de alunecare la valoarea critică (Hammah et al 2009).

Metode probabilistice

Rocile nu sunt medii perfect și linear elastice, ci sunt mai degrabă materiale complexe cu un comportament non-linear, anizotrop și dependent de factorul timp atunci când sunt supuse la solicitări (Zardari 2011).

Brinkgreve (2005) descrie următoarele caracteristici ale comportamentului rocilor:

Datorită consolidării, presiunea apei din pori se disipează, conducând la modificări ale efortului efectiv și ale deformării,

Rigiditatea în corpul masei de roci nu este constantă, ea depinzând de factori precum: nivelul și direcția solicitării, densitatea, permeabilitatea, anizotropia etc,

Majoritatea rocilor au un domeniu elastic redus și prezintă deformații ireversibile o dată ce sunt supuse solicitării,

Rezistența la forfecare a rocilor depinde de nivelul maxim de efort efectiv, densitate, anizotropie etc,

În rocile moi, după disiparea excesului de apă din pori, stabilizarea poate continua în timp din cauza infiltrării.

Așadar, incertitudinea este o constantă esențială în ingineria geotehnică, deoarece cei mai mulți dintre parametrii utilizați în analizele geotehnice sunt caracterizați de acest aspect.

În ultimii ani, au fost dezvoltate și ulterior îmbunătățite diverse abordări și metode de calcul necesare modelării geotehnice din prisma incertitudinii.

Metodele statistice, spre deosebire de cele clasice, permit o evaluare probabilistică a analizei de stabilitate mai apropiată de realitate (Greco 1996), deoarece iau în calcul variabilitatea parametrilor de intrare (parametrii geomecanici, nivelul hidrostatic, coeficienții seismici etc.). Valorile parametrilor de intrare din modelul de calcul nu pot fi întotdeauna cunoscute cu precizie și nici gradul de variabilitate al acestora.

În principiu, metoda statistică permite ca, pe baza datelor de intrare punctuale, să se genereze aleator mulțimi de valori pe baza unor distribuții statistice (normale, log normale, exponențiale, gamma etc.), astfel încât pentru o anumită suprafață critică de alunecare să existe mai multe valori ale factorului de siguranță. Pe baza distribuției acestor valori se poate determina probabilitatea de alunecare pentru modelul studiat.

Deoarece geneza rocilor implică perioade foarte mari de timp, proprietățile acestora poate varia semnificativ de la un loc la altul, chiar și pe distanțe scurte, făcând ca măsurarea acestor proprietăți, mai ales “in situ”, să devină o adevărată provocare. Chiar și atunci când proprietățile rocilor pot fi determinate cu ușurință, apar inexactități și diferențe între comportamentul acestora din laborator și cel din teren, generând uneori erori semnificative. Într-un astfel de mediu (masa de rocă) dominat de incertitudine, previziunile bazate pe evaluări unice (clasicele valori medii) au practic probabilitatea de realizare egală cu zero, prin urmare și modelele conceptuale proiectate pe baza acestor previziuni sunt sub semnul întrebării.

În încercarea de evaluare a riscurilor, metodele statistice reprezintă o variantă viabilă de a trata incertitudinea. Aceste metode probabilistice sunt încorporate metodelor numerice, precum metoda elementului finit (FEM) ce abordează conceptul reducerii rezistenței la forfecare (SSR) pentru calcularea factorului de siguranță la analiza stabilităților de taluze. Un avantaj principal al metodelor probabilistice este versatilitatea lor. Ele pot modela o gamă largă de comportamente continue și discontinue ale rocilor.

Scopul final al unei analize probabilistice de evaluare a riscului la alunecare este acela de a obține distribuția completă a valorilor factorului de siguranță, determinată de un set de variabile de intrare aleatorii (incerte), însă cu proprietăți statistice specificate. Din această distribuție a valorilor factorului de siguranță, se poate determina probabilitatea de alunecare.

Se consideră, deci, că factorul de siguranță reprezintă o variabilă de răspuns, iar algoritmul folosit la calcularea lui reprezintă o funcție de răspuns. În general, este dificil să se obțină o distribuție completă a valorilor de ieșire, atunci când algoritmul de calcul este complicat; astfel, se recomandă determinarea momentelor statistice ale distribuției de ieșire, și nu distribuția în sine. Momentul statistic reprezintă un set de informații detaliate cu privire la geometria (locație și aspect) unei funcții de distribuție a probabilităților (Hammah et al 2009).

Principiile generale de calcul ale analizelor probabilistice

Incertitudinea, anizotropia și variabilitatea proprietăților rocilor sunt definite ca variabile aleatorii.

În imaginea de mai jos sunt reprezentate prin comparație valori ale proprietăților solului descrise determinist și probabilistic (stânga), respectiv funcțiile de distribuție probabilistică (dreapta) utilizate în ingineria geotehnică: distribuția normală, log normală, respectiv distribuția uniformă (figura 3.5) (Nadim 2007).

Figura 3.5 Reprezentarea abaterii standard și a funcției de distribuție probabilistică pentru modelele clasice (sus) și statistice (jos) (Nadim 2007)

Prima regulă la utilizarea metodelor probabilistice este de a verifica consistența datelor de intrare ce vor fi folosite (introducerea seturilor de date contradictorii sau insuficiente poate genera erori majore).

Metoda estimării punctuale (PEM)

Metoda PEM (Rosenblueth 1975) folosește o serie de estimări punctuale (puncte de pondere) ale funcției de răspuns pentru anumite valori selectate ale variabilelor aleatorii de intrare.

Metoda se aplică punctelor de pondere apropiate între ele. Metoda PEM folosește două valori de ponderare pentru fiecare variabilă aleatoare de intrare: deviația standard (±) pentru fiecare parte a mediei. Pentru toate aceste posibile permutări de intrare se efectuează analize complete numerice (FEM), iar pe baza rezultatelor acestor analize numerice se calculează momentele statistice (figura 3.6).

O dată cu creșterea numărului de variabile aleatorii de intrare, crește exponențial și numărul de estimări punctuale, deci timpul de calcul. Pentru a înlătura aceste dezavantaj al metodei originale s-au aplicat modificări de reducere a numărului de estimări punctuale (Hammah et al 2009).

Figura 3.6 Principiul metodei de estimare punctuală (Rosenblueth 1975) aplicabil determinării soluției probabilistice de obținere a parametrilor de ieșire (ex. deplasări, deformații) prin metoda elementului finit

Soluțiile sistemului cu n variabile aleatorii se obține din însumarea, respectiv diferența mediei soluțiilor ponderate cu abaterea standard (24).

(24)

Metoda Monte Carlo (MC)

Metoda Monte Carlo poate fi aplicată unei game foarte largi de probleme, fiind simplu de utilizat și având o precizie mare (în cazul folosirii unui număr suficient de simulări / eșantionări).

Această metoda utilizează variabile de intrare probabilistice combinate în mod aleatoriu pentru a efectua o serie de calcule numerice (FEM). Din simulările rezultate se obțin informații privind distribuția și momentele variabilelor de răspuns.

Spre deosebire de metoda estimării punctuale (PEM), numărul de simulări obținute nu depinde de numărul de variabile aleatorii de intrare, însă metoda Monte Carlo necesită un număr mare de simulări pentru a atinge precizia dorită (în cazul unui număr redus de simulări se obține forma “rudimentară” a momentelor statistice ale variabilelor de ieșire).

Folosind estimările momentelor și presupunând o funcție probabilistică a densității pentru o variabilă de ieșire, se poate aproxima distribuția acestor variabile de ieșire și se poate estima probabilitatea de apariție a instabilității.

Probabilitatea de apariție a fenomenelor de instabilitate (probabilitatea de rupere) μ și abaterea standard (abaterea standard) σ se pot calcula folosind relațiile (Hammah et al 2009):
(25)

(26)

Unde:

θ = funcția normală standard a distribuțiilor cumulative

β = indicele de fiabilitate.

Integrarea metodelor probabilistice metodelor deterministe de evaluare a stabilității iazurilor de decantare

Abordarea clasică / deterministă constă în introducere în sistemul de calcul a unui singur set de valori ai parametrilor de intrare, ce generează o singură soluție (valori unice pentru parametrii de ieșire), în timp ce abordarea stocastică / probabilistică consideră variabilitatea parametrilor de intrare.

Așadar, metodele stocastice oferă reale avantaje față de metodele clasice, dar nu le exclud pe cele din urmă, ci le completează în rezolvarea unor probleme complexe, astfel încât gradul de incertitudine să fie cât mai redus (Hammah et al 2004).

Astfel, incertitudinea generată de incapacitatea de determinare cu precizie a principalilor parametrii geotehnici este evaluată și redusă prin măsurători repetate (figura 3.7).

Figura 3.7 Reducerea gradului de incertitudine la diferite nivele de detaliu in

cadrul modelarii statistico-numerice a fenomenelor de alunecare (Valley et al 2011)

Metoda estimării punctuale este potrivită pentru astfel de situație, deoarece ea nu se limitează la proiectarea unei singure analize, precum metodele deterministe (proiectarea pe baza celei mai probabile valori a unui parametru), ci ia în considerare și dispersia parametrilor.

Un alt avantaj al metodelor stocastice este acela de eliminare a variabilității rocilor, respectiv proprietatea acestora determinată de procesele naturale/antropice de formare și transformare ce duc la o distribuție aleatoare a valorii proprietăților fizico-mecanice în masa lor.

Cea de-a treia caracteristică luată în considerare de metodele probabilistice este anizotropia, respectiv modificarea comportamentului rocilor și deci a mecanismului de alunecare pe anumite direcții.

Astfel, solurile naturale și rocile sedimentare (șisturi, calcare) formate prin depunere și consolidare progresivă au o structură internă distinctă. În afară de straturile sedimentare și alte tipuri de discontinuități apărute în masa rocilor contribuie la comportamentul complex al acestora. Prezența acestui comportament complex influențează semnificativ răspunsul structurilor geotehnice la diverși factori perturbatori (regim hidrodinamic, activitate seismică, eroziune internă).

Metodele stocastice presupun existența unor planuri de ”slăbiciune” structurală a rocii, pe care o consideră distribuită uniform în masa rocii, însă distanța dintre aceste planuri este atât de mică, încât asigură eliminarea anizotropiei din modelul de calcul (Azami et al 2012).

Pentru a găsi soluția optimă de modelare vor fi evaluate comparativ, cu date achiziționate prin metode directe și indirecte în cadrul studiului de caz, mai multe metode de evaluare probabilistică:

Metoda estimării punctuale (Rosenblueth 1975) integrată metodei elementului finit

Metoda Monte Carlo integrată metodei elementului finit sau metodei echilibrului limită

Avantajele utilizării metodelor probabilistice

Analizele de stabilitate pentru iazurile de decantare din industria minieră, dar și alte construcții hidrotehnice sau lucrări inginerești reprezintă un domeniu relativ nou de aplicare al metodelor numerice și analitice de calcul.

Principalele avantaje ale utilizării acestor metode sunt următoarele:

Reducerea gradului de incertitudine prin eliminarea sau diminuarea erorilor de determinare a parametrilor

Evaluarea variabilității parametrilor de intrare / ieșire

Anticiparea mecanismului cel mai probabil de alunecare

Punerea în evidență a sensitivității modelului (corelațiile directe între parametrii caracteristici)

Figura 3.8 Realizarea unei distribuții statistice similare prin două metode de modelare stocastică (metoda PEM și Monte-Carlo) (Valley et al 2011)

Figura 3.9 Creșterea complexității modelului induce o neconcordanță între distribuțiile statistice ale celor două metode, înclinând în favoarea utilizării metodei Monte Carlo, care nu este restricționată doar la distribuții normale (Valley et al 2011)

De asemenea, aplicarea metodelor stocastice poate conduce la eliminarea ipotezelor privind forma și localizarea suprafețelor de alunecare și la eliminarea ipotezelor cu privire la înclinarea și localizarea forțelor dintre fâșiile de calcul.

Utilizarea acestor metode poate da posibilitatea modelării alunecărilor progresive și simularea mecanismului de rupere și posibilitatea calculării deformațiilor pentru diferite valori ale solicitărilor de forfecare în taluz.

4. Metode de achiziție, prelucrare și corelare a parametrilor utilizați la modelarea stabilității iazului de decantare Tărnicioara

Deoarece iazurile de decantare miniere pot produce mari daune mediului înconjurător (antrenări masive de steril datorită ruperii barajelor de retenție, scurgeri de ape acide, contaminare a solului și a apelor freatice, poluare a aerului cu pulberi, fenomene de sufoziune etc), la proiectarea și amenajarea unui astfel de depozit se impune o investigare detaliată a sitului geologic, iar ulterior, atât în perioada activă a iazului, cât și după închiderea acestuia, se impune, o investigare și o monitorizare permanentă a parametrilor ce caracterizează fenomenele generatoare de risc.

La alegerea metodelor adecvate de investigație se selectează, într-o primă etapă, metodele mai puțin costisitoare, urmând a se extinde investigația, dacă se impune, și prin metode mai scumpe pentru investigații detaliate (de exemplu: metodele geofizice înaintea teledetecției, metodele geologice și hidrogeologice înaintea celor geochimice).

La alegerea metodelor adecvate de investigare a terenului se va mai lua în considerare și tipul de proiect, mărimea zonei investigate, condițiile geologice întâlnite, condițiile de suprafață și de accesibilitate, precum și limitările de buget și de timp.

În funcție de configurația amplasamentului și formațiunile morfologice străbătute, numărul, tipul și dispunerea în plan a lucrărilor de investigare va fi stabilit în puncte și pe axe caracteristice, numărul lor inițial putând fi redus sau sporit pe parcursul cercetării în funcție de rezultatele obținute (Knödel et al 2007).

Principalele metodele de achiziție a valorilor parametrilor fizico-mecanici și chimici caracteristici fenomenelor generatoare de risc, ce însoțesc iazurile de decantare din perimetrele miniere, sunt:

metode directe reprezentate de cartografiere, foraje hidro-geotehnice, metode de teledetecție, investigații geotehnice in situ (penetrarea dinamică standard –SPT, penetrarea dinamică pe con – DP, penetrarea statică pe con – CPT, sondaje cu dilatometrul plat – DMT, sondaje cu determinări presiometrice – PMT, sondaje cu aparatul de forfecare cu palete – FVT, încercări cu placa – PLT),

metode indirecte (geofizice) reprezentate de metode geoelectrice, seismice, georadar, electrometrice, electromagnetice, radiometrice, gravimetrice, magnetometrice etc;

Alături de aceste metode, informații importante pot fi preluate și din rețelele de monitorizare (piezometre, înclinometre, reperi topografici etc).

În cele ce urmează, în cadrul studiului nostru de caz, vor fi prezentate detaliat metodele de achiziție directe și indirecte utilizate la investigarea iazului de decantare Tărnicioara în vederea obținerii parametrilor fizico-mecanici, a prelucrării și corelării acestora în scopul modelării stabilității iazului, principiile și tehnicile de calcul, precum și metodologiile de interpretare a datelor.

4.1. Metode directe de achiziție

Foraje hidrogeotehnice

Forajele hidrogeotehnice oferă informații directe despre structura litologică și valorile principalilor parametrii fizico-mecanici ai rocilor investigate. De asemenea, obțin informații privind situația apelor subterane.

Executarea unui foraj presupune fragmentarea materialului, îndepărtarea acestuia din gaura de foraj și stabilizarea pereților găurii pentru a preveni prăbușirea acestora.

Aplicabilitate:

Clasificarea litologică a stratelor străbătute și grosimea acestora,

Realizarea de profile litologice prin corelarea informațiilor obținute din foraje învecinate,

Determinarea unor eventuale fisuri, fracturi, goluri sau cavități,

Determinarea valorilor parametrilor fizico-mecanici, hidrogeologici și geofizici ai rocilor străbătute,

Determinarea nivelului hidrostatic și a parametrilor fizico-chimici ai apelor subterane (Stănciucu 2010).

Teste de laborator

Din foraje, în funcție de condițiile tehnice, economice și litologice, se pot recolta carote / probe tulburate și / sau netulburate de pământ sau de rocă stâncoasă.

Probele sunt prelevate pentru a permite examinarea detaliată a acestora, în vederea identificării și clasificării lor in situ sau pentru obținerea, în urma testelor de laborator, a valorilor parametrilor fizici (necesari identificării, caracterizării generale și clasificării pământului) și a parametrilor mecanici (necesari calculelor de deformații, rezistență și stabilitate). În situații speciale se pot efectua și analize mineralogice ale pământurilor.

Probele tulburate sunt caracterizate de modificarea completă a structurii interne și de modificarea unora dintre proprietățile fizico-mecanice.

Probele netulburate pot prezenta ușoare deformări la extremitatea eșantioanelor, însă proprietățile fizico-mecanice sunt neschimbate.

În pământurile nisipoase, din cauza imposibilității practice de prelevare a probelor netulburate, se vor efectua penetrări pentru determinarea stării de îndesare.

În pământurile sensibile la umezire (PSU), probele netulburate se vor preleva din foraje cu dispozitive speciale, care să asigure nederanjarea structurii sau prin decupare manuală, în sondaje deschise.

În pământurile fine și în special în cele cu consistență scăzută, probele netulburate se vor recolta în ștuțuri cu pereți subțiri, fiind recomandată utilizarea dispozitivelor de prelevare cu piston.

Încercările fizico-mecanice de laborator constau în (Mărunțeanu et al 2001):

Analize granulometrice : permit determinarea distribuției procentuale a dimensiunilor particulelor constituente ale materialului analizat, care contribuie la identificarea materialului și permite estimarea altor proprietăți, prin întocmirea unei curbe granulometrice (metoda cernerii – pentru dimensiuni mai mari de 50μ și metoda sedimentării – pentru dimensiuni ale particulelor mai mici de 50μ),

Determinarea umidității naturale: permite stabilirea stării în care materialul analizat se găsește în situ,

Determinarea greutății volumice în stare natural (umedă) , a greutății volumice în stare uscată d și a greutății volumice a scheletului mineral s, determinarea limitelor de plasticitate și calculul indicelui de plasticitate Ip,

Determinarea caracteristicilor de compactare prin încercarea Proctor normal,

Determinarea parametrilor rezistenței la forfecare asupra probelor compactate (90% – 95%) prin metoda Proctor,

Încercarea la compresiune triaxială.

Pentru rocile argiloase-nisipoase, prin testele in situ și de laborator, se determină modulul monodirecțional, care definește raportul dintre variațiile elementare ale eforturilor acționând într-o direcție dată și variațiile elementare corespunzând deformațiilor relative pe aceeași direcție (Stroia 2000, Stroia et al 1998).

Testul de compresiune-tasare: determină compresibilitatea rocilor cu un aparat numit edometru, pe epruvete cu structura netulburată.

Testul de compresiune-consolidare: test specific doar rocilor argiloase saturate.

Forfecarea directă (caseta de forfecare): realizează încărcarea probei cu un efort unitar normal constant, aplicând în același timp un efort unitar tangențial crescător până în momentul cedării probei după un plan orizontal predeterminat.

Forfecarea în triaxial: roca este supusă unei stări spațiale de eforturi, pe parcursul testului măsurându-se simultan eforturile, deformațiile longitudinale și radiale, schimbările de volum și presiunea apei din porii epruvetei.

Metode de teledetecție – interferometria radar satelitară (InSAR)

Sistemele de teledetecție sunt folosite pentru măsurarea radiației electromagnetice în scopul cartografierii. Semnalele înregistrate de sistemele de senzori reprezintă temperatura, proprietăți electrice și structurale ale obiectelor de la suprafața solului.

Informația oferită de teledetecție trebuie să fie verificată prin lucrări de teren, în același mod în care informația oferită de cercetarea geofizică trebuie să fie interpretată în lumina observațiilor de suprafață și din foraje (Rees 1999).

Tehnica interferometriei radar InSAR înlesnește măsurarea cu precizie milimetrică a deplasării terenului în punctele care reflectă semnalul radar înapoi la sursă, respectiv senzorul radar instalat pe un satelit (tabel 4.1). Semnalul de răspuns primit de la suprafață depinde de proprietățile dielectrice ale obiectelor de la sol (umiditatea solului, vegetație) și caracteristicile lor geometrice (rugozitate, formă).

Astfel, tehnologia InSAR este utilizată la detectarea la nivel milimetric a deplasărilor / deformațiilor de la suprafața solului, datorate cutremurelor, evenimentelor vulcanice, alunecărilor de teren, subsidenței sau tasărilor terenului.

Senzorii radar utilizați la obținerea imaginilor satelitare orbitează în jurul Pământului, la o altitudine cuprinsă între 500 și 800 de kilometri.

Tabel 4.1 Sateliți cu capacități de teledetecție InSAR (Rabus et al 2009, Herrera et al 2010, Farina et al 2007, Wegmuller et al 2008)

Metoda InSAR este adecvată pentru o dinamică redusă a mișcărilor de instabilitate, când rata mișcării dintre două puncte adiacente nu poate fi prea largă față de intervalul de timp al interferogramei și lungimea de undă la care operează senzorii radar. Când această rată devine prea mare, atunci pot interveni necorelații în interferogramă.

Metoda de teledetecție InSAR prezintă numeroase avantaje, printre care, cele mai importante sunt: independența față de condițiile meteorologice și de lumina naturală, aplicabilitatea pe arii foarte extinse sau în zone greu accesibile (versanți, alunecări de teren), precizie foarte mare (mm/an), monitorizarea se poate face periodic (săptămânal, lunar) pe intervale mari de timp și costuri mai eficiente decât a metodelor clasice, dar și dezavantaje: rezoluții spațiale de obicei mai mici decât a sistemelor optice, iar complexitatea date achiziționate îngreunează interpretarea lor, ducând la apariția unor distorsiuni geometrice.

Principiul de calcul al interferometriei InSAR

În figura 4.1 este prezentată schematic relația dintre deplasarea terenului și diferența de fază a semnalelor SAR achiziționate pe aceeași locație între două treceri succesive ale satelitului.

Măsurătorile InSAR obținute pe o singură trecere pot măsura numai proiecția deplasării suprafeței de-a lungul direcției de propagare, de la satelit la un punct de reflexie de pe suprafață.

Figura 4.1 Relația dintre deplasarea terenului și diferența de fază a semnalului. Valoarea lungimii de undă este cea utilizată de satelitul ERS operat de către Agenția Spațială Europeană. (Colombo 2013)

Sistemele spațiale bazate pe interferometria SAR (InSAR) utilizează diferența de fază dintre două imagini SAR achiziționate pentru o suprafață identică, rezultând din aceasta că se poate obține în același timp și un model digital de elevație. Cele două seturi numerice ale imaginilor SAR sunt înregistrate prin utilizarea unor algoritmi de corelație în cadrul procesării InSAR, atingându-se o precizie de 1/8 pixel. După aceasta se generează interferograma cu ajutorul diferențelor de fază dintre cele două imagini. Diferențele de fază sunt convolute pe un ciclu de 2π și trebuie să fie deconvolutate pentru a obține fazele absolute. În final, faza absolută va fi convertită în elevație.

Conform figurii 4.2, unde senzorii radar sunt ortogonali cu traiectoria orbitală, diferența de fază dintre două înregistrări SAR este dată de relația următoare (Zebker et al 1981):

(27)

Unde:

= unghiul de “tragere” al impulsului radar către un punct dat,

B = mărimea distanței dintre locațiile antenei (senzorului),

α = unghiul vectorului principal măsurat de la orizontul orbital,

λ = lungimea de undă radar,

Δr = deplasarea punctului din imagine de-a lungul direcției de propagare a impulsului radar pe perioada celor două observații temporale.

Figura 4.2 Geometria sistemului InSAR (Linlin et al 2004)

Dacă variația naturală a diferenței de fază Δφ datorată suprafeței de referință la elevația 0 este scoasă din ecuația (27), atunci:

(28)

Unde:

o = unghiul de “tragere” către suprafața de referință,

ro = distanța către suprafața de referință,

h = înălțimea punctului imagine deasupra suprafeței de referință.

Ecuația (28) arată că primul termen este proporțional cu topografia, iar al doilea termen este proporțional cu schimbarea topografiei.

Dacă cele două imagini sunt preluate în același timp, dar cu senzori cu locații diferite, atunci diferența de fază este legată de topografia suprafeței.

Dacă imaginile sunt preluate din aceeași locație la timpi diferiți, atunci diferența de fază reprezintă o înregistrare a schimbărilor topografice.

Dacă imaginile sunt preluate din locații diferite la timpi diferiți, atunci diferența de fază reprezintă o înregistrare atât a topografiei, cât și a schimbărilor topografice.

Pentru că raportul este subunitar, diferența de fază este mult mai sensibilă la deplasările terenului.

În cazul în care se iau în considerare influențele provenite de la perturbări atmosferice, erori de orbită sau zgomote ale semnalului radar, faza interferometrică din interferogramă va conține următoarele componente:

(29)

Unde:

= componenta topografică

= componenta de deformație a suprafeței terenului

= întârzierea semnalului radar datorită fluctuațiilor atmosferice

= componenta legată de orbita satelitară

= zgomotul de fază datorat necorelării semnalului interferometric.

Aplicabilitatea InSAR în industria minieră

Deși este o metodă relativ recentă, metoda de teledetecție InSAR are rezultate foarte bune obținute la evaluarea și monitorizarea detaliată a depozitelor de deșeuri miniere.

Metodele de teledetecție InSAR sunt deosebit de utile industriei miniere, deoarece furnizează valori de calibrare pentru modelelor numerice ce studiază fenomenele de geohazard ce pot avea loc pe amplasamentul depozitelor de deșeuri sterile miniere: fenomene de subsidență datorate exploatărilor miniere subterane, deformări ale taluzelor carierelor sau ale iazurilor de decantare etc.

Există deja numeroase studii de caz în care interferometria InSAR a fost utilizată cu succes în industria minieră la detectarea și monitorizarea deplasărilor și deformațiilor terenului pe suprafețe mari la precizii submilimetrice pentru taluze de carieră (Rabus et al 2009, Herrera et al 2010, Akcin et al 2010), alunecări de teren și subsidențe miniere datorate exploatării subterane (Cascini et al 2010, Farina et al 2007, Wegmuller et al 2008, Tomás et al 2010).

Calitatea datelor InSAR obținute de pe amplasamentul depozitelor de sterile poate fi scăzută de factorii ce pot modifica proprietățile de reflexie ale terenului în timp, cum ar fi vegetația, atmosfera, condiții de teren (de ex. acoperirea cu zăpadă), eroziunea / derocarea antropică.

Un alt factor ce poate modifica precizia datelor InSAR este topografia terenului de investigat și anume pantele cu înclinare foarte mare dispuse la o distanță și înclinare imposibil de captat de către senzorii laser (Rabus et al 2009).

În ultimii ani, modernizarea metodei de interferometrie a permis filtrarea, reducerea sau chiar eliminarea acestor factori perturbanți, crescând astfel acuratețea determinării deformațiilor terenului.

Metode indirecte de achiziție (metode geofizice)

Modificarea proprietăților fizice ale materialului din constituția digurilor și taluzelor datorită evoluției unor procese erozionale interne generate de curenții de infiltrație prin corpul barajului, impune utilizarea anumitor metode geofizice ce pun în evidență anomaliile respective.

Investigațiile geofizice sunt de obicei atractive datorită caracterului nedistructiv / invaziv al acestora și al costurilor mult mai mici comparativ cu alte metode.

În cadrul activității de teren și mai ales la verificarea fiabilității metodei pentru scopul propus pot apărea anumite restricții de determinare deoarece:

Contrastul dintre proprietățile geo-fizice suficient nu este suficient de puternic pentru a evidenția anomalia

Adâncimea și rezoluția metodei de investigare este limitată

Detaliile obținute sunt reduse o dată cu creșterea adâncimii de investigare.

Clasificarea generală a metodelor și tehnicilor indirecte (metode geofizice) de achiziție a parametrilor ce caracterizează fenomenele generatoare de risc din industria minieră este prezentată în tabelul de mai jos:

Tabel 4.2. Clasificarea și aplicabilitatea metodelor indirecte (INCDMRR et al 2006-2008)

Metodele geofizice cel mai des folosite la investigarea geofizică a barajelor iazurilor de decantare și a haldelor de steril din industria minieră și prin urmare, și în situația studiului de caz ales, sunt metodele de rezistivitate electrică.

Metode de rezistivitate electrică

Metodele de măsurare a rezistivității solului se bazează pe faptul că mineralele uzuale conținute în sol sunt slab conducătoare de electricitate (excepție făcând argila), curentul electric putând circula în sol doar prin faza lichidă. Rezistivitatea este deci o funcție de porozitate.

Metodele geoelectrice măsoară rezistivitatea directă a curentului introdus în sol folosind surse artificiale de curent. Curentul este introdus în sol prin electrozii C1 și C2, iar potențialul câmpului electric se măsoară folosind electrozii P1 și P2. Sursa de curent poate produce curent continuu sau curent alternativ de frecvență joasă. Scopul generării și măsurării potențialului câmpului electric este de a determina distribuția spațială a rezistivității (conductivitatea) în sol (figura 4.3).

Figura 4.3 Principiul măsurării rezistivității aparente (Knödel et al 2007)

Interpretarea măsurătorilor geofizice este făcută pe baza unor grafice sau hărți ale datelor primare sau prelucrate, rezultând o imagine calitativă și grosier cantitativă a informațiilor privind locațiile, adâncimile, neuniformitățile structurale și tipurile de materiale aflate în subteran, în imediata apropiere a suprafeței.

Rezultatele măsurătorilor geofizice se filtrează înainte de a fi utilizate în prezentări gen grafice sau hărți. Uneori, chiar și după filtrare, informațiile sunt insuficiente și este necesară o analiză cantitativă mai aprofundată. Astfel, se aplică operațiunea de inversare a datelor primare, cu scopul de a genera o distribuție a proprietăților fizice.

Problema inversării în geofizică reprezintă posibilitatea estimării unui model rezonabil al subsolului (o distribuție cantitativă a uneia sau a mai multor proprietăți fizice, pe baza datelor înregistrate).

Metoda rezistivităților aparente are trei variante de aplicare în practică:

profilarea electrică;

sondajul electric vertical (SEV);

tomografia rezistivității electrice (ERT / ERI).

Profilarea electrică constă în determinarea variației rezistivității electrice de-a lungul unui profil de observație cu ajutorul unui dispozitiv de măsură cu geometrie constantă. Astfel, se poate pune în evidență prezența în subsol a unor formațiuni geologice cu rezistivități diferite, dar nu se pot face determinări cantitative în ceea ce privește grosimea lor.

Sondajul electric vertical constă în determinarea variației în adâncime a rezistivității aparente a formațiunilor geologice, într-un punct al profilului de observație, cu ajutorul unui dispozitiv de măsură la care distanța dintre electrozi se mărește succesiv față de centru, pentru fiecare poziție a electrozilor, determinându-se astfel, o valoare a rezistivității.

ERT sau ERI (electrical resistivity imaging), metoda utilizată în cadrul studiului nostru de caz, este o metodă rezultată din combinarea celor două procedee descrise mai sus.

Principiul tehnicii de achiziție ERI (Electrical Resistivity Imaging)

Scopul investigațiilor geoelectrice este acela de a determina distribuția rezistivității aparente în subsol efectuând măsurători la suprafață. Din aceste măsurători, pot fi estimate prin inversiune, rezistivitățile specifice rocilor din subsol. Rezistivitatea electrică a formațiunilor geologice este influențată de diverși parametri geologici, cum ar fi conținutul în minerale și lichide, porozitatea și gradul de saturare al porilor. Așadar, rezistivitatea electrică este o caracteristică specifică a tipului de rocă (figura 4.4).

Figura 4.4 Rezistivitatea caracteristică diferitelor litologii (Ωm) (Knödel et al 2007)

Legea fizică fundamentală care guvernează distribuția curentului în sol și pe care se bazează metoda rezistivităților este legea lui Ohm, ecuația acesteia în forma vectorială fiind:

(30)

Unde:

σ = conductivitatea mediului

J = densitatea de curent

E = intensitatea câmpului electric.

În practică toate dispozitivele utilizate măsoară diferența de potențial dintre 2 puncte amplasate pe suprafața terenului și curentul injectat în sol. De regulă, măsurătorile în teren se realizează cu un dispozitiv de patru electrozi aranjați ca în schema de mai jos (C1 și C2 sunt electrozii de curent, în timp ce P1 și P2 sunt electrozii de potențial).

Figura 4.5 Schema unui dispozitiv de măsură a rezistivității electrice

În această situație, diferența de potențial este dată de relația:

(31)

Unde:

I = sursa de curent

ρ = rezistivitatea

Ecuația (31) dă potențialul ce poate fi măsurat într-un semispațiu omogen, utilizând un dispozitiv cu 4 electrozi, în timp ce investigațiile din teren se realizează invariabil într-un mediu neomogen, a cărui rezistivitate reală prezintă o distribuție 3D.

Din valorile de curent (I) și potențial (ΔØ) se calculează valoarea de rezistivitate aparentă (ρa) cu relațiile:

(32)

(33)

Unde:

k = factor ce depinde de aranjarea celor 4 electrozi.

Aparatele de măsurare a rezistivității (rezistivimetrele) dau, în mod normal, o valoare a rezistenței:

(34)

astfel că în practică valoarea rezistivității aparente se calculează cu relația:

(35)

Investigațiile în teren se execută cu dispozitive de măsură alcătuite din patru electrozi coliniari și aranjați simetric față de centrul dispozitivului. Cele mai cunoscute și mai uzitate dispozitive de măsură sunt cele de tip Wenner sau Schlumberger și dispozitivele dipolare.

În ultimul timp, aplicarea metodei rezistivităților se face printr-o tehnică specială denumită ERI sau ERT (electrical resistivity imaging) rezultată din combinarea profilării electrice cu sondajul electric vertical (SEV).

Figura 4.6 Tipuri de dispozitive de măsurători geoelectrice utilizate cel mai des în practica ERI (Knödel et al 2007)

Pentru aplicațiile de tip ERI s-au construit aparate speciale cu cabluri multielectrod care permit achiziția automată a datelor în format digital.

Un astfel de aparat este stația seismo-electrică tip 16SG12 produsă de firma italiană PASI utilizată pentru măsurătorile de teren efectuate pentru această lucrare.

Pentru o mai bună exemplificare a tehnicii de investigare ERI, se ilustrează, în figura 4.7, o secvență de măsurători pentru un dispozitiv cu 20 de electrozi.

Executatea tuturor măsurătorilor se realizează cu un dispozitiv Wenner cu o distanță între electrozi de “1a”. Pentru prima măsurătoare sunt utilizați electrozii cu numărul 1, 2, 3 și 4.

Electrodul 1 este utilizat ca prim-electrod de curent C1, electrodul 2 – ca prim-electrod de potențial P1, electrodul 3 ca al doilea-electrod de potențial P2, iar electrodul 4 ca al doilea-electrod de curent C2. Pentru a doua măsurătoare sunt utilizați electrozii 2, 3, 4 și 5 pentru C1, P1, P2 și respectiv C2. Această secvență se repetă până ce linia de electrozi ajunge în pozițiile 17, 18, 19 și 20, aceasta fiind ultima măsurătoare cu o distanță între electrozi de “1a”.

După completarea secvenței de măsurare cu o distanță de “1a”, se execută următoarea secvență cu o distanță între electrozi de “2a”. Pentru prima măsurătoare din această secvență se utilizează electrozii 2, 4, 6 și 8. Apoi procedeul se repetă până ce sunt utilizați electrozii 14, 16, 18 și 20.

Același procedeu se repetă pentru măsurătorile cu “3a”, “4a”, “5a” și “6a”.

Figura 4.7 Schema de măsurare a rezistivității electrice ERI pentru un dispozitiv cu 20 de electrozi (INCDMRR 2011)

Metodologia de interpretare a datelor de electrometrie

Există o multitudine de softuri specializate pentru prelucrarea datelor geofizice de electrometrie; pentru studiul de caz prezentat, la prelucrarea, interpretarea și reprezentarea datelor de rezistivimetrie pe secțiuni 2D și 3D (fence sections) a fost utilizat softul comercial RES2DINV (program elaborat de firma GeoTomo Software și distribuit de SCINTREX Limited, Canada)

Acest software realizează inversarea rapidă a datelor de rezistivitate 2D și de IP (polarizație indusă), pentru o multitudine de dispozitive de măsură, utilizând metoda celor mai mici pătrate. Inversarea datelor se face pe seturi mari de date – până la aprox. 20.000 de puncte de măsură, utilizând sisteme cu maxim 15.000 de electrozi.

Rezultatul inversării este materializat într-un model 2D al distribuției rezistivităților subteranului în zona investigată electric, ce permite, ca în urma interpretării, enunțarea unor concluzii asupra naturii rocilor și a parametrilor fizici asociați eventualelor procese de instabilitate.

Modelul 2D utilizat în programul de inversare constă dintr-o rețea de blocuri rectangulare, al cărui aranjament este determinat de distribuția punctelor din pseudo-secțiune. Adâncimea ultimului rând de blocuri pe adâncime este aproximativ egală cu adâncimea echivalentă de investigare a datelor cu cea mai mare distanță dintre electrozii aflați în poziții extreme.

Metoda de optimizare încearcă să reducă diferențele dintre valorile calculate și cele măsurate ale rezistivității aparente, prin ajustarea rezistivităților la nivelul bloc-modelului. O măsură a acestor diferențe este dată de eroarea medie pătratică (RMS), indicator care se calculează după fiecare iterație.

În ceea ce privește dispozitivele de măsurare care pot fi prelucrate cu acest program în afara dispozitivelor clasice: Wenner, Schlumberger, pol-pol, dipol-dipol și dipol-dipol ecuatorial, programul suportă și aranjamente neconvenționale (INCDMRR 2011).

Rețea de monitorizare (piezometre, reperi topografici, înclinometre)

Date importante pot fi achiziționate, în plus față de parametrii obținuți prin metode directe și indirecte de investigare, din rețelele de monitorizare ale iazurilor de decantare.

În faza de post închidere, frecvența anumitor activități de monitorizare ar putea fi redusă, în urma unei evaluări riguroase a situației geotehnice și a analizei de către experți independenți a stabilității barajului.

Activitățile de monitorizare în faza de post închidere vor include:

Inspecții vizuale regulate, cel puțin o dată la șase luni, ale sistemului iazului de decantare, incluzând toate componentele fizice importante, cum ar fi barajul iazului, platoul de steril, sistemul de drenaj lateral, zonele imediat învecinate, zona de la piciorul barajului. Aceste inspecții vor include o documentare fotografică regulată la fiecare șase luni și după fiecare eveniment seismic sau meteorologic deosebit.

Instalarea unor puncte de referință (reperi topografici) pe coronamentul și pe taluzurile barajului, în vederea efectuării de măsurători geodezice regulate, de exemplu, o dată pe lună.

Instalarea unor aliniamente de piezometre în vederea efectuării de măsurători regulate (lunare sau săptămânale) ale nivelului hidrostatic în masa de steril și în corpul barajului. La obiectivele considerate ca fiind critice, de exemplu, în urma producerii unor inundații sau alunecări de teren etc, în tuburi pot fi dispozitive de înregistrare automată în timp real.

Instalarea de înclinometre sau traductori de tasare în zonele în care stabilitatea barajului ar putea fi afectată în urma unor inundații sau alunecări de teren.

Datele obținute vor fi înregistrate, stocate în formă electronică și păstrate ca referință într-o bază de date structurată.

Datele de monitorizare împreună cu modelarea stabilității barajelor în ipoteza statică și pseudostatică sunt utilizate pentru determinarea unor praguri de atenție și de alarmare a situațiilor cu grad ridicat de risc.

Pe suprafața iazului de decantare Tărnicioara, ce face obiectul prezentului studiului, există o rețea de monitorizare compusă din două înclinometre (Î1, Î2) și cinci piezometre (P1, P2, P3, P4, P5) utilizate în vederea măsurării regulate a nivelului hidrostatic.

Datele de monitorizare ale întregii rețele sunt înregistrate și stocate de către societatea de conservare și închidere a minelor SC Conversmin SA.

5. Studiul de caz – Prezentare generală a amplasamentului

În vederea evidențierii fenomenelor generatoare de risc din corpul unui iaz de decantare, a stabilirii unor nivele de alertă și de atenționare și a elaborării unui sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc, sistem care să detecteze în timp util orice pericol ce poate afecta stabilitatea iazului de decantare și implicit, mediul înconjurător, a fost ales ca studiu de caz: iazul de decantare Tărnicioara, cariera Ostra, județul Suceava, Romania.

Motivele alegerii acestui obiectiv ca studiul de caz pentru aplicarea sistemului integrat de modelare au fost determinate de faptul că lucrările de închidere erau finalizate la data investigării, acesta deținând o rețeaua de monitorizare parametrică în funcțiune (rețea de monitorizare ce furnizează unui volum informațional de date impresionant).

Figura 5.1 Planul de amplasament al iazului Tărnicioara

În capitolele de mai jos vor fi prezentate geomorfologia, geologia, hidrologia și hidrogeologia perimetrului iazului Tărnicioara, caracteristicile climatice ale zonei și seismicitatea specifică amplasamentului.

Geomorfologia zonei

Din punct de vedere morfologic, perimetrul iazului de decantare Tărnicioara este amplasat la limita dintre Orogenul Carpatic și Platforma Moldovenească, unitate geomorfologică ce prezintă un relief de podiș (Podișul Moldovenesc), aparținând însă de cel dintâi.

Repartiția formelor de relief este în strânsă dependență cu constituția litologică a subsolului.

Iazul Tărnicioara este situat la baza Munților Rarău, între Munții Stânișoarei și depresiunea Găinești, în bazinul râului Suha.

Figura 5.2 Harta fizico-geografică a amplasamentului (Mândruț 2008)

Geologia zonei

Particularitățile evoluției geotectonice și bazinale a Orogenului Carpaților Orientali, a avut drept consecință formarea unităților morfostructurale majore, dezvoltate longitudinal pe direcția NNV-SSE (Juravle 2015-2016):

Zona cristalino-mezozoică alcătuită din dacidele mediane ocupă partea mediană a Orogenului est-carpatic, reprezentând axul de simetrie al acestuia;

Zona flișului est-carpatic alcătuită din dacidele externe și parțial din moldavide este separată în concepția clasică în două subzone: flișul intern – în partea de vest, reprezentat de pânzele: Pânza flișului negru, de Ceahlău, de Baraolt, de Bobu (dacide externe) și pânzele de Teleajen și Macla (moldavide) și flișul extern – în partea de est, reprezentat de pânzele de Audia, Tarcău și Vrancea (moldavide);

Zona flișului transcarpatic situat la vest de axul cristalino-mezozoic, care corespunde cu zona pienidelor (continuarea nordică a transilvanidelor);

Zona de molasa care încheie spre est domeniul moldavidic, reprezentată de depozitele Pânzei subcarpatice (moldavide);

Zona vulcanitelor neogene formată în urma erupțiilor vulcanice din Badenian-Pleistocen, în legătură cu subducția domeniului de platforma est-european sub Orogenul Carpatic;

Depresiunile post-tectonice interne: Maramureș, Vatra Dornei, Borsec, Bilbor, Drăgoiașa-Glodu, Țibău, Gheorgheni-Ciuc, Brașov, Comănești.

Figura 5.3. Secțiune geologică reprezentativă prin orogenul Carpaților Orientali, zona nord-centrală (Ștefănescu 1988)

Figura 5.4 Harta geologică a amplasamentului iazului de decantare Tărnicioara (Petrescu et al 1966-1968)

Zona cristalino-mezozoică alcătuiește axul central al Carpaților Orientali, formând substratul munților Maramureș, Rodnei, Bistriței Aurii (Suhard, Culmea Țapului, Obcina Mestecănișului), Rarău, Giumalău, Bistriței Mijlocii, Giurgeu, Hăghimaș și Perșani.

Din punct de vedere litostratigrafic se separă formațiunile cristaline de soclu, prealpine și o cuvertură sedimentară mezozoică. Cuvertura sedimentară este alcătuită la rândul ei dintr-o serie autohtonă și o serie alohtonă.

Din punct de vedere sedimentogenetic și tectogenetic, în bazinului central-est carpatic se separă compartimentul moldav între Tisa și Ciuc și compartimentul Perșani în sud (Juravle 2015-2016).

Din punct de vedere tectonic se disting două unități majore: unitatea autohtonă (pânzele bucovinice), alcătuită din soclul cristalin și sedimentarul autohton, denumită și unitatea bucovinică și unitatea alohtonă transilvană (pânzele transilvane), formată din sedimentarul și complexele ofiolitice provenite din zona riftului transilvan.

Soclul cristalin

Soclul cristalin este alcătuit din formațiuni mezo- și epimetamorfice extinse pe intervalul Proterozoic mediu – Carbonifer inferior și reprezentate prin grupurile (seriile) mezometamorfice și grupurile epimetamorfice.

Grupurile mezometamorfice:

Grupul de Bretila – este caracterizat de amfibolite, gnaise, gnaise oculare (de Rarău, de Prisecani, de Rebra, de Anieș), granulite și intruziuni de corpuri de granitoide. Vârsta este Proterozoic mediu (1660 mil. ani);

Grupul de Rebra – este format în bază din roci gnaisice și micașisturi, în partea mediană din calcare cristaline și la partea superioară din micașisturi cuarțitice. Vârsta este Proterozoic superior (800 mil. ani);

Grupul de Negrișoara (Formațiunea de Pietrosu Bistriței) – este alcătuită din micașisturi, paragnaise cuarțitice, gnaise și roci carbonatice, în partea inferioară, iar la partea superioară din gnaise porfiroide de Pietrosu (gnaise cu fenocristale de cuarț violaceu și ochiuri de albit, provenite prin metamorfozarea unor lave și tufuri foarte variate). Vârsta este Proterozoic superior (675 mil. ani).

Grupurile epimetamorfice:

Grupul de Tulgheș – este divizat în 4 formațiuni litologice, fiind alcătuit din cuarțite muscovitice, șisturi sericito-cloritoase în bază, peste care se dispun roci grafitoase (cuarțite negre grafitoase, șisturi cu grafit), care cantonează mineralizațiile exploatabile de mangan din Carpații Orientali.

Grupul de Rodna – în acest grup au fost cuprinse seriile ankimetamorfice de vârsta Silurian – Carbonifer inferior, metamorfozate în ciclurile caledonic și hercinic. Litostratigrafia este foarte variată: șisturi sericitoase și cloritoase, șisturi verzi slab grafitoase, metaconglomerate, cuarțite negre, cuarțite albe, calcare și dolomite.

Cuvertura sedimentară mezozoică

Cuvertura sedimentară mezozoică este alcătuită din două suite: una autohtonă care a luat naștere în domeniul central est-carpatic, situată în partea inferioară a succesiunii și una alohtonă formată în domeniul transilvan și adusă tectonic la partea superioară a eșafodajului, peste suita autohtonă:

Suita sedimentară autohtonă s-a format pe soclul cristalin continental mezo-epimetamorfic, spre deosebire de suita alohtonă care s-a acumulat într-o zonă mai vestică, pe scoarța continentală subțiată și scoarța oceanică, formată în zona riftului transilvan. Condițiile batimetrice în bazin au fost diferite, rezultând 3 domenii diferite de sedimentare, din care s-au format trei serii sedimentare. Vârsta suitei autohtone se extinde pe intervalul Triasic – Cretacic inferior. Această suită este alcătuită din domeniul bucovinic situat în partea vestică a Bazinului central-est-carpatic, domeniul sub-bucovinic situat în partea centrală și domeniul infra-bucovinic situat în partea de est a bazinului.

Suita alohtonă a avut o poziție mai vestică în raport cu domeniul central-est-carpatic, bazinul de sedimentare suprapunându-se peste scoarța oceanică formată în riftul transilvan și scoarța continentală subțiată care intră în alcătuirea dacidelor mediane și interne. Depozitele formate și faunele fosile cu amoniți indică un mediu adânc. Specific pentru suita sedimentară transilvană este asocierea cu complexe de roci ofiolitice produse în zonele de rift. Sedimentarul alohton este preponderent calcaros și foarte fosilifer (faunele cu amoniții indică adâncimi mai mari decât în domeniile bucovinice) (Juravle 2015-2016, Matenco et al 2000).

Depozitul de sterile de preparare reprezentat prin iazul de decantare Tărnicioara este amplasat în zona bazinului orogen al Carpaților Orientali în suita sedimentară autohtonă bucovinică.

În ampriză, iazul de decantare stă pe depozitele aluvionare ale pâraielor Scăldători și Tărnicioara, care și-au săpat văile în baza stratelor marno-argiloase de vârstă Cretacic – Neocomian (figura 5.5).

Figura 5.5 Schița tectonică a zonei central-est carpatice (Săndulescu 1984)

Hidrologia zonei

Din punct de vedere hidrologic, zona se încadrează în provincia hidrologică moldavă. Râurile și pârâurile reprezintă principalele unități hidrografice, la care se adaugă lacuri, iazuri, mlaștini și importante rezerve de apă subterană.

Aproape în totalitatea lor, râurile care drenează teritoriul județului sunt tributare Siretului, datorită configurației generale a reliefului. Afluenții principali: Suceava, Moldova, Bistrița, își au izvoarele în munții înalți de la vest și nord-vest.

Zona studiată este tributară pârâului Brăteasa și afluenților săi, pâraiele Tarnița, Scăldători și Tărnicioara. Pârâul Brăteasa este afluentul râului Suha, la rândul lui afluent de dreapta al râului Moldova. Perimetrul este situat la aproximativ 220m amonte de confluența pârâurilor Tarnița și Brăteasa, chiar la confluența pâraielor Scăldători și Tărnicioara.

Hidrogeologia zonei

Din punct de vedere hidrogeologic, zona se încadrează în macroregiunea apelor freatice din podișurile extracarpatice, separându-se acviferul freatic localizat în depozitele aluviale depuse de către râul Moldova și afluenții săi.

Apele subterane sunt cantonate în depozitele unor structuri cristalino-mezozoice, de fliș, în depozite miocene și mai ales în formațiunile aluvionare cuaternare.

Caracteristicile climatice ale zonei

Din punct de vedere al sectoarelor de climă zonală, zona studiată este încadrată într-un etaj topoclimatic colinar cu influențe ale climei sub-baltice (figura 5.6).

Din punct de vedere al precipitațiilor atmosferice, zona studiată are valori medii multianuale de 600 mm. Precipitațiile lunii februarie (luna cea mai secetoasă) înregistrează valori cuprinse între 20 – 30 mm/lună, iar în luna iunie (luna cea mai ploioasă) 80 – 90 mm/lună.

Numărul mediu al zilelor cu cerul acoperit dimineața (nebulozitatea medie anuală) este între 6 – 7/10, durata medie de strălucire a soarelui fiind de la 1500 la 1750 de ore într-un an.

Figura 5.6 Harta climatică a zonei (Mândruț 2008)

Temperatura aerului (valorile medii multianuale) în zona studiată este între 6 – 8C. În luna ianuarie, temperatura medie variază între -5C și -4C; temperatura medie a lunii iulie variază între 18 și 20C (figurile 5.7 5.8).

Din punct de vedere al frecvenței medie a zilelor tropicale, zona studiată se situează în aria regiunilor intermediare (cu 10-30 zile cu temperatura maximă a zilei de peste 30C), iar frecvența medie a zilelor de iarnă, în care temperatura maximă este de sub 0C, se situează între 40-50 de zile.

Perimetrul studiat este amplasat într-o zonă unde vânturile dominante provin din sectorul vestic (V, NV, SV). Acestea au în general o viteză cuprinsă între 7,5 – 15,2 m/sec. Și mai rar 55 – 77 m/sec.

Conform Indicativ NP-082-04, viteza vântului mediată pe 1 min la 10m este de 41m/s (cu 50 de ani interval mediu de recurență), iar presiunea de referință a vântului (kPa) mediată pe 10 min la 10m este de 0,7 kPa (cu 50 de ani interval mediu de recurență).

Conform STAS 6054-77, zona studiată are adâncimi de îngheț de 1.00 – 1.10 m de la suprafața terenului. Prima zi de îngheț apare între 1 și 21 octombrie, iar ultima zi de îngheț între 11 aprilie și 1 mai. Numărul de zile fără îngheț este de 140 – 180 zile într-un an.

Figura 5.7 Harta temperaturilor medii ale lunii ianuarie (Mândruț 2008)

Figura 5.8 Harta temperaturilor medii ale lunii iulie (Mândruț 2008)

Numărul zilelor cu solul acoperit de zăpadă este de peste 50 de zile. Grosimea medie anuală a stratului de zăpadă pe sol este de peste 90cm.

Seismicitatea zonei

Din punct de vedere seismic, accelerația orizontală a terenului în care este amplasat iazul de decantare Tărnicioara, jud. Suceava are valoarea Ks=0,15, conform Indicativ NP 076/2013.

Perioada de colț (control) Tc a spectrului de răspuns reprezintă granița dintre zona de valori maxime în spectrul de accelerații absolute și zona de valori maxime în spectrul de viteze relative. Pentru zona studiată, perioada de colț are valoare Tc=0,7 sec, conform normativelor în vigoare. (Indicativ P 100-1/2013) (figurile 5.9 5.10)

Figura 5.9 Zonarea teritoriului României în funcție de valorile de vârf ale accelerației terenului pentru proiectare (ag) cu perioada de recurență IMR=225 ani și 20% probabilitate de depășire în 50 de ani (Indicativ P 100-1/2013, Indicativ NP 076/2013)

Figura 5.10 Zonarea teritoriului României în funcție de perioada de colț (Tc) a spectrului de răspuns (Indicativ P 100-1/2013, Indicativ NP 076/2013)

Caracteristicile generale ale iazului

Iazul de decantare Tărnicioara este catalogat ca fiind un iaz de vale de mare capacitate, situat la confluența pâraielor Scăldători cu Tărnicioara.

Iazul de decantare Tărnicioara a servit la depozitarea sterilului minier rezultat din prelucrarea minereurilor de cupru, plumb, zinc și baritină în Uzina de Preparare Tarnița a perimetrului minier Ostra situat pe teritoriul comunei Ostra, județul Suceava.

Accesul la iazul Tărnicioara se realizează pe drumul județean Frasin – Holda (DJ 117A), racordat la drumul național Suceava – Vatra Dornei (E 576).

Iazul este amplasat la cca 220 m amonte de confluența cu pârâul Brăteasa și este delimitat spre aval, pe valea Tarnița, de un baraj principal de la care s-a realizat înălțarea spre interior. În amonte este delimitat pe ambele văi, Scăldători și Tărnicioara, de alte două baraje. Aceste baraje s-au construit o dată cu barajul principal și s-au înălțat tot spre interior o dată cu creșterea nivelului sterilului din iaz.

Conform Registrului Național al Barajelor din Romania iazuri de decantare din industria minieră, iazul de decantare Tărnicioara este încadrat în clasa a III de importanță (Standard STAS 4273-83) și în categoria C de importanță (RB = 0,148) (Regulament NTLH-021 2002).

La data încetării complete a depunerilor, iazul avea o înălțime maximă de 78,50 m (între cotele 810,00 mdM – a terenului de la baza barajului de amorsare și 896,50 mdM – coronamentul ultimului dig supraînălțat).

Cantitatea totală de material steril depozitat este de 15.668.000 tone, echivalentul a cca. 8.300.000 m3.

Transportul sterilului la iaz s-a efectuat hidraulic, prin pompare, prin intermediul conductelor metalice Dn 500 mm.

Pentru evacuarea debitelor naturale de pe cele două văi închise (Tărnicioara și Scăldători) s-au folosit două soluții diferite (figura 5.11):

apa pârâului Tărnicioara a fost deviată printr-o galerie în pârâul Brăteasa, galerie hidrotehnică săpată prin metode miniere, cu o secțiune interioară de 6,34 m² și 526 m lungime, traseul având debușarea în pârâul Brăteasa, amonte de Uzina de preparare Tarnița,

apa pârâului Scăldători subtraversează iazul printr-un canal închis din beton armat prefabricat, amplasat sub iazul de decantare, pe firul văii naturale, cu secțiune circulară de 1,80 m diametru interior și 1338 m lungime, din care 1250 m sub masivul de steril.

Pe timpul exploatării evacuarea apelor tehnologice și pluviale din iaz s-a făcut prin sonde inverse metalice.

Debitul capabil al canalului închis din beton de pe valea Scăldători este de 26,9 m³/s, iar al galeriei hidrotehnice de pe valea Tărnicioara de 42,0 m³/s. Aceste debite sunt mult mai mari decât debitele de calcul și de verificare. Ele sunt însă debite calculate pentru secțiunea galeriilor și nu pot fi atinse din cauza pierderilor de sarcină a portalelor cu grătar de la intrare.

Evacuarea apei limpezite se realizează gravitațional printr-un număr de 6 sonde inverse metalice ce evacuează în galeria hidrotehnică Tărnicioara apa de pe plaja iazului (INCDMRR 2011).

Figura 5.11. Vedere în plan a iazului Tărnicioara (Banu et al 2015)

Figura 5.12. Profil longitudinal prin iaz – valea Scăldători (Răducă 2010)

Scurt istoric al activității iazului Tărnicioara

Iazul a fost construit între anii 1973-1974 de TCMM București după proiectul IPROMIN București și a intrat în funcțiune în anul 1975, având ca scop depozitarea sterilului de la uzina de preparare Tarnița a carierei Ostra, județul Suceava .

După decembrie 2000 a funcționat doar ca iaz de avarii și rezervă, iar în 2006 a intrat în faza de închidere.

Din primăvara anului 2008 a început execuția propriu-zisă a lucrărilor de construcție pentru închiderea și ecologizarea iazului de decantare Tărnicioara pe baza unui proiect elaborat de I.C.P.M. Baia Mare, proceduri ce au fost finalizate la începutul anului 2013:

Realizarea de canale de gardă pe conturul iazului, la intersecția cu versanții naturali, cu descărcarea în văile Tarnița, Scăldători și Tărnicioara.

Amenajarea unui sistem de evacuare pe plaja iazului, utilizat în eventualitatea necesității evacuării apei în cazul obturării pe viitor a vreunei construcții existente de evacuare (sonde inverse, canale de gardă etc).

Nivelarea plajei și crearea de pante spre canalele de gardă pentru evacuarea apelor din precipitațiile care ajung pe suprafața iazului (INCDMRR 2011).

Pe parcursul perioadei de existență a iazului s-au înregistrat numeroase incidente și accidente, unele chiar după trecerea lui în rezervă:

1988 – cedarea sondei inverse de pe valea Scăldători urmată de o sufoziune cu erupție de apă și pâlnie de prăbușire cu diametrul de 3 m și înălțimea de 3 m;

1991 – reactivarea sufoziunii pe plaja iazului în zona brațului Scăldători. În luna august cedarea sondei inverse pe brațul Tărnicioara și apariția unui crater cu diametrul de 4 m și înălțimea de 1,50 m;

1993 – apariția unui crater de mari dimensiuni pe taluzul aval;

1994 – reactivarea craterului pe taluzul principal;

1995 – o nouă reactivare a craterului de pe taluzul principal;

1997 – apariția unei prăbușiri pe plaja iazului;

1999 februarie – reactivarea craterului pe taluzul principal;

2000 ianuarie – reactivarea în același loc a craterului pe taluz;

2001 iulie – apariția unei sufoziuni pe taluzul Scăldători și a unui crater de 3 m diametru și 5 m înălțime;

2002 mai – septembrie, mai multe obturări la grătarele de protecție a canalului Scăldători și galeriei Tărnicioara datorită ploilor torențiale.

2002 iulie – s-a blocat sonda inversă. Au apărut mai multe ravene importante pe taluzul principal și pe taluzul Scăldători, astupate operativ.

2002 septembrie – a apărut o exfiltrație mai mică pe partea dreaptă a taluzului principal;

2004 – au apărut câteva colmatări la grătarul de protecție al galeriei Tărnicioara în urma ploilor torențiale.

23 iulie 2008 – o ploaie care a însumat peste 100 mm / 24 h a generat o viitură pe valea pârâului Scăldători, amonte de iazul Tărnicioara.

Aceste debite extraordinare au determinat avarieri ale unora dintre construcțiile componente ale iazului de decantare și ale lucrărilor de execuție în curs de desfășurare pentru închiderea și ecologizarea acestui obiectiv.

Cele mai importante efecte ale viiturii din 2008 de pe valea Scăldători au fost:

Antrenarea de materiale solide (resturi de la exploatările forestiere din bazinul hidrografic și material aluvionar), care au obturat accesul în canalul de tranzitare a pârâului pe sub iazul de decantare.

Ravenarea completă a taluzului principal aval al iazului, ravenele fiind la cca un metru distanță între ele și având o adâncime de până la un metru. Se puteau vedea și ravene mai adânci, mai ales în zonele de la baza taluzului. O parte din baza taluzului, pe partea stângă a acestuia, a alunecat pe o lățime de cca 15 m și o înălțime de cca 5 m.

Apariția unei puternice sufoziuni nepermanente pe taluzul principal care a creat un crater de peste 5 m adâncime și circa 4 m diametru (figura 5.13). Amplasarea acesteia a fost la cca o treime din înălțimea iazului și la cca jumătatea distanței între versanții iazului, fiind aproximativ deasupra firului văii neamenajate. Debitul de apă, apreciat de până la 1 m³/sec, a antrenat spre aval mari cantități de steril din taluzul iazului formând spre aval un șanț cu adâncimea medie de cca 1,5 m și lățimea medie de cca 2 m. Acest fenomen a mai fost evidențiat în trecut, când iazul era în funcțiune și chiar descris într-un articol apărut într-o revistă de specialitate (Florea et al 1999).

Distrugerea lucrărilor în construcție la canalul în trepte de colectare și evacuare a apelor de la intersecția taluzului principal al iazului cu versantul stâng, lucrări care erau la faza de armare și cofrare.

Figura 5.13 Crearea unui con de prăbușire datorat fenomenelor de sufoziune din corpul iazului (INCDMRR 2011)

6. Investigații efectuate pe iazul de decantare Tărnicioara

Obiectivul principal al investigării unui sit geologic este de a dezvolta un model caracteristic, o reprezentare a realității ce nu poate fi observată în mod direct. Acest model trebuie să conțină informații despre structura, despre materialele componente ale acesteia, precum și despre procesele ce afectează sau au afectat structura investigată.

Modelele se obțin din interpretarea datelor rezultate în urma aplicării diverselor metode de investigare ale terenului: prelucrarea și interpretarea rezultatelor din măsurători geofizice, interpretare a imaginilor obținute din teledetecție, interpretarea rezultatelor geochimice etc

Combinația adecvată de metode de investigare poate crește substanțial cantitatea și calitatea informațiilor.

În vederea obținerii datelor necesare modelării stabilității iazului de decantare Tărnicioara, în perioada 2011-2012, au fost executate pe amplasament următoarele lucrări de cercetare directe și indirecte:

Investigații geotehnice: două foraje geotehnice, situate pe o bermă a barajului principal și pe plaja iazului; forajele au avut 40m adâncime (FG1), respectiv 60m adâncime (FG2),

din ambele foraje s-au prelevat 25 de probe tulburate din 4 în 4 m, probe care au fost analizate în laborator geotehnic autorizat

Investigații de tomografie electrică: 16 profile de rezistivitate (șapte profile localizate pe plaja iazului: P1 P7, șapte profile amplasate pe barajul principal: T1 T7 și două profile situate pe barajul Valea Scăldători: S1, S2); tehnica de rezistivitate utilizată este ERI (Electrical Resistivity Imaging), metoda aplicată a fost Wenner-Schlumberger, cu electrozi localizați la distanță de 5 m unul de celălalt,

Măsurători de teledetecție InSAR efectuate pe întreaga suprafață a iazului, achiziționând imagini SAR cu ajutorul satelitului TerraSAR-X,

Extragerea de date privind oscilații ale nivelului hidrostatic din corpul iazului utilizând rețeaua de piezometre și înclinometre monitorizate de către SC Conversmin SA.

Investigații geotehnice

Forajul FG1, amplasat pe o bermă a barajului principal Tărnicioara, s-a executat până la adâncimea de 40 m, neinterceptând terenul natural. Până la adâncimea de 24 m s-a forat fără tubaj, după care coloana de foraj s-a tubat până la adâncimea finală de 40 m. Terenul nisipos în care s-a forat este de fapt materialul din iaz hidrociclonat cu care s-a înălțat barajul principal prin diguri succesive. S-au prelevat 10 probe din foraj, din 4 în 4 m.

Forajul FG2, amplasat pe plaja iazului Tărnicioara, s-a executat până la adâncimea de 60 m, de asemenea, fără a intercepta terenul natural. Forajul a fost executat cu tubaj din cauza terenului saturat cu apă. Terenul nisipos în care s-a forat este de fapt partea mai fină a materialului hidrociclonat cu care s-a înălțat barajul principal prin diguri succesive. S-au prelevat 15 probe din foraj, din 4 în 4 m.

Figura 6.1 Fișele primare ale forajelor geotehnice FG1 și FG2

Coloana litologică cu descrierea materialului probat este prezentată mai jos (figura 6.2):

Figura 6.2. Coloanele litologice ale forajelor geotehnice FG1 și FG2

Coordonatele topografice Stereo 70 ale celor două foraje sunt: FG1 (x = 651.351,35; y = 552.593,53; z = 894,54) și FG2 (x = 651.206,02; y = 553.357,33; z = 893,76).

Cele două foraje geotehnice au fost săpate în luna august 2011 în scopul prelevării probelor necesare determinării în laborator a parametrilor geomecanici necesari calculelor de stabilitate.

Nivelul apei după stabilizare în cele două foraje a fost de 28 metri măsurat de la guler, după cum urmează:

28 m adâncime față de cota 894,54 m la forajul FG1 de pe barajul principal aval Tărnicioara,

28 m adâncime față de cota 893,76 m la forajul FG2 de pe plajă, amonte de barajul principal Tărnicioara cca. 150 m.

Figura 6.3 Instalația de foraj amplasată pe o bermă a barajului principal Tărnicioara (FG1)

Figura 6.4 Aspecte din timpul executării forajului FG1

În vederea realizării analizei de stabilitate a iazului de decantare Tărnicioara, a fost necesară efectuarea de analize pe cele 25 de probele recoltate din forajele executate, cu scopul determinării următorilor parametrii :

Compoziția granulometrică pe fracțiuni (pentru fracțiunea < 0,05 mm utilizează metoda sedimentării cu areometrul) și reprezentarea curbei granulometrice.

Determinarea greutății volumice (kN/m3) în stare uscată și naturală (la umiditatea w).

Determinarea porozității n (%).

Determinarea indicelui porilor e.

Determinarea umidității naturale w (%).

Determinarea gradului de saturație Sr .

Încercări de compresiune – tasare în edometru cu determinarea modului de deformație edometric M (kPa); coeficientul de compresibilitate av (1/kPa) și tasarea specifică Є (%).

Determinarea conductivității hidraulice k (m/s) în stare saturată.

Determinarea parametrilor rezistenței la forfecare: unghiul de frecare φ (ș) și coeziunea c (kPa) la caseta de forfecare în stare nedrenată-consolidată.

Determinarea curbei de compresiune-tasare și a parametrilor de forfecare.

În imaginile de mai jos sunt ilustrate dotările laboratorului autorizat de geotehnică din Facultatea de Geologie și Geofizică, unde au fost analizate cele 25 de probe, precum și tabelul centralizator al rezultatelor analizelor fizico-mecanice.

Figura 6.5 Aparatura laboratorului autorizat de geotehnică din Facultatea de Geologie și Geofizică

Tabelul centralizator al rezultatelor analizelor fizico-mecanice pentru probele tulburate prelevate din forajele F1 și F2 este prezentat mai jos.

Investigații geofizice

Pe iazul Tărnicioara s-a utilizat metodologia de măsură a rezistivității electrice prin tehnica ERI – Electrical Resistivity Imaging.

Dispozitivul folosit pentru efectuarea măsurătorilor a fost de tipul Wenner-Schlumberger cu electrozii poziționați la o distanță, de 5m între ei pe toată lungimea profilului.

Măsurătorile au început din capătul amonte al văii Tărnicioara, din dreptul barajului secundar. S-au efectuat măsurători pe profile longitudinale, de pe un mal la celălalt cu centrul dispozitivului poziționat transversal din 100 în 100 de metri pe toată lungimea.

Avansarea transversală de pe un mal pe celălalt s-a efectuat cu profile paralele unul față de celălalt la o distanță de 30 de metri până la acoperirea integrală.

În unele cazuri datorită configurației geografice a iazului au fost făcute profile la doar 20 de metri unul față de celălalt.

Dispunerea celor 16 profile este prezentată mai jos:

Pe plaja iazului Tărnicioara au fost executate 7 profile longitudinale (P1, P2, P3, P4, P5, P6, P7), dispuse până la confluența cu valea Scăldători și acoperindu-se astfel în totalitate plaja iazului. Cele șapte profile au lungimi cuprinse între aproximativ 250 de metri (P7) și 800 de metri (P2). Profilele de rezistivitate aparentă și reală de pe suprafața depozitului din Valea Tărnicioara sunt reprezentate în figurile 6.6 6.12, iar modelul 3D de rezistivitate electrică în zona văii Tărnicioara rezultat prin profilare rezistivimetrică este reprezentat în figura 6.13.

Pe barajul principal au fost executate 7 profile longitudinale cu direcția bermelor (T1, T2, T3, T4, T5, T6, T7): un profil pe plajă (figura 6.14), unul pe coronament (figura 6.15), patru pe bermele aval (figurile 6.16 6.20) și unul pe coronamentul digului de amorsare (figura 5.17). Cele șapte profile de pe barajul principal au lungimi cuprinse între 345 m (plajă) și 135 m (dig de amorsare). Modelul 3D de rezistivitate electrică este ilustrat în figura 6.21.

Pe a doua îndiguire din amonte, barajul Valea Scăldători, au fost executate două profile longitudinale (S1, S2) cu lungimi cuprinse între 135 m și 145 m, unul pe coronamentul barajului (figura 6.22) și altul pe plajă (figura 6.23).

Modelul 3D de rezistivitate electrică în zona barajului Scăldători este reprezentat în figura 6.24.

Adâncimile investigațiilor geoelectrice au fost de:

30-39 m pe valea Tărnicioara (P1 P7),

26-45 m la barajul principal (T1 T7),

20-22 m la barajul și plaja valea Scăldători (S1 S2).

Aceste măsurători au evidențiat:

zone cu rezistivitate scăzută, interpretate ca fiind zone cu exces de umiditate (grad ridicat de saturație),

zone cu rezistivitate ridicată reprezentate prin roca de bază din versanți sau din ampriză,

zone de umplutură cu material grosier (pentru remedierea eroziunilor din taluzul prismului aval al barajului principal)

Pe baza acestor măsurători și studiind zonele evidențiate de acestea, au putut fi stabilite nivele hidrostatice care au fost reprezentate pe secțiunile de rezistivitate aparentă sau rezistivitate reală (modelată cu algoritmi de inversiune).

Metoda ERI a pus în evidență pe unele secțiuni, traseul galeriei de subtraversare Scăldători (acolo unde adâncimea de investigație a permis) și un alt traseu excentric axului barajului principal care ar putea fi un traseu prezumptiv al conductei de colectare a apelor limpezite de la sondele inverse.

Figura 6.6 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P1)

Figura 6.7 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P2)

Figura 6.8 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P3)

Figura 6.9 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P4)

Figura 6.10 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P5)

Figura 6.11 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P6)

Figura 6.12 Profile de rezistivitate aparentă și reală – pe suprafața depozitului în Valea Tărnicioara (P7)

Figura 6.13 Modelul 3D de rezistivitate electrică în zona văii Tărnicioara (profilare rezistivimetrică prin metoda Wenner-Schlumberger)

Figura 6.14 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Plajă – Barajul principal (T1)

Figura 6.15 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Coronament – Barajul principal (T2)

Figura 6.16 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Berma 1 – Barajul principal (T3)

Figura 6.17 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Berma 2 – Barajul principal (T4)

Figura 6.18 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Berma 3 – Barajul principal (T5)

Figura 6.19 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Berma 4 – Barajul principal (T6)

Figura 6.20 Profile de rezistivitate aparentă și reală – Dig de amorsare – Barajul principal (T7)

Figura 6.21 Modelul 3D de rezistivitate electrică în zona barajului principal (profilare rezistivimetrică prin metoda Wenner-Schlumberger)

Figura 6.22 Profile de rezistivitate aparentă și reală pe coronamentul barajului Valea Scăldători (S1)

Figura 6.23 Profile de rezistivitate aparentă și reală pe plajă în fața barajului Valea Scăldători (S2)

Figura 6.24 Modelul 3D de rezistivitate electrică în zona barajului Scăldători (profilare rezistivimetrică prin metoda Wenner-Schlumberger)

În imaginile de mai jos sunt prezentate aspecte din timpul execuției măsurătorilor geoelectrice.

Figura 6.25 Realizarea primului tronson al profilului P1 – în dreptul sondei inverse

Figura 6.26 Realizarea primului tronson al profilului P2 – valea Tărnicioara

Figura 6.27 Realizarea celui de-al treilea tronson al profilului P3 – valea Tărnicioara, vedere spre baraj Tărnicioara

Figura 6.28 Realizarea celui de-al patrulea tronson al profilului P3 – valea Tărnicioara, vedere spre barajul Tărnicioara

Figura 6.29 Realizarea celui de-al treilea tronson al profilului P5 – valea Tărnicioara,

vedere spre barajul Tărnicioara

Figura 6.30 Realizarea profilului T2 – coronamentul barajului principal,

vedere spre aval

Figura 6.31 Realizarea profilului T3 – berma 1 (în dreptul forajului geotehnic FG1- baraj principal)

Rezultatele investigațiilor electrometrice

Datele primare obținute în urma măsurătorilor de electrometrie au fost prelucrate cu ajutorul softului RES2DINV, valorile necorespunzătoare, datorate unor curenți mici de injecție sau a interferențelor cu anumite elemente conductoare din substrat, fiind eliminate sau corectate, după o analiză statistică, cu ajutorul aceluiași program.

După modelarea cu algoritmii de inversiune, prin metoda elementului finit, rezultatele finale au fost prezentate pe secțiuni bidimensionale de rezistivitate aparentă (măsurată și calculată) și de rezistivitate reală.

Datele bidimensionale au fost reprezentate pe cele trei zone (valea Tărnicioara, barajul principal și valea Scăldători) în modele 3D de tip “fence panels”, în vederea punerii în evidență a continuității unor anomalii: zone cu material saturat, anizotropia structurii investigate sau alte elemente importante pentru descrierea situației actuale (vezi figurile 6.6 6.24).

Figura 6.32 Interpretarea modelului 3D de rezistivitate electrică obținut prin profilare rezistivimetrică – plaja iazului (valea Tărnicioara) (P1P7)

Pe plaja iazului Tărnicioara au fost executate 7 profile longitudinale de electrometrie (ERI – metoda Wenner-Schlumberger). Primul profil este situat spre versantul stâng al văii Tărnicioara, începând de la circa 15 m de coronamentul digului. Celelalte profile sunt paralele cu primul și ajung până în versantul drept al văii. Distanța între profile este de 30 de metri pentru primele 4 profile și de 20 de metri pentru următoarele 3.

Din interpretarea datelor modelului 3D de rezistivitate electrică de pe plaja iazului (zona văii Tărnicioara), reies următoarele (figura 6.32):

Există o zonă foarte saturată pe primii 160 de metri începând de la primul electrod situat spre baraj ce confirmă faptul că datorită cotelor mai joase din această zonă, apa a stagnat și s-a infiltrat în porii materialului (P1P5).

Interfața material depus / teren natural a fost pusă în evidență la adâncimi cuprinse între 10 m și 37 m (P1 P7).

În general, nivelul apei se situează la cca. 1.5 – 2.0 m, din această cauză existând și fenomenele de băltire, vegetație tipică și o umiditate constantă în anumite zone (golful din versantul stâng), chiar pe timpul perioadelor secetoase (P1, P2).

Pe profilul 5 (lângă sonda inversă S1) a fost pus în evidență un fenomen de sufoziune. Această zonă are rezistivități foarte mici, sub 10 ohm*m și este flancată de zone cu rezistivități mari > 100 ohm*m.

Piezometrul P3 din capătul profilului 3 confirmă adâncimea nivelului hidrostatic la circa 1,5 m.

Zonele critice din punct de vedere al gradului de saturație al materialului de tipul nisipului fin prăfos se află în fața barajului și în zona golfului din versantul stâng. Drenarea apei din acest material este dificilă datorită capacității reduse de cedare. Cele două zone sunt localizate și pe modelul 3D.

Figura 6.33. Interpretarea modelului 3D de rezistivitate electrică obținut prin profilare rezistivimetrică, în zona barajului principal al iazului Tărnicioara (T1T7)

În această zonă au fost executate 7 profile longitudinale de electrometrie din care primul a fost amplasat pe plajă, al doilea pe coronament, iar celelalte 5 profile pe berme și pe digul de amorsare. Dispozitivul de măsură a fost tot Wenner-Schlumberger cu electrozii situați la 5 m distanță unul de celălalt.

Din interpretarea datelor se trag următoarele concluzii:

Adâncimea de investigare a fost între 25 și 40 metri, dar nu toate profilele au pus în evidență limita continuă cu terenul natural, excepție făcând profilele T5, T6 și T7.

Profilul de pe plajă pune în evidență o zonă relativ saturată; nivelul hidrostatic interpretat din datele de rezistivimetrie o situează între 25 – 28 metri, această adâncime este confirmată de cota nivelului hidrostatic interceptat în forajul geotehnic FG2.

Tot pe profilul plajei, pe o adâncime de 10 – 25 metri (mai mult în jumătatea dinspre versantul stâng), rezistivitățile ridicate (>2000 ohm*m) indică existența unui material uscat, compactat și chiar a unor zone umplute cu balast.

În versantul stâng spre interfața cu terenul natural există o anomalie de rezistivitate mică ce poate indica o probabilă infiltrație dintr-un izvor.

Profilul de pe coronament T2 indică rezistivități ridicate (material uscat și compactat) pe o adâncime de 20-25 metri (>2700 ohm*m); nivelul apei se situează la cca. 38 metri.

În profilul T3 – berma 1, pe care este poziționat și forajul geotehnic FG1 (adâncime totală 40 m), se remarcă zone cu rezistivitate mare pe o adâncime de 15 m, ele reprezentând de fapt materialul din treptele de supraînălțare constituit granulometric din nisip mijlociu și nisip fin. Sub acesta se găsește sterilul depus în iaz care are tendință de saturație în partea stângă a secțiunii (versantul drept). Nivelul hidrostatic se poziționează la circa 28 m și este conform cu cel determinat în forajul geotehnic FG1.

Profilele T4 – berma 2 și T5 – berma 3 determină aceeași interfață între materialul de supraînălțare și cel depus la adâncimi cuprinse între 16 și 13 metri. Zona cu exces de umiditate în contrast cu zonele cu rezistivitate mare se poziționează în partea centrală a celor două profile, iar nivelul hidrostatic interpretat e localizat la 20 și 17 metri.

Profilul T6-berma 4 are aceeași stratificare, în partea superioară treapta de supraînălțare pe adâncimea de 15 metri și sub ea materialul depus. Limita baraj / vale este continuă pe acest profil. Materialul este relativ omogen fără a pune în evidență zone umede.

Profilul T7 – Berma 5 este situat pe coronamentul digului de amorsare. Aici situația este atipică față de celelalte profile, existând valori mici de rezistivitate electrică sub interfața baraj / teren natural. Există o concentrare de valori sub 30 ohm*m pe intervalul 82 – 92 metri, ce poate indica existența unei conducte sparte, probabil conducta de colectare a apei limpezite de la sondele inverse. Spre partea stângă a acestei zone spre versantul drept, la aceeași adâncime se poate poziționa galeria de subtraversare Scăldători. Pe modelul 3D se poate observa cu ușurință continuitatea acestei anomalii ce poate indica o porțiune din traseul prezumptivei conducte.

Figura 6.34 Interpretarea modelului 3D de rezistivitate electrică obținut prin profilare rezistivimetrică, în zona barajului secundar al iazului Tărnicioara – valea Scăldători (S1S2)

În această zonă au fost executate două profile de electrometrie, unul pe plajă și altul pe coronamentul barajului.

Din rezultatele prelucrării datelor se pot trage următoarele concluzii:

Materialul din baraj, conform profilului executat pe coronament, are rezistivități mari, este uscat iar în zona superioară materialul este compactat pe o adâncime de 8-12 metri.

Pe profilul de pe plajă se remarcă o zonă cu rezistivități mai mari de 100 ohm*m pe jumătatea dinspre versantul drept, iar spre versantul stâng o zonă cu rezistivități mai mici de 35 ohm*m, ce indică posibile infiltrații dinspre posibile izvoare de pantă. La suprafață există indicii cu privire la acest lucru observându-se zone cu ape stagnante și vegetație tipică.

Achiziția de date prin teledetecția InSar

Achiziția datelor InSAR pentru iazul de decantare Tărnicioara s-a realizat în cadrul Programului Național PHARE 2006 aprobat de către Comisia Europeană pentru sprijinirea programelor pilot de monitorizare a iazurilor de decantare din județul Suceava și implementat de M.E.C.M.A. DGRM cu indicativul 2006/018-147-03.03/04.11 (Răducă 2010).

Datorită faptului că întreaga zonă de măsurare cuprinde o suprafață de circa 2500 km2 (50×50 km), datele satelitare au cuprins în afară de iazul Tărnicioara și alte trei iazuri de decantare, respectiv iazurile Valea Straja, Poarta Veche și Ostra. Pentru fiecare iaz au putut fi create hărți de deformare separate deoarece zonele de calibrare sunt diferite.

Lipsa vegetației pe suprafața iazurilor înlesnește monitorizarea acestora prin intermediul tehnicii InSAR, putându-se pune în evidență declanșarea unor eventuale fenomene de instabilitate (alunecări de teren datorate defrișărilor) și apariția unor posibile deformații ce se pot dezvolta în aceste zone, în general evidențierea oricăror tendințe de risc apărute.

Tehnica de măsurare constă în achiziționarea unor imagini satelitare în banda X (λ=3 cm) cu ajutorul senzorilor InSAR ai satelitului german de ultimă generație TerraSAR-X.

Rezoluția în plan orizontal a fost de aproximativ 3×3 metri. Însă în plan vertical, deformarea terenului a putut fi redată cu precizie milimetrică.

Prin metodologia InSAR, acoperirea perimetrului de interes al iazului este aproape continuă: imaginea optică a iazului Tărnicioara are o suprafață de 1 km2, însă iazul acoperă doar aproximativ jumătate din această arie, datorită formei sale (echivalentul unei acoperiri radar de 50.000 de pixeli).

Din analiza imaginii optice se remarcă lipsa de vegetație și o relativă lipsă a apei în zonă, fapt ce constituie un avantaj pentru tehnica InSAR; prin urmare majoritatea celor 50.000 de pixeli au reflectat activ semnalul radar.

Într-o estimare bazată pe observarea celor 77 de iazuri de decantare din portofoliul MECMA, se poate trage concluzia că, prin tehnica de teledetecție InSAR, pe fiecare iaz se pot măsura cel puțin 10000 de puncte, comparat cu 5 – 10 puncte GPS care se măsoară în mod normal prin mijloacele clasice terestre (Răducă 2010).

În zonele adiacente iazului Tărnicioara s-a poată realizat un număr echivalent de măsurători (în 50.000 de puncte), inclusiv pe pantele despădurite precum și în zona localității Ostra.

Rezultatele măsurătorilor InSAR

Achiziția datelor satelitare, prelucrarea interferogramelor și întocmirea hârților de deformație s-a realizat de către Advanced Studies and Research Center ASRF – București (Șerban 2010).

Hârțile de deformație realizate din măsurătorile InSAR au fost realizate pe o perioada de 154 de zile între 18.05.2011 și 19.10.2011. Această perioadă de 154 de zile a fost ulterior împărțită în mai multe tronsoane mai mici de timp pentru a pune în evidență eventualele fenomene de tasare sau de exondare a suprafeței taluzelor sau depozitului, datorate în special oscilației nivelului piezometric din corpul iazului de decantare (Poncoș et al 2012, Șerban 2012).

Așadar în urma măsurătorilor InSAR efectuate pe suprafața iazului Tărnicioara au putut fi puse în evidență următoarele:

În perioada 18.05 – 08.10.2011 (5 luni de monitorizare) iazul Tărnicioara a suferit un fenomen de tasare importantă în general pe brațul Scăldători (incluzând și taluzurile). Rata de deformare medie a fost de maximum 30 mm, însă au existat și perioade mai scurte, dar cu deformări mai ridicate (figura 6.35). Pe amprenta barajului principal, deformațiile măsurate pe o perioadă de 143 de zile sunt cuprinse între -10 și +5 mm.

În perioada 20.06 – 08.10.2011 (4 luni de monitorizare) s-au observat fenomene de tasare accentuată pe taluzurile brațurilor Scăldători și Tărnicioara, de până la 70 mm / 110 zile. De asemenea, centrul iazului suferă de fenomene de tasare importante, până la 80 mm / 110 zile (figura 6.36). În zonele unde lipsesc măsurători (din cauza pierderii proprietății de coerență a solului) sunt posibile amplitudini și mai mari care au dus la modificarea accentuată a conformației solului, îndeajuns pentru ca radarul să nu mai poată combina informațiile în mod interferometric (Șerban 2012). În zona barajului principal, deformațiile măsurate pe o perioadă de 110 zile sunt cuprinse între -25 și +5 mm.

În perioada 23.07 – 27.09.2011 se observă o tasare accentuată în lunile de vară, acest lucru fiind pus în evidență și pe profilele de deformare (figura 6.37). În zona barajului principal, deformațiile măsurate pe o perioadă de 66 zile sunt cuprinse între -50 și -20 mm. Pentru această situație s-a realizat o modelare numerică pentru corelarea datelor de piezometrie cu cele de deformație InSAR.

În perioada 27.09 – 19.10.2011 mișcarea de tasare s-a accentuat, cu valori de până la 15 mm în zonele centrale. Pe taluzul principal se poate observa o zonă locală cu o mișcare de tasare de până la 30 mm (figura 6.38). Fenomene asemănătoare apar și pe taluzul Văii Tărnicioara. În zona barajului principal, deformațiile măsurate pe o perioadă de 22 zile sunt cuprinse între -20 și +2 mm.

În figura 6.39 sunt prezentate profilele de deformare aferente unor reflectori naturali poziționați în principal în zona barajului de amorsare din aval (vezi figurile 6.40 6.43).

Figura 6.35 Harta de deformare pentru iazul Tărnicioara pe perioada 18.05-08.10.2011

(după Advanced Studies and Research Center -ASRC București)

Figura 6.36 Harta de deformare pentru iazul Tărnicioara pe perioada 20.06-08.10.2011

(după Advanced Studies and Research Center -ASRC București)

Figura 6.37 Harta de deformare pentru iazul Tărnicioara pe perioada 23.07-27.09.2011

(după Advanced Studies and Research Center – ASRC București)

Figura 6.38 Harta de deformare pentru iazul Tărnicioara pe perioada 27.09-19.10.2011

(după Advanced Studies and Research Center – ASRC București)

Figura 6.39 Poziția punctelor T 1 – T 8 de pe iazul Tărnicioara unde au fost calculate profile de deformare in timp

(după Advanced Studies and Research Center – ASRC București)

Rețeaua de monitorizare

Alături de metodele directe (foraje geotehnice, analize de laborator, teledetecția InSAR) și indirecte (măsurători de electrometrie), un volum impresionant de date a fost obținut din rețeaua de monitorizare existentă, date înregistrate și înmagazinate de către SC Conversmin SA.

Rețeaua de monitorizare a iazului Tărnicioara este compusă din două înclinometre (Î1, Î2) și cinci piezometre (P1, P2, P3, P4, P5), foraje de monitorizare executate în corpul iazului în scopul înregistrării permanente a oscilațiilor nivelului hidrostatic.

Valorile nivelelor hidrostatice medii, minime și maxime corespondente celor 5 piezometre de pe secțiunea centrală de calcul au fost înregistrate automat de stația de monitorizare realizată prin programul PHARE. Valorile nivelelor piezometrice sunt determinate având ca reper talpa piezometrului (spre deosebire de măsurătorile uzuale piezometrice ce au punct de reper gulerul forajului).

Tabel. 6.1 Valorile nivelelor hidrostatice medii, minime și maxime ale celor 5 piezometre

Figura 6.44 Monitorizarea nivelului apei în piezometrul P1 pe un interval de 8 luni

Figura 6.45 Monitorizarea nivelului apei în piezometrul P2 pe un interval de 8 luni

Figura 6.46 Monitorizarea nivelului apei în piezometrul P3 pe un interval de 8 luni

Figura 6.47 Monitorizarea nivelului apei în piezometrul P4 pe un interval de 8 luni –date cu erori

Figura 6.48 Monitorizarea nivelului apei în piezometrul P4 pe un interval de 8 luni după filtrarea erorilor

Figura 6.49 Monitorizarea nivelului apei în piezometrul P5 pe un interval de 8 luni

7. Sistemul integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc pentru iazul de decantare Tărnicioara

7.1. Evaluarea stabilității prin metode deterministe

În vederea evaluării stabilității studiului de caz ales, a fost aleasă o secțiune geotehnică reprezentativă, ce străbate perpendicular taluzele paramentului aval. Aceasta este direcționată SV-NE și are o lungime de aproximativ 550 m. Pe această secțiune s-au reprezentat atât forajele geotehnice FG1 (executat pe prima bermă superioară de la coronament) și FG2 (executat pe plaja iazului la 65m de coronament), cât și cele cinci piezometre P1, P2, P3, P4, P5 (figura 7.1) (Mihai 2006). Pentru această secțiune de calcul au fost considerate două ipoteze, cea statică și cea pseudo-statică în care intervin solicitările seismice la magnitudinea zonei amplasamentului (Ks=0,15).

Parametrii geotehnici utilizați la modelarea stabilității și determinarea factorului de siguranță prin metode clasice: greutatea volumetrică, greutatea volumetrică în stare saturată, coeziunea și unghiul de frecare (criteriul de rupere Mohr-Coulomb) au fost determinați în laboratorul geotehnic al Facultății de Geologie și Geofizică București și sunt reprezentați în tabelul de mai jos.

Tabel 7.1 Parametrii geotehnici utilizați la evaluarea stabilității iazului Tărnicioara

Figura 7.1 Amplasarea secțiunii caracteristice de calcul în planul barajului principal al iazului de decantare Tărnicioara

În prima etapă a fost aplicată metoda analitică a echilibrului limită, astfel secțiunea bidimensională de calcul a fost analizată prin cinci metode analitice diferite ce satisfac fie echilibrul static al forțelor sau momentelor (Bishop, Lowe-Karafiath și Janbu), fie simultan echilibrul static al forțelor și al momentelor (Spencer, și Morgenstern-Price), utilizând softul Rocscience Slide versiunea 5 (Cheng et al 2008).

Astfel, analiza s-a efectuat pentru un număr de circa 5000 suprafețe de alunecare per calcul împărțite în 50 de fâșii, convergența fiind de 0,001, iar numărul maxim de iterații fiind de 100.

În vederea confirmării corectitudinii factorului de siguranță obținut prin metoda echilibrului limită, a fost aplicată, în cea de-a doua etapă, și metoda numerică a elementelor finite, varianta cu reducerea parametrilor de forfecare (SSR – Shear Strength Reduction), utilizând softul Rocscience Phase2 versiunea 6.

Valorile factorilor de siguranță determinați prin cele două metode de modelare a stabilității iazului prezintă mici diferențe (tabel 7.2), diferențe ce pot fi explicate prin reducerea unghiului de dilatanță la 0 în timpul rulării modelărilor analitice și numerice. Aproximarea cu 0 a acestui parametru, ce cuantifică schimbările de volum ale rocii ce au loc în timpul fluajului acesteia, se face, pe de-o parte, deoarece determinarea lui necesită analize complexe de laborator, lucru ce nu este întotdeauna posibil și pe de altă parte, pentru că reducerea lui la 0 conduce la o mică diminuare a valorii factorului de siguranță. Din acest motiv se recomandă utilizarea în paralel a metodelor deterministe.

Stabilitatea barajului a fost calculată prin metodele analitice și numerice ținând cont de nivelul hidrostatic (măsurat în luna august în FG1 și FG2). Din cauza alimentării reduse cu apă a corpului iazului pe de-o parte, datorită perioadei în care s-au executat forajele (luna secetoasă) și pe de altă parte, datorită lucrărilor de drenare existente și funcționale (șanțuri de gardă, canale deschise cu trepte, descărcătoare de torenți de pe versanți, timpanul de evacuare ape de pe plajă), nivelul hidrostatic la data măsurării în cele două foraje este foarte scăzut.

În general, pentru perioadele secetoase ale anului (nivel hidrostatic măsurat în forajele geotehnice), calculele de stabilitate atât cele analitice, cât și cele numerice arată valori acoperitoare ale factorului de siguranță determinat, atât pentru ipoteza statică, cât și pentru cea pseudo-statică: la modelarea analitică, în ipoteza statică, Fs are valori cuprinse între 2,029 și 1,993 și în ipoteza pseudo-statică, Fs are valori cuprinse între 1,156 și 1,126, iar la modelarea numerică, Fs static este 1,87, iar Fs pseudo-static este 1,02.

Valorile factorului de siguranță rezultate prin metoda Bishop sunt cuprinse între 2,003 (figura 7.2) și 1,691 pentru ipoteza statică și între 1,142 (figura 7.3) și 0,948 pentru ipoteza pseudo-statică (seismică).

Valorile factorului de siguranță rezultate prin metoda elementului finit sunt de 1,87 pentru ipoteza statică (figurile 7.5 7.6) și 1,02 pentru ipoteza pseudo-statică (figurile 7.8 7.9).

Rezultatele calculelor de stabilitate pentru iazul de decantare Tărnicioara obținute prin metode analitice și numerice, sunt centralizate în tabelul 7.2.

Tabel 7.2 Rezultatele calculelor de stabilitate pentru iazul de decantare Tărnicioara obținute prin metoda echilibrului limită și metoda elementului finit

Figura 7.2 Analiza statică a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal, NH măsurat în forajele geotehnice

FG1 și FG2. Factor de siguranță determinat prin metoda Bishop Fs = 2,003

Figura 7.3 Analiza pseudo-statică a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal, NH măsurat în forajele geotehnice

FG1 și FG2. Factor de siguranță determinat prin metoda Bishop Fs = 1,142 (coeficient seismic Ks=0,15)

Figura 7.4 Topologia rețelei cu elemente finite și parametrii geomecanici din modelul de calcul

Iazul de decantare Tărnicioara – barajul principal

Figura 7.5 Analiza statică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal.

Distribuția deformațiilor la forfecare, Fs=1,87

Figura 7.6 Analiza statică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal.

Distribuția deplasărilor totale, Fs=1,87

Figura 7.7 Graficul de convergență al analizei statice prin metoda elementului finit a stabilității barajului principal – iazul Tărnicioara

Figura 7.8 Analiza pseudo-statică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal

Distribuția deformațiilor la forfecare, Fs=1,02 (coeficient seismic Ks = 0,15)

Figura 7.9 Analiza statică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal

Distribuția deplasărilor totale, Fs=1,02 (coeficient seismic Ks = 0,15)

Figura 7.10 Graficul de convergență al analizei pseudo-statice prin metoda elementului finit a stabilității barajului principal – iazul Tărnicioara

7.2. Evaluarea stabilității prin metode probabilistice

7.2.1. Metoda Monte Carlo utilizată la stabilirea nivelelor de atenționare și de alertă

Calculul de stabilitate, precum și măsurătorile nivelului hidrostatic care au stat la baza lui, s-au realizat într-o perioadă secetoasă a anului (luna august) și în condiții de funcționare la parametrii maximi ai lucrărilor de drenare existente.

Pentru o bună evaluare a stabilității, factorul de siguranță trebuie calculat și în eventualitatea în care nivelul hidrostatic atinge alt nivel (precipitații puternice, defecțiuni ale sistemului de drenaj etc).

Astfel, ca sistemul existent de piezometre ce monitorizează constant nivelul hidrostatic din corpul iazului să poată fi utilizat ca sistem de avertizare sau alarmare în funcție de valorile atinse de nivelul hidrostatic, au fost estimate statistic valorile factorilor de siguranță în funcție de oscilația nivelului hidrostatic.

Așadar, au fost considerate 3 nivele de referință pentru curba de depresiune:

primul: nivelul minim reprezentat de adâncimea tălpii fiecărui piezometru (NHmin),

al doilea: nivelul maxim, cu adâncimea cu 5 metri mai puțin față de nivelul inferior al piezometrelor (NHmax),

al treilea: nivelul mediu aflat între cele două nivele extreme (generat de programul de calcul) (NHmed).

Pentru valoarea medie a nivelului hidrostatic (0,5) am considerat o abatere standard de 0,15, pentru a permite generarea de eșantioane de valori normal distribuite între valorile minime și maxime al nivelului hidrostatic.

Modelarea a fost efectuată în scopul de a verifica fezabilitatea sistemului de monitorizare în funcțiune. De asemenea, cele două ipoteze luate în considerare au fost: cea statică (vezi anexa A.1) și cea pseudo-statică (vezi anexa A.2), cu amplitudinea seismică specifică perimetrului studiat de Ks = 0,15 g. În acest caz, variabila aleatoare va fi nivelul hidrostatic, cu valori maxime și minime din seriile de timp ale fiecărui piezometru.

Primul pas al modelării constă într-o analiză de sensitivitate, intervalul dintre valoarea minimă și maximă a nivelului hidrostatic fiind eșantionat în 50 de valori . Pentru fiecare dintre valori s-a calculat factorul de siguranță corespunzător prin metodele echilibrului limită (metode analitice).

Al doilea pas al modelării constă în repetarea de 5000 de ori a acestei analize de sensitivitate prin eșantionare, determinându-se distribuția probabilistică a factorilor de siguranță funcție de elevația nivelului hidrostatic.

Aceasta procedură reprezintă metoda de eșantionare Monte Carlo.

După rularea programului și reprezentarea grafică a suprafețelor critice de alunecare (figurile 7.11 și 7.14) se folosesc două grafice pentru a pune în evidență distribuția valorii factorilor de siguranță și a nivelelor hidrostatice normalizate, și anume graficul de variație al factorului de siguranță mediu determinat statistic față de nivelul hidrostatic normalizat, pentru ambele ipoteze (figurile 7.12 și 7.15) și graficul de distribuție statistică a factorilor de siguranță determinați prin metoda Bishop în funcție de oscilația nivelului hidrostatic, pentru ambele ipoteze (figurile 7.13 și 7.16).

Figura 7.11 Analiza statică a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Metoda statistică de determinare a

factorului de siguranță ținând cont de oscilația minimă-maximă a nivelului hidrostatic în piezometrele P1, P2, P3, P4, P5.

Factor de siguranță mediu cu probabilitate maximă evaluat prin metoda Bishop Fs = 1,691

Figura 7.12 Variația factorului de siguranță mediu determinat statistic față de nivelul hidrostatic normalizat

Figura 7.13 Distribuția statistică a factorilor de siguranță determinați prin metoda Bishop în funcție de oscilația nivelului hidrostatic – ipoteza statică

(Fs mediu = 1,691; Fs minim = 1,569; Fs maxim = 1,809; abatere medie = 0,03648)

Figura 7.14 Analiza pseudo-statică a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Metoda statistică de determinare a factorului de siguranță ținând cont de oscilația minimă-maximă a nivelului hidrostatic în piezometrele P1, P2, P3, P4, P5.

Factor de siguranță mediu cu probabilitate maximă evaluat prin metoda Bishop Fs = 0,948

Figura 7.15 Variația factorului de siguranță mediu determinat statistic față de nivelul hidrostatic normalizat

Figura 7.16 Distribuția statistică a factorilor de siguranță determinați prin metoda Bishop în funcție de oscilația nivelului hidrostatic – ipoteza pseudo-statică

(Fs mediu = 0,948; Fs minim = 0,883; Fs maxim = 1,012; abatere medie = 0,01)

În urma evaluării statistice a factorilor de siguranță, având ca variabilă aleatorie nivelul hidrostatic, se poate observa că pentru un nivel maxim măsurat în piezometre de 5 metri, din punct de vedere static, stabilitatea este corespunzătoare (factorul de siguranță este supraunitar), însă în ipoteza pseudo-statică factorul de siguranță are o valoare subunitară, ceea ce reprezintă posibilitatea apariției fenomenelor de alunecări de teren, în cazul unui eveniment seismic major, conform reglementărilor în vigoare (Standard SR EN 1997-1:2004).

Echilibrul este satisfăcut pentru ambele ipoteze atunci când NH este mai mic de 0,510 m (măsurat de la talpa forajului) (tabel 7.3).

Tabel 7.3. Valorile factorilor de siguranță în ipoteza statică și pseudo-statică obținuți prin metoda de eșantionare Monte Carlo

Impunerea unor paliere de atenționare și alarmare implică necesitatea existenței unei rețele de piezometre performante, care să aibă adâncimile corespunzătoare detectării oricărei valori a nivelului hidrostatic (minim, mediu, maxim).

Metoda de eșantionare Monte Carlo aplicată anterior a scos în evidență faptul că actuala rețea de piezometre nu poate intercepta nivelul de atenționare, stabilit pentru un factor de siguranță pseudo-static.

Astfel, se realizează o nouă simulare statistică pentru un nivel hidrostatic ce oscilează de această dată pe un ecart de 15 metri între valoarea minimă și maximă. Simularea a fost realizată în ipoteza pseudo-statică pe 5000 de eșantioane pentru rețeaua de piezometre actuală.

Din graficul de variație al factorului de siguranță mediu determinat statistic față de nivelul hidrostatic normalizat, au fost impuse valorile de referință atât pentru nivelul de avertizare (1 <Fs <1.1), cât și pentru nivelul de alarmă / alertă (Fs ≤ 1,0) (fig. 7.18 7.19).

Valorile de referință au fost calculate pentru fiecare piezometrul și în cele din urmă a rezultat faptul că acestea trebuie prelungite până la o adâncime care permite interceptarea nivelului hidrostatic (tabel 7.4) (INCDMRR 2011).

Tabel 7.4 Valorile de referință calculate pentru fiecare piezometru

Figura 7.17 Analiza pseudo-statică a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Metoda statistică de determinare a

factorului de siguranță ținând cont de oscilația minimă-maximă a nivelului hidrostatic în piezometrele P1, P2, P3, P4, P5

Factor de siguranță mediu cu probabilitate maximă evaluat prin metoda Bishop Fs = 0,948

Figura 7.18 Graficul de variație al factorului de siguranță mediu determinat statistic față de nivelul hidrostatic normalizat în ipoteza

extinderii nivelului hidrostatic minim și maxim față de extinderea adâncimii piezometrelor de monitorizare – ipoteză pseudo-statică.

Nivel de alertă Fs = 1,00

Figura 7.19 Graficul de variație al factorului de siguranță mediu determinat statistic față de nivelul hidrostatic normalizat în ipoteza

extinderii nivelului hidrostatic minim și maxim față de extinderea adâncimii piezometrelor de monitorizare – ipoteză pseudo-statică.

Nivel de atenționare Fs = 1,10

Figura 7.20 Detaliu privind piezometrele P1 și P2 proiectate la o lungime de 22 respectiv 24 metri pentru a putea pune

în evidență în mod corespunzător nivelul de atenționare și nivelul de alarmare

Figura 7.21 Detaliu privind piezometrele P3 și P4 proiectate la o lungime de 21 respectiv 18 metri pentru a putea pune

în evidență în mod corespunzător nivelul de atenționare și nivelul de alarmare

Figura 7.22 Detaliu privind piezometrul P5 proiectat la o lungime de 15 metri pentru a putea pune în evidență

în mod corespunzător nivelul de atenționare și nivelul de alarmare

7.2.2. Metoda estimării punctuale PEM utilizată pentru evaluarea riscului la lichefiere

Lichefierea este un fenomen de pierdere a capacității portante a unui pământ necoeziv saturat, sub acțiunea unor solicitări monoton crescătoare sau ciclice ca urmare a creșterii presiunii apei din pori. Parametrii principali care intervin la apariția fenomenului de lichefiere sunt: curba granulometrică a materialului, densitatea relativă, starea inițială de efort.

Metoda numerică a elementului finit cu reducerea parametrilor de forfecare (SSR), presupune că roca constituentă a iazului este un material elasto-plastic, cărui rezistență la forfecare este treptat redusă la solicitare până la producerea alunecării.

Calculul a luat în considerare modelul constitutiv și criteriul de rupere Mohr-Coulomb (Mihai et al 2008). Pentru modelul Mohr-Coulomb, sunt necesari șase parametri: unghiul de frecare φ, coeziunea c, unghiul de dilatanță ψ, modulul lui Young E, coeficientul Poisson și greutatea volumică γ. Modulul lui Young și coeficientul Poisson au o influență puternică asupra deformărilor ce apar înaintea cedării, însă au o mică influență asupra factorului de siguranță evaluat la analiza stabilității pantei.

La modelare, modificarea de volum a materialului ce apare în timpul solicitării nu este luată în considerare și, astfel, unghiul de dilatare va avea valoarea 0.

Analizele se bazează pe teste de laborator privind numărul de cicluri în care se produce lichefierea și/sau pe teste standard de penetrare în teren.

Amplasamentul iazului Tărnicioara este localizat într-o zonă cu o valoare de vârf a accelerației seismice orizontale a terenului Ks = 0,15, corespunzătoare unui interval mediu de recurență de 225 de ani. Există posibilitatea ca un cutremur cu această accelerație seismică să permită depunerilor de deșeuri miniere din iazul de decantare, având structura unor nisipuri fin-medii prăfoase aflate sub nivelul piezometric, să se lichefieze.

La evaluarea riscului la lichefiere a materialului din corpul iazului a fost utilizată metoda statistică de estimare punctuală (PEM), datorită incertitudinii privind determinarea gradului de reducere al parametrilor de forfecare sub influența încărcării seismice.

Metoda PEM a fost aplicată evaluării de stabilitate prin metoda elementelor finite (rulată cu softul de analiză numerică Rocscience Phase 2).

Pe secțiunea de calcul, domeniul lichefiabil este nisipul prăfos NP1 (tabel 7.1) aflat sub nivelul piezometric. Datorită naturii sale coezive, formațiunea naturală (roca de bază) din ampriza depozitului de tip marno-argilos nu este susceptibilă la fenomenul de lichefiere.

Încadrarea materialelor din corpului iazului în categorii susceptibile la lichefiere a fost făcută prin intermediul criteriului granulometric pe baza rezultatelor de laborator (Indicativ P 125-84) (tabel 7.5).

Tabel 7.5 Criteriul granulometric de apreciere a lichefiabilității

În prima fază se evaluează stabilitatea iazului în ipoteza pseudo-statică, considerând accelerația seismică la valoarea maximă (Ks = 0,15) și creșterea presiunii în pori în stratul lichefiabil NP1 – Depunere nisip prăfos 1 (figurile 7.23 7.24).

În cea de-a doua fază modelarea stabilității se realizează prin evaluarea post-seismică în ipoteză statică și reducerea rezistenței la forfecare și implicit a parametrilor acesteia: coeziunea și unghiul de frecare la 25 % din valorile inițiale, cu o abatere a valorilor de ± 5 % pe o distribuție normală (figurile 7.25 7.26).

Cuplarea metodei stocastice de estimare punctuală PEM cu metoda numerică a elementelor finite, oferă posibilitatea de a prezice deplasările datorate lichefierii declanșate în cazul unui eveniment seismic.

Astfel, se observă că lichefierea apare în corpul iazului în stratul cu denumirea NP2 – Depunere nisip prăfos 2, atunci când presiunea apei din pori devine egală cu componenta totală a eforturilor, iar efortul efectiv va fi zero.

Așadar, rezultatele evaluării post-seismice prin metoda estimării punctuale portată modelului cu elemente finite au relevat un grad ridicat de risc datorită lichefiabilității în stratul NP2 – Depunere nisip prăfos 2.

Din figura 7.27 se poate observa că extinderea zonei susceptibile la lichefiere este de aproximativ 53 m în spatele barajului și deformarea maximă a acesteia are o valoare de aproximativ -57 cm și este poziționată în apropierea coronamentului barajului principal.

Din cauza scăderii efortului efectiv spre suprafață, lichefierea apare în la adâncimi mici în zona taluzului, în timp ce creșterea efortului eficient cu adâncimea, atrage după sine reducerea susceptibilității la lichefiere (Banu et al 2015, Banu et al 2016).

Figura 7.23 Analiza pseudo-statică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Distribuția deformațiilor la forfecare. Fs=1,06 (coeficient seismic Ks = 0,15)

Figura 7.24 Analiza pseudo-statică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Distribuția deplasărilor totale, Fs=1,06 (coeficient seismic Ks = 0,15)

Figura 7.25 Evaluarea post-seismică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Distribuția deformațiilor la forfecare. Fs=0,88 (coeficient seismic Ks = 0,15)

Figura 7.26 Evaluarea post-seismică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Distribuția deplasărilor totale. Fs=0,88 (coeficient seismic Ks = 0,15)

Figura 7.27 Evaluarea post-seismică cu ajutorul metodei elementului finit a stabilității iazului de decantare Tărnicioara – barajul principal. Profil deformat cu distribuția elementelor cu fluaj. Fs=0,88 (coeficient seismic Ks = 0,15)

7.3. Modelarea numerică și realizarea unor paliere de avertizare – alarmare în predicția fenomenelor de risc la alunecare utilizând date InSAR de deformație

Pentru a prognoza deformațiile suprafeței barajului principal în perioada 23.07 – 27.09.2011 (perioada în care au fost executate măsurători de teledetecție InSAR pe întreaga arie a iazului Tărnicioara) a fost realizată o modelare numerică prin metoda elementului finit în două etape.

În prima etapă s-a considerat un nivel hidrostatic mediu estimat în luna iulie 2011 din datele obținute pe rețeaua de piezometre aliniate pe axa mediană a barajului (P1, P2, P3, P4 și P5) (figura 7.1).

În a doua etapă a fost considerat un nivel hidrostatic mediu la nivelul lunii septembrie, luând în considerație deficitul de precipitații existent la acea dată conform datelor statistice cuprinse în figura 7.28 .

În acest caz rețeaua de piezometre nu a putut face înregistrări, datorită faptului că lungimile reduse ale piezometrelor nu permit interceptarea nivelului hidrostatic scăzut; așadar valorile înregistrate de către piezometre fiind 0 (înregistrate de senzorul de la talpa piezometrului).

Figura 7.28 Regimul mediu al precipitațiilor și temperaturilor în zona de studiu

(www.meteoblue.com)

Modelarea eforturilor efective și a deformațiilor aferentă perioadei 23.07-27.09.2011 a fost aplicată pe o secțiune de calcul bidimensională situată pe axul central al barajului (figura 7.29).

Modelarea s-a realizat cu ajutorul softului specializat Rocscience Phase 2 și s-au determinat pentru fiecare etapă deplasările verticale care se produc la suprafața depozitului și barajului în 60 de puncte egal distanțate. Reprezentarea deplasărilor verticale este reprezentată grafic în figurile 7.30 și 7.31 și numeric în tabelul 7.6.

Deformațiile verticale realizate sunt date de diferența dintre deplasările măsurate în etapa 23.07.2011 și 27.09.2011 și au valori negative cuprinse între 0 și -36 mm.

De asemenea, au fost determinate și deplasările orizontale în modelul numeric reprezentate grafic în figurile 7.32 și 7.33 și numeric în tabelul 7.7, pentru a le compara cu datele celor 2 înclinometre existente pe barajul principal. Direcția și mărimea vectorilor deplasărilor orizontale în corpul barajului principal pentru nivelul hidrostatic de la data de 27.09.2011 este spre piciorul taluzului aval după cum se poate vedea în figura 7.34.

Pentru calibrarea modelului numeric au fost alese două puncte, unul pe coronamentul barajului și altul pe berma 4 a taluzului aval (figura 7.35).

Deplasările cele mai mari se realizează în zona coronamentului și berma imediat următoare, urmând ca ele să se diminueze spre piciorul taluzului în zona digului de amorsare. În figura 7.36 este prezentată grafic variația deplasărilor verticale și poziția celor 4 reperi de monitorizare.

Punctele de calibrare au stat la baza evaluării poziției nivelului hidrostatic mediu datorită lipsei datelor din măsurătorile rețelei cu piezometre.

Pe baza rezultatelor evaluărilor anterioare s-a considerat că este posibilă și fezabilă o modelare a fenomenelor generatoare de risc la alunecare integrând datele obținute prin tehnica InSAR cu rezultatele analizelor de stabilitate tip SSR.

Pornind de la acest fapt am considerat existența a 4 puncte fixe de monitorizare InSAR dotate cu reflectoare fixe (pentru a asigura o precizie și la nivelul rezoluției la suprafață) poziționate în proximitatea gulerului piezometrelor P2, P3, P4 și P5.

Modelarea numerică s-a făcut luând în considerație nivelul hidrostatic mediu realizat în luna iulie 2011 și s-au considerat două ipoteze, cea statică și cea pseudo-statică cu solicitare seismică la vârful accelerației terenului (Ks=0,1).

În ipoteza statică, analiza de stabilitate prin metoda elementului finit a determinat un factor de siguranță Fs=1,57, iar în ipoteza pseudo-statică Fs=1,2.

În figurile 7.37 și 7.38 sunt reprezentate grafic distribuțiile deplasărilor verticale și totale pe secțiunea de calcul în ipoteza statică, iar în figurile 7.39 și 7.40 distribuțiile deplasărilor verticale și totale pe secțiunea de calcul în ipoteza pseudo-statică. În format numeric datele cu deplasările verticale sunt prezentate în tabelul 7.8.

Considerându-se ca limite ale factorului de stabilitate valorile de 1,6 în ipoteza statică și 1,2 în ipoteza pseudo-statică, se pot considera ca valori-prag de monitorizare cu nivel de atenționare valorile deplasărilor verticale realizate în cele 4 locații fixe la nivel static și ca valori-prag de monitorizare cu nivel de alarmare valorile deplasărilor verticale realizate în situația pseudo-statică.

Trebuie ținut cont că aceste praguri de atenționare/alarmare corespund unui anumit nivel piezometric și unei anumite intensități seismice, care nu este neapărat egală cu valoarea maximă zonală.

Pentru a fi utilizabil în predicție, acest tip de modelare trebuie să țină cont de mai mulți factori:

Oscilația nivelului piezometric și valoarea deplasării determinate prin InSAR la date temporale apropiate;

Înregistrarea locală a fenomenelor seismice;

Eventuale modificări ale structurii interne a corpului barajului (fenomene de eroziune internă) și upgradarea modelului după investigații geofizice executate la intervale de timp prestabilite.

Verificarea periodică a poziției reflectorilor ficși.

Figura 7.29 Secțiunea bidimensională de modelare a deplasărilor verticale/orizontale ( 23.07-27.09.2011)

Figura 7.30 Deplasarea verticală a suprafeței depozitului pentru nivelul hidrostatic (23.07.2011)

Figura 7.31 Deplasarea verticală a suprafeței depozitului pentru nivelul hidrostatic ( 27.09.2011)

Tabel 7.6 Valoarea deplasărilor verticale realizate în modelul numeric ( 23.07-29.09.2011)

Figura 7.32 Deplasarea orizontală a suprafeței depozitului pentru nivelul hidrostatic ( 23.07.2011)

Figura 7.33 Deplasarea orizontală a suprafeței depozitului pentru nivelul hidrostatic ( 27.09.2011)

Figura 7.34 Direcția și mărimea vectorilor deplasărilor orizontale în corpul barajului principal Tărnicioara (pentru nivelul hidrostatic – 27.09.2011)

Tabel 7.7 Valoarea deplasărilor orizontale realizate în modelul numeric ( 23.07-29.09.2011)

Figura 7.35 Punctele de calibrare ale modelului numeric

Figura 7.36 Distribuția și mărimea deplasărilor determinate prin modelare numerică comparate cu datele obținute prin teledetecție InSAR

Figura 7.37 Distribuția deplasărilor verticale în modelul numeric (NH mediu din 23.07.2011) în ipoteza statică

Figura 7.38 Distribuția deplasărilor totale în modelul numeric (NH mediu din 23.07.2011) în ipoteza statică

Figura 7.39 Distribuția deplasărilor verticale în modelul numeric (NH mediu din 23.07.2011) în ipoteza pseudo-statică

Figura 7.40 Distribuția deplasărilor totale în modelul numeric (NH mediu din 23.07.2011) în ipoteza pseudo-statică

Tabel 7.8 Valoarea deplasărilor verticale în punctele de monitorizare (paliere de avertizare si alarmare)

7.4. Rezultatele obținute în urma modelării fenomenelor generatoare de instabilitate în corpul iazului de decantare Tărnicioara

În acest capitol, pe baza și în funcție de parametrii obținuți în urma investigațiilor efectuate asupra iazului de decantare Tărnicioara (prezentate detaliat în capitolul anterior), s-a realizat o modelare a tuturor fenomenelor generatoare de risc, aplicând metodele uzuale, clasice, cu scopul determinării gradului de stabilitate și implicit a factorului de siguranță în ipoteze statice și pseudo-statice, dar și metode relativ noi la nivel național, metodele probabilistice, ce aduc informații suplimentare privind fenomene ce pot afecta stabilitatea iazului (lichefierea, eroziunea internă, sufoziunea, exondarea, variația nivelului hidrostatic etc).

Așadar, scopul acestei lucrări este de a evalua gradul de stabilitate existent și de a monitoriza și gestiona eventualele pierderi de stabilitate ce pot apărea în corpul iazului de decantare ales ca studiu de caz, utilizând atât metode clasice, cât și metode probabilistice, în scopul întocmirii unui sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc.

O primă evaluare a stabilității digului și treptelor de supraînălțare a barajului principal fost realizată abordând metodele clasice.

Aplicarea metodelor analitice și numerice a fost efectuată pe o secțiune caracteristică de calcul perpendiculară pe treptele paramentului aval.

Valorile factorului de siguranță rezultate prin metoda analitică Bishop sunt cuprinse între 2,003 și 1,691 pentru ipoteza statică și între 1,142 și 0,948 pentru ipoteza pseudo-statică.

Valorile factorului de siguranță rezultate prin metoda numerică a elementului finit cu reducerea parametrilor de forfecare sunt de 1,87 pentru ipoteza statică și 1,02 pentru ipoteza pseudo-statică.

Așadar, calculele de stabilitate atât cele analitice, cât și cele numerice arată valori acoperitoare ale factorului de siguranță determinat pentru ipoteza statică.

În ceea ce privește ipoteza pseudo-statică, abordarea analitică a evidențiat faptul că, dacă la o analiză în ipoteză statică factorul de siguranță variază între 2,003 și 1,993, stabilitatea iazului fiind în afara oricărui pericol (respectând regulamentele în vigoare), la o solicitare seismică, factorul de siguranță are valori mult reduse variind între 1,142 și 1,136, evidențiind faptul că în cazul unui eveniment seismic la magnitudinea zonei, depozitul este la limita de stabilitate (la limita de cedare).

Cea de-a doua abordare a fost realizată utilizând metodele probabilistice. Modelarea prin metoda de eșantionare Monte Carlo a fost efectuată în scopul verificării sistemului de monitorizare în funcțiune, dar și de stabilire a unor intervale de avertizare și alarmare cu ajutorul acestui sistem existent de piezometre ce monitorizează constant nivelul hidrostatic din corpul iazului. Așadar, această metodă probabilistică folosește nivelul hidrostatic și implicit presiunea apei din pori ca variabilă aleatoare.

Metoda Monte Carlo a fost integrată metodei echilibrului limită, secțiunea de calcul și cele două ipoteze de calcul rămânând aceleași. Ea a relevat faptul că pentru un nivel hidrostatic maxim ales de 5 m, factorul de siguranță este supraunitar în ipoteza statică, însă are o valoare subunitară în ipoteza pseudo-statică, ceea ce reprezintă posibilitatea apariției fenomenelor de alunecări de teren, în cazul unui eveniment seismic.

Concluziile ce au putut fi trase în urma modelării probabilistice Monte Carlo sunt următoarele: echilibrul este satisfăcut pentru ambele ipoteze atunci când nivelul hidrostatic este mai mic de 0,510 m (măsurat de la talpa forajului) și, la momentul actual, nivelele de avertizare și alarmare nu sunt fezabile, deoarece piezometrele rețelei de monitorizare existentă au adâncimi improprii, care nu permit interceptarea nivelului hidrostatic.

Modelarea prin metoda estimării punctuale a fost efectuată în scopul obținerii de rezultate în ipoteză post-seismică, de predictibilitate a posibilității de lichefiere a materialului steril în cazul unei încărcări seismice.

Metoda estimării punctuale a fost integrată modelării numerice a elementului finit cu reducerea parametrilor la forfecare, secțiunea de calcul rămânând aceeași, ipotezele alese fiind: pseudo-statică și post pseudo-statică (post seismică).

Rezultatele evaluării post-seismice au relevat un grad ridicat de risc din cauza lichefierii stratului NP2 – Depunere nisip prăfos 2, în momentul în care presiunea apei din pori devine egală cu componenta totală a eforturilor, iar efortul efectiv devine zero.

Așadar, această modelare probabilistică a estimării punctuale ne dă posibilitatea de a prezice locația și suprafața zonei din corpul barajului susceptibile la lichefiere, distribuția deformațiilor la forfecare și distribuția deplasărilor totale a acesteia în caz de seism major.

Cea de-a treia abordare s-a realizat prin utilizarea și integrarea datelor obținute din interferometria INSAR modelării numerice a elementului finit, în scopul prognozării deformațiilor orizontale și verticale ale suprafeței barajului principal pe o perioada finită de monitorizare și de stabilire a unor paliere de avertizare – alarmare utilizate la predicția fenomenelor de alunecare.

Metoda numerică a elementului finit cu reducerea parametrilor la forfecare utilizează datele obținute prin tehnica InSAR (4 puncte fixe de monitorizare InSAR dotate cu reflectoare fixe), secțiunea de calcul rămânând aceeași, iar ipotezele alese fiind: statică și pseudo-statică. Rezultatele evaluării numerice, au stabilit valori ale factorilor de siguranță de 1,6 în ipoteza statică și 1.2 în ipoteza pseudo-statică, valori obținute pentru un nivel hidrostatic și o încărcare seismică arbitrar alese.

Așadar, pentru stabilirea unui nivel de atenționare se poate considera ca prag de monitorizare valoarea deplasărilor verticale în ipoteza statică, iar ca nivel de alarmare valoarea deplasărilor verticale în ipoteza pseudo-statică.

Modelarea clasică, utilizată de peste jumătate de secol la calculele de stabilitate ale barajelor iazurilor de decantare din industria minieră au rezultate fiabile, însă fără a ține cont de incertitudinea, anizotropia și variabilitatea proprietăților rocilor.

Abordarea probabilistică a apărut în mod firesc ca răspuns la necesitatea unei mai profunde înțelegeri a problemelor de stabilitate structurală, de cunoaștere a comportamentului parametrilor fizico-mecanici din corpul unui iaz de decantare. Toată această cuantificare a riscurilor are drept scop elaborarea unor decizii de monitorizare adecvate și unor măsuri de stabilizare fiabile.

Concret, în situația de față, dacă metodele clasice ne pot furniza informații utile și precise privind stabilitatea barajului (factorul de siguranță) în condiții statice și dinamice, metodele probabilistice, pot confirma aceste rezultate, aducând, în plus, informații noi: predicția unor potențiale fenomene de alunecare, sufoziune, lichefiere prin stabilirea unor nivele de atenționare și alarmare în rețeaua de monitorizare existență, predicția amplasării și mărimii suprafețelor lichefiabile din corpul iazului, predicția comportamentului acesteia în timpul și imediat după un seism major, predicția deplasărilor verticale ale suprafeței iazului pe anumite perioade de timp, pentru anumite condiții hidrostatice și seismice etc.

Ca și concluzie, rezultatele obținute prin modelare probabilistică vin în întâmpinarea rezultatelor metodelor clasice cu un plus de cunoaștere și informații, permițând integrarea lor în cadrul unui sistem integrat de modelare a fenomenelor de risc ce pot afecta iazurile de decantare din industria minieră.

7.5. Schema sistemului integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc

Sistemul integrat de modelare propus în această lucrare (teză) pornește de la achiziția datelor de intrare printr-o interfață cu sistemul local de monitorizare ce va cuprinde și sistemul de achiziție periodică a interferogramelor InSAR.

Parametrii geomecanici necesari modelelor de evaluare a riscului la alunecare sunt obținuți din lucrările directe de investigație, respectiv forajele geotehnice realizate și analizele fizico-mecanice corespondente de laborator.

Datorită faptului că posibilele fenomene declanșatoare de risc ce se pot dezvolta în interiorul barajului cum ar fi fenomenele de eroziune internă, sufoziune hidro-geo-chimică nu pot fi puse în evidență în mod direct, va fi adoptată o metodă de investigație geo-electrică de tip ERI cu profile fixe pe bermele barajului. Aceste investigații geofizice se vor realiza periodic la intervale mai mari de timp (1 – 2 ani) de regulă în aceeași perioadă sezonieră și cu același dispozitiv de măsurare (distanța dintre electrozi, adâncimea de investigație, tipul de stație, metoda de măsurare) pentru ca rezultatele să poată fi comparabile pe modelele geo-electrice cu rezistivitate reală (modelată cu algoritmi de inversie). În momentul apariției unor anomalii evidente de rezistivitate ce relevă posibilitatea extinderii unor fenomene de eroziune internă, se vor propune câteva foraje geotehnice de cercetare în zonele respective.

Datele provenite de la sistemul de teledetecție InSAR se vor achiziționa periodic prin intermediul unei firme specializate și vor urmări în mod special deplasările verticale ce au loc la nivelul unor reflectori ficși amplasați pe fundații de beton pe berme și coronament. Poziția acestor reflectori la timpul 0 va fi stabilită inițial prin măsurători topografice de precizie și se va măsura periodic pentru a pune în evidență deplasările orizontale. Singura problemă este costul destul de ridicat al acestor interferograme obținute de la sistemele satelitare (TerraSAR X). Precizia măsurătorilor de deplasare verticală prin tehnica interferometriei diferențiale este milimetrică, dar la nivel de deplasări orizontale, rezoluția imaginii la nivel de pixel este de 1×1 metri, ceea ce recomandă utilizarea expresă a reflectorilor ficși. Norul de puncte măsurat la nivelul depunerii din iazul de decantare va putea da informații cu privire la evoluția fenomenului de tasare în timp și la punerea în evidență a unor zone cu tasare diferențială mare ce pot periclita funcționalitatea unor elemente constructive de drenare și evacuare a apelor de suprafață.

Rețeaua de monitorizare constituie o altă sursă importantă de date necesare evaluării stabilității iazului de decantare. În cazul de față, rețeaua este alcătuită pe amplasamentul barajului principal din 7 piezometre (5 amplasate pe secțiunea maestră a barajului și 2 laterale pe berma a 2-a) și 2 înclinometre amplasate pe berma 1-a aval de coronament. Aceste dispozitive de măsurare a nivelului piezometric și a deplasărilor orizontale sunt interfațete wireless la o stație centrală de monitorizare tip SISGEO ADK 100 care achiziționează seriile de timp și le transmite pe pachete la un server central la Vatra Dornei prin rețeaua GSM.

Rețeaua de monitorizare în timp real este de tip client-server și are următoarele funcționalități:

La nivel de server permite achiziția datelor într-o bază de date structurată și primește și realizează comenzile venite de la client în timp real;

La nivel de client: se permite utilizarea datelor fără alterarea bazei de date, realizarea reprezentărilor grafice a seriilor de timp pe anumite perioade, realizarea de analize statistice și generarea de rapoarte. Tot la acest nivel se asigură interfața cu sistemul de modelare analitică, numerică și probabilistică a fenomenelor generatoare de risc.

Sistemul integrat de modelare propus este alcătuit din mai multe module de analiză, respectiv modulul cu metode deterministe de modelare și modulul cu metode probabiliste de modelare.

În acest capitol au fost aplicate următoarele modelări corespondente unor situații aparte cu impact deosebit asupra fenomenelor generatoare de instabilitate la alunecare a barajului principal Tărnicioara (studiul de caz).

Modelarea cu metode deterministe a stabilității barajului principal la o anumită perioadă de timp (după realizarea forajelor geotehnice și analizarea datelor piezometrice din rețeaua de monitorizare) în ipoteza statică și pseudo-statică (cu solicitare seismică la vârful accelerației seismice a terenului din această zonă).

Modelarea cu metode probabilistice, respectiv procedura Monte Carlo aplicată metodei echilibrului limită în ipoteza statică și pseudo-statică pentru a verifica fiabilitatea rețelei de piezometre, respectiv capacitatea acesteia de a pune în evidență oscilațiile nivelului piezometric. Prin această metodă s-au stabilit și nivelele de atenționare și de alarmare ale rețelei de piezometre.

Evaluarea riscului la lichefiere prin utilizarea metodei estimării punctuale (PEM) în cadrul metodei elementului finit. Această modelare a permis evaluarea stabilității barajului considerând o lentilă de material cu granulometrie de tip nisip prăfos lichefiabil (NP1) pus în evidență de forajul geotehnic FG1 și evaluat ca extindere cu ajutorul modelului de rezistivitate. Evaluare s-a realizat în două faze, prima pseudo-statică și a doua post-seismică în care metoda numerică s-a cuplat cu metoda probabilistică de estimare punctuală prin reducerea parametrilor de forfecare cu 25 % din valoarea inițială pe un domeniu cu distribuție normală și o abatere medie de 5 %.

Modelarea datelor de deformație din modelul numeric și calibrarea acestora cu valorile de deformație verticală din interferogramele InSAR realizate pe anumite perioade de timp (cu exces sau deficit pluviometric) ținând cont de oscilația nivelului piezometric din acea perioadă. S-a propus ca această metodă să permită stabilirea unor paliere de atenționare / alarmare prin coroborarea datelor piezometrice cu măsurătorile de deplasare verticală date de interferogramele InSAR.

Schema sistemului integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc particularizat pentru studiul de caz ales este prezentată în figura de mai jos:

Figura 7.41 Sistemul integrat de modelare a principalelor fenomenelor generatoare de risc

8. Concluzii

Prezenta lucrare, prin tema abordată, propune o metodologie modernă de evaluare și modelare a fenomenelor generatoare de risc ce pot periclita stabilitatea pe termen scurt și lung a iazurilor de decantare din industria minieră și în special a elementelor de retenție (diguri și baraje), o metodologie nouă în România care să înglobeze date obținute în urma aplicării metodelor clasice, însă și informații suplimentare rezultate în urma abordării probabilistice, un sistem integrat de modelare a fenomenelor generatoare de risc pentru iazurile de decantare din industria minieră.

Pe plan național există o propunere asemănătoare sistemului integrat de modelare propus în prezenta lucrare, și anume posibilitatea creării unui Sistem Național Integrat de Monitorizare a Impacturilor de Mediu (SNIMIM) pentru siturile afectate de activitățile miniere, ca instrument eficient de prevenire, planificare și răspuns în situațiile de urgenta și a infrastructurii de racordare a acestuia la un Sistem European de Reacție pentru Situațiile de Urgenta (SCERSU).

Această propunere este una din măsurile prioritare prezentate în Strategia procesului de închidere, reconstrucție ecologică și activități post-închidere pentru perioada 2010-2020.

Așadar, metodologia de evaluare, modelare și monitorizare a fenomenelor generatoare de risc propusă în cadrul prezentei lucrări, poate fi preluată și implementată în infrastructura unui sistem național de monitorizare a iazurilor din industria minieră.

Pentru punerea în practică a acestei metodologii, este necesar un grad ridicat de cunoaștere a parametrilor fizico-mecanici ai materialului din corpul iazului.

La alegerea studiului de caz, s-a ținut cont de acest aspect foarte important și am decis ca aplicarea sistemului integrat de modelare să se realizeze pe iazul de decantare Tărnicioara din județul Suceava, iaz la care lucrările de închidere au fost finalizate, care dispune de o rețea de monitorizare parametrică în funcțiune (face parte din programul pilot aflat în derulare în zona Vatra Dornei alături de alte 6 iazuri) și care dispune de datele satelitare pe întreaga sa suprafață, date obținute prin tehnica de interferometrie InSAR (a făcut parte din programul pilot de monitorizare a iazurilor de decantare din județul Suceava în cadrul Programului Național Phare 2006 alături de alte 3 iazuri).

În afară de volumul informațional obținut din rețeaua de monitorizare și de hârțile de deformație realizate din măsurătorile InSAR, pentru experimentarea și validarea metodologiei integrate de modelare a fenomenelor generatoare de risc au mai fost obținuți suplimentar parametrii fizico-mecanici prin metode directe (foraje geotehnice, determinări în situ/laborator a parametrilor fizico-mecanici) și metode indirecte (electrometrie ERI). Aceste investigații au fost efectuate în anul 2011 de către Institutul Național de Metale și Resurse Radioactive (INCDMRR-București), în scopul realizării Studiului hidrogeotehnic pentru analizarea stării generale actuale a iazului de decantare Tărnicioara, având ca beneficiar compania SC Conversmin SA, ce deține și rețeaua de monitorizare amplasată pe iaz.

Corelarea rezultatelor obținute din investigații directe, indirecte și din rețeaua de monitorizare a generat o caracterizare complexă și unitară a structurii și a permis dezvoltarea unui volum informațional corespunzător identificării fenomenelor generatoare de risc, precum și modelării analitice, numerice și probabilistice a parametrilor ce cuantizează aceste fenomenele de hazard, parametrii ce sunt analizați interdependent stabilindu-se sensitivitatea, gradele de corelație și evoluția lor în timp. Scopul final este de a utiliza toate aceste rezultate la o evaluare generală a riscului, printr-o prognoză a comportamentului acestor parametrii și prin stabilirea unor nivele de atenționare și alarmare.

În cadrul prezentei lucrări, o primă abordare a fost cea clasică, modelare ce a utilizat parametrii fizico-mecanici obținuți prin analizarea în situ și în laborator a probelor prelevate din forajele geotehnice. Rezultatele au fost coroborate cu datele de electrometrie, iar calculul de stabilitate a scos în evidență o instabilitate a barajului principal în ipoteza pseudo-statică.

Cea de-a doua abordare a fost cea probabilistică, integrată întotdeauna metodelor clasice, modelare ce a ținut cont de incertitudinea și anizotropia distribuției parametrilor geologici. Această abordare s-a realizat în două etape: prima (metoda de eșantionare Monte Carlo) ce a utilizat ca variabilă aleatorie nivelul hidrostatic în scopul stabilirii unor nivele de atenționare și alarmare și a doua (metoda estimării punctuale), utilizată cu scopul predictibilității fenomenului de lichefiere în corpul iazului în timpul și imediat după o activitate seismică majoră.

Abordarea probabilistică a adus noi informații: lungimile piezometrelor existente în actuala rețea de monitorizate nu sunt suficiente pentru a putea stabili paliere de atenționare și alarmare a creșterii nivelului hidrostatic, iar în corpul barajului există o zonă susceptibilă la lichefiere în cazul unei activități seismice.

În final, cea de-a treia abordare a încercat integrarea datelor de teledetecție InSAR metodei numerice, în scopul predictibilității deformațiilor verticale și totale ale suprafeței barajului principal pe anumite intervale temporale, precum și în cazul unei activități seismice și de asemenea, de stabilire a unor paliere de avertizare și alarmare utilizate la predicția fenomenelor de alunecare.

Deși metodele analitice și numerice, surprind complet și corect gama de mecanisme de cedare probabile, rezultând un calcul al probabilității de cedare cuprinzător și factori de stabilitate ce oglindesc realitatea geo-mecanică, metodele probabilistice promovează o mai bună înțelegere a problemelor (deoarece iau în calcul incertitudinea, anizotropia și variabilitatea proprietăților rocilor), ducând la decizii de monitorizare și măsuri de stabilizare îmbunătățite față de metodele clasice.

Atât simularea Monte Carlo, cât și metoda estimării punctuale sunt ușor de implementat și ușor de aplicat la orice algoritm și au o acuratețe crescută. Datorită incertitudinii întâlnită atât de des în mediul înconjurător și implicit în cel geologic, analizele statistice au devenit parte integrantă a ingineriei rocilor.

Principalele contribuții și elemente de noutate aduse prin intermediul acestei lucrări:

Aplicarea de metode probabilistice / stocastice / statistice (metoda Monte Carlo, metoda estimării punctuale) la calculul stabilității, metode utilizate de câțiva ani cu succes peste granițele țării, însă nu și pe plan național: iazul de decantare Tărnicioara fiind iazul din România pentru care metoda Monte Carlo și metoda estimării punctuale au fost aplicate pentru prima oară la evaluarea și modelarea stabilității.

Această abordare a apărut din necesitatea de a lua în considerare parametrii pe care abordarea clasică nu îi putea gestiona și lua în calcul, de a cunoaște mai în detaliu și cu o precizie mai mare a comportamentului parametrilor fizico-mecanici ai materialului steril și a problemelor de stabilitate structurală ce pot apărea în corpul iazului.

Așadar, rezultatele obținute prin această nouă abordare confirmă rezultatele obținute prin metode clasice, însă aduc și un plus de informații privind parametrii ce caracterizează fenomenele ce pot afecta stabilitatea unui iaz (fenomene de alunecare, sufoziune, lichefiere), informații utilizate la implementarea unor sisteme de atenționare și alarmare fiabile și la elaborarea unor măsuri de stabilizare sustenabile.

Propunerea unor soluții de monitorizare (ex. stabilirea unor nivele de atenționare și alarmare ale rețelei de piezometre și pentru predicția fenomenelor de alunecare) a unor parametri fizico-mecanici generatori de risc (ex. oscilația nivelului hidrostatic, deformații orizontale și verticale ale suprafeței iazului), pot avea ca rezultat diminuarea sau chiar eliminarea efectelor negative induse mediului sau comunității umane de către iazurile de decantare miniere.

Integrarea, în premieră a datelor de interferometrie InSAR la modelarea numerică, rezultatele fiind calibrate cu date din rețeaua de monitorizare existență (înclinometre) pentru confirmarea preciziei acestora și cu scopul prognozării deformațiilor orizontale și verticale ale suprafeței barajului principal pe o perioada finită de monitorizare și, și astfel de stabilire a unor paliere de avertizare – alarmare utilizate la predicția fenomenelor de alunecare.

Integrarea metodelor utilizate într-un sistem modern și fiabil de identificare, modelare și monitorizare a fenomenelor de hazard, sistem ce ar putea fi implementat într-un sistem național de management al riscului pentru iazurile de decantare din industria minieră.

Sistemul integrat de modelare propus este alcătuit din două categorii de abordări, categoria metodelor deterministe și categoria metodelor probabilistice, amândouă coroborate cu date din rețeaua piezometrică și de înclinometre. În primă etapă, abordarea clasică ne-a oferit informații privind stabilitatea la alunecare a barajului, prin determinarea factorului de siguranță atât în ipoteză statică, cât și pseudo-statică. În cea de-a doua etapă a modelării, metodele probabilistice au confirmat informațiile obținute anterior și au determinat în plus existența unui nivel de nisip prăfos susceptibil la lichefiere, incapacitatea rețelei de piezometre de a pune în evidență oscilațiile nivelului hidrostatic, stabilirea unor nivele de atenționare și alarmare.

Nu în ultimul rând, modelarea parametrilor fizico-mecanici ai materialului din corpul iazului și deci, caracterizarea stabilității unui iaz de decantare, pune la dispoziția proiectanților o bază de proiectare foarte bună, ce poate fi utilizată cu succes la elaborarea unor documentații tehnico-economice și eventual, chiar la execuția lucrărilor de punere în siguranță, închidere și reconstrucție ecologică a iazurilor de decantare din industria minieră și a zonelor afectate de acestea.

Bibliografie

www.meteoblue.com/ro