REABILITAREA RETELELOR DE CANALIZARE PRIN CAPTUSIRE …digilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/munteanumihail.pdf · Clasificarea tipurilor de agresivitate (STAS 3349/1 – 83. Betoane

MINISTERUL EDUCATIEI NATIONALE

UNIVERSITATEA TEHNICA DE CONSTRUCTII BUCURESTI

Facultatea de HIDROTEHNICA

Departamentul de Inginerie Hidrotehnica

Ing. Mihail-Adrian Munteanu

REABILITAREA RETELELOR DE

CANALIZARE PRIN CAPTUSIRE

INTERIOARA

- TEZA DE DOCTORAT -

Conducator de doctorat

Prof.dr.ing. Gabriel RACOVITEANU

- Bucuresti, 2014 -

Bibliografie

2

CUPRINS

1 Introducere ............................................................................................................... 9

2 Elemente de dimensionare hidraulica a retelelor de canalizare ............................ 12

2.1 Notiuni de hidraulica pentru retele de canalizare ........................................... 12

2.1.1 Calculul hidraulic al canalelor ................................................................... 13

2.1.2 Calculul deversoarelor ............................................................................... 31

2.2 Cantitati de apa evacuate in retelele de canalizare ......................................... 41

2.2.1 Calculul debitelor de ape uzate menajere .................................................. 42

2.2.2 Determinarea debitului de calcul al apelor meteorice ............................... 43

2.2.3 Metode de evaluare a debitelor din ape meteorice .................................... 49

2.2.4 Metoda aplicata in România ...................................................................... 58

2.3 Elemente impuse in dimensionarea hidraulica ............................................... 62

3 Elemente de calcul de rezistenta a canalelor ......................................................... 65

3.1 Calculul static si de rezistenta al canalelor ..................................................... 65

3.1.1 Sarcini fundamentale ................................................................................. 65

3.1.2 Sarcini accidentale ..................................................................................... 75

3.1.3 Calculul static al sectiunilor ...................................................................... 75

3.2 Calculul conductelor pentru impingerea cu scut ............................................ 76

3.2.1 Incarcare perpendiculara pe axa conductei ............................................... 78

3.2.2 Incarcarile date de pamant ......................................................................... 79

3.2.3 Incarcare pe directia axei conductei .......................................................... 80

3.2.4 Rezistenta la penetrare............................................................................... 81

3.2.5 Calculul fortei suport sau a rezistentei de suprafata.................................. 84

3.2.6 Calculul conductelor instalate prin batere ................................................. 85

3.2.7 Calculul conductelor instalate prin metoda de dislocare a pămantului ..... 87

3.3 Comportarea retelelor de canalizare ............................................................... 88

3.3.1 Comportarea retelelor de canalizare la actiunile din exploatarea normala88

3.3.2 Comportarea structurilor ingropate la actiunea seismica .......................... 90

4 Comportarea colectoarelor de canalizare la actiunea apelor uzate ....................... 94

Bibliografie

3

4.1 Aspecte generale ale agresivitatii apei asupra betonului ................................ 94

4.2 Efectul pH-ului asupra betonului ................................................................... 96

4.3 Agresivitatea sulfatica .................................................................................... 98

4.4 Agresivitate magneziana .............................................................................. 100

4.5 Coroziunea cauzata de apa uzata industriala ................................................ 100

4.5.1 Consideratii privind agresivitatea unor reziduri industriale .................... 101

4.5.2 Degradarea betonului in contact cu apele uzate datorita hidrogenului

sulfurat ................................................................................................................. 101

4.5.3 Coroziunea biochimica ............................................................................ 122

4.6 Ape admise in reteaua de canalizare ............................................................ 123

4.6.1 Calitatea apelor descarcate in retelele de canalizare ............................... 123

4.6.2 Recomandari pentru calcul tarifelor suplimentare pentru nerespectarea

conditiilor de descarcare a apelor uzate in reteaua de canalizare ....................... 126

5 Metode moderne de reabilitare a conductelor de canalizare ............................... 134

5.1 Umplerea golurilor prin injectii la interior si exterior .................................. 136

5.2 Reparatii localizate – re-formarea conductei ............................................... 137

5.3 Camasuirea conductei ................................................................................... 137

5.4 Inlocuirea conductei ..................................................................................... 142

5.5 Excavarea si inlocuirea conductei ................................................................ 143

5.5.1 Sprijinirea transeelor ............................................................................... 145

5.5.2 Epuismente .............................................................................................. 146

5.5.3 Montarea tuburilor si executarea caminelor ............................................ 147

5.5.4 Executarea umpluturilor .......................................................................... 147

5.6 Executia canalizarilor fara transee deschisa ................................................. 148

5.7 Tehnologia de executie prin impingere cu scut ............................................ 151

5.7.1 Injectare in regiunea capului de foraj ..................................................... 155

5.7.2 Injectie prin duze de injectare a coloanelor de tubaj inaccesibile omului

prin metoda de impingere in doua faze ............................................................... 158

5.7.3 Injectie manuala prin duzele de injectare in coloane de tubaj accesibile

omului …………………………………………………………………………158

5.7.4 Injectie automata prin duzele de injectare intr-o coloana de tubaj ........ 159

Bibliografie

4

5.7.5 Impingere cu scut in linie curba .............................................................. 164

5.7.6 Conducte si imbinari pentru impingerea cu scut ..................................... 171

6 Reabilitarea canalizarilor prin metoda camasuirii interioare - Studiu de caz ..... 179

6.1 Criterii privind alegerea metodei de reabilitare ............................................ 179

6.1.1 Alegerea metodei de reabilitare pe baza conditiilor existente ale conductei

…………………………………………………………………………181

6.1.2 Alegerea metodei de reabilitare pe baza conditiilor specifice ale

amplasamentului si ale proiectului ...................................................................... 182

6.1.3 Alegerea metodei de reabilitare in 6 pasi ................................................ 182

6.1.4 Consideratii generale la proiectarea lucrarilor de reabilitare fara sapatura

…………………………………………………………………………190

6.2 Metodologia utilizata pentru executarea lucrarilor de reabilitare prin

camasuire interioara a conductei de evacuare SE Focsani ..................................... 192

6.2.1 Analiza economico-financiara pentru selectarea metodei de reabilitare 194

6.2.2 Procedeul selectat pentru implementare .................................................. 198

6.2.3 Domenii de aplicare ................................................................................. 198

6.3 Desfasurarea procesului de lucru.................................................................. 199

6.3.1 Lucrari pregatitoare pentru conducta ...................................................... 199

6.3.2 Pregatirea adezivului poliesteric si tubului flexibil ................................. 202

6.3.3 Montarea tubului flexibil in interiorul conductei vechi prin procedeul de

camasuire interioara ............................................................................................ 203

6.3.4 Lucrari finale ........................................................................................... 204

6.3.5 Durata lucrarilor ...................................................................................... 205

6.3.6 Materiale utilizate .................................................................................... 205

6.3.7 Proprietati ale conductei reabilitate ...................................................... 207

6.4 Implementarea metodologiei la colectorul de evacuare a SE Focsani ......... 208

6.5 Avantajele aplicarii metodei ......................................................................... 215

7 Concluzii .............................................................................................................. 216

7.1 Continutul lucrarii......................................................................................... 216

7.2 Elemente originale ale lucrarii...................................................................... 222

7.3 Dezvoltari viitoare ........................................................................................ 223

Bibliografie

5

Bibliografie ................................................................................................................. 225

LISTA DE TABELE Tabel 2.1. Expresii pentru calculul infiltratiei [6]. ...................................................................................... 45 Tabel 2.2. Valorile coeficientilor de scurgere, in functie de natura suprafetei de canalizare [7] .............. 46 Tabel 2.3. Coeficienti medii de scurgere [8]. ............................................................................................ 47 Tabel 2.4. Asigurarile de calcul in functie de clasa de importanta. .......................................................... 59 Tabel 2.5. Frecventa normata a precipitatilor in functie de clasa de importanta. .................................... 59 Tabel 2.6. Timpul de concentrare superficiala functie de panta terenului ................................................ 61 Tabel 2.7. Gradul de umplere in functie de inaltimea canalului. .............................................................. 63 Tabel 2.8. Valoarea pantei colectorului pentru a realiza viteza de autocuratire. ..................................... 63 Tabel 3.1. Natura corespunzatoare curbelor prezentate, pentru determinarea coeficientului C1 ............ 67 Tabel 3.2. Greutatea specifica a pamanturilor si valoarea α. ................................................................... 69 Tabel 3.3. Valorile coeficientului K pentru terenuri acvifere. .................................................................... 70 Tabel 3.4. Fortele minime pentru dimensionarea incarcarii perpendiculare pe axa conductei, conform

ATV-A-161E [16]. ...................................................................................................................................... 79 Tabel 3.5. Sumar al rezistentei de penetrare (PE) in functie de tipul masinii de microtunelare [16] ....... 82 Tabel 3.6. Faze ale modelului de calcul numeric. .................................................................................... 87 Tabel 4.1. Tipuri de agresivitate in functie de agentii agresivi (DIN 4030). ............................................ 100 Tabel 4.2. Caracteristici chimice ale cimentului C1 - determinari de repetabilitate [24]. ....................... 105 Tabel 4.3. Caracteristici chimice ale cimentului C2 - determinari de repetabilitate [24]. ....................... 106 Tabel 4.4. Caracteristici fizice ale cimentului C1- determinari de repetabilitate [24]. ............................ 108 Tabel 4.5. Caracteristici fizice ale cimentului C2- determinari de repetabilitate [24]. ............................ 109 Tabel 4.6. Caracteristici mecanice ale cimentului C1- determinari de repetabilitate [24]. ..................... 110 Tabel 4.7. Caracteristici mecanice ale cimentului C2- determinari de repetabilitate [24]. ..................... 111 Tabel 4.8. Conditii tehnice de calitate pentru nisipul utilizat. .................................................................. 112 Tabel 4.9. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea NOVATEX-VINALCOOL.

................................................................................................................................................................. 114 Tabel 4.10. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea ALPROM. ................... 116 Tabel 4.11. Caracteristici de calitate pentru apa uzata in sectiunea PECO – LUKOIL – GYPSTAR. ... 118 Tabel 4.12. Caracteristici de calitate pentru apa uzata in sectiunea Statie pompare intermediara. ...... 118 Tabel 4.13. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea ROLAST. .................... 118 Tabel 4.14. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea ARGESANA. .............. 119 Tabel 4.15. Clasificarea tipurilor de agresivitate (STAS 3349/1 – 83. Betoane de ciment. Prescriptii

pentru stabilirea gradului de agresivitate a apei). ................................................................................... 119 Tabel 4.16. Conditii de calitate a apelor uzate la introducerea in reteaua publica de canalizare [22]. .. 124 Tabel 4.17. Caracteristici ape uzate epurate evacuate in receptori naturali [23]. .................................. 125 Tabel 4.18. Factorul de multiplicare conform fiecarui indicator [25]. ..................................................... 129 Tabel 4.19. Coeficientul f functie de procentul de neconformitate [25]. ................................................ 131 Tabel 5.1. Latimea transeelor pentru canale circulare [13]. ................................................................... 144 Tabel 5.2. Tehnici de instalare a conductelor fara transee deschisa [17]. ............................................. 150 Tabel 5.3. Dimensiunile si masele admisibile ale vehiculelor si a combinatiilor de vehicule [17], [41]. . 153 Tabel 5.4. Frecarea superficiala pentru diferite tipuri de pamant atunci cand se utilizeaza polimerii ca

mediu de suport si lubrifiere. ................................................................................................................... 164 Tabel 5.5. Distante recomandate functie de diametrul nominal si frecarea superficiala medie de 1.5

kN/m2 utilizand SS MOLE [41]. ............................................................................................................... 165

Bibliografie

6

Tabel 5.6. METODA ULTIMATE – Raze de curbura posibile [m] functie de diametrul nominal al

conductelor, lungime si imbinari [41]. ..................................................................................................... 170 Tabel 5.7. Alegerea materialelor conductelor [41]. ................................................................................. 173 Tabel 5.8. Metode pentru instalarea conductelor in functie de material. ............................................... 174 Tabel 5.9. Tolerante permise pentru diametrele interioare ale conductelor pentru canalizare. ............. 176 Tabel 5.10. Tolerante permise pentru diametrele interioare ale conductelor pentru alimentare cu apa.

................................................................................................................................................................. 176 Tabel 5.11. Liniaritatea conductelor pentru impingere cu scut: deviatia permisa de la liniaritate

independenta de material. ....................................................................................................................... 176 Tabel 5.12. Deviatii permise ale rectangularitatii suprafetei fata de materialul conductei si dimensiunea

nominala de baza [13]. ............................................................................................................................ 177 Tabel 5.13. Tolerantele permise pentru lungimi, fata de dimensiunea nominala a conductei [41]. ....... 177 Tabel 6.1. Alegerea metodei de reabilitare in 6 pasi [48]. ...................................................................... 183 Tabel 6.2. Date si informatii de baza despre conducte, colectate in perioada de planificare initiala. ... 184 Tabel 6.3. Domenii de aplicare pentru diferite metode de reabilitare [48]. ............................................ 186 Tabel 6.4. Restrictii impuse de diferite metode de reabilitare [48]. ........................................................ 187 Tabel 6.5. Indicatori de cost si experienta ceruta pentru diferite metode de reabilitare [48]. ................ 188 Tabel 6.6. Costuri de investitie si operare ale optiunilor analizate. ........................................................ 197 Tabel 6.7. Valoare neta actualizata (perioada de operare 20 ani) pentru optiunile analizate. .............. 197 Tabel 6.8. Recomandari de aplicare a metodei de camasuire interioara [62]. ...................................... 198 Tabel 6.9. Masuri pentru calibrarea conductelor la situatia proiectata initial [62]. ................................. 201 Tabel 6.10. Caracteristici generale tuburi flexibile pentru canalizare [62].............................................. 205

LISTA DE FIGURI Figura 2.1. Miscarea uniforma. ................................................................................................................ 12 Figura 2.2. Miscarea uniforma gradual variata. ....................................................................................... 13 Figura 2.3. Diagramele de calcul pentru canale cu sectiuni circulare [2], [3]. ......................................... 14 Figura 2.4. Diagramele de calcul pentru canale cu sectiuni ovoidala [2], [3]. ......................................... 14 Figura 2.5. MIscarea uniforma cu suprafata libera: a–profil in lungul curgerii; b–profil transversal. ....... 16 Figura 2.6. Energia specifica a sectiunii [3]. ............................................................................................ 17 Figura 2.7. Miscare gradual variata cu adancimi descrescatoare. ........................................................... 20 Figura 2.8. Miscare gradual variata cu adancimi crescatoare. ................................................................ 20 Figura 2.9. Curba suprafetei libere la racordarea unui canal lent cu un canal rapid [1]. ......................... 22 Figura 2.10. Calculul cotelor suprafetei libere. ........................................................................................ 23 Figura 2.11. Elementele saltului hidraulic [3]. ........................................................................................... 26 Figura 2.12. Functia saltului hidraulic: a - sectiune transversala la intrarea in salt; b - schema de calcul; c

– sectiune transversala la iesirea din salt; d – graficul functiei saltului. ................................................... 27 Figura 2.13. Miscarea rapid variata. Treapta ridicatoare [1]. .................................................................... 29 Figura 2.14. Miscarea rapid variata. Treapta coboratoare [1]. ................................................................. 31 Figura 2.15. Deversor cu perete subtire si muchie ascutita: a – lama aerata; b – lama neaerata [2]. ..... 32 Figura 2.16. Deversor triunghiular. ............................................................................................................ 34 Figura 2.17. Deversor lateral. .................................................................................................................... 35 Figura 2.18. Forme de curgere in zona deversorului lateral [1]. ............................................................... 36 Figura 2.19. Schema de calcul pentru deversorul lateral. ........................................................................ 38 Figura 2.20. Principalele elemente de bilant hidric [6]. ............................................................................. 44 Figura 2.21. Decuparea unui bazin in n sectoare. .................................................................................... 49 Figura 2.22. Hietograma unitara a sectrului Aj.......................................................................................... 50 Figura 2.23. Hietograma si hidrograma corespondente (intensitati constante). ....................................... 51 Figura 2.24. Hidrograma si hietograma corespondente (intensitati variabile). ......................................... 52

Bibliografie

7

Figura 2.25. Curbe de intensitate a ploilor de egala frecventa ................................................................. 60 Figura 3.1. Tipuri de transee. ................................................................................................................... 66 Figura 3.2. Diagrama pentru determinarea coeficientului C. ................................................................... 66 Figura 3.3. Diagrama pentru determinarea coeficientului C1. .................................................................. 67 Figura 3.4. Canal asezat la adancime mai mica decat diametrul exterior. .............................................. 68 Figura 3.5. Presiunea exterioara a apei. .................................................................................................. 69 Figura 3.6. Presiunea interioara a apei – canalul umplut partial cu apa. ................................................ 70 Figura 3.7. Canal functionand sub presiune – presiunea interioara. ....................................................... 71 Figura 3.8. Presiunea verticala asupra canalelor datorata suprasarcinilor – canal cu partea superioara a

crestei situata la o adancime mai mica decat latimea proiectiei orizontale a sectiunii transversale a

canalului [15]. ............................................................................................................................................ 72 Figura 3.9. Presiunea verticala asupra canalelor datorata suprasarcinilor – canal cu partea superioara a

crestei situata la o adancime mai mare decat latimea proiectiei orizontale a sectiunii transversale a

canalului [15]. ............................................................................................................................................ 73 Figura 3.10. Diagrama pentru determinarea coeficientului C2 pentru calculul canalelor situate sub cai de

comunicatie pentru convoaiele de calcul. ................................................................................................. 74 Figura 3.11. Tipuri de rezemare a canalelor – a) axiala; b) poligonale; c) orizontala. ............................ 75 Figura 3.12. Rezistenta la penetrare si forta de frecare. ......................................................................... 80 Figura 3.13. Combinarea intre rezistenta de penetrare pentru scuturi cu suport mecanic si/sau excavare

totala a suprafetei [16]. .............................................................................................................................. 83 Figura 3.14. Rezistenta de penetrare calculata functie diametrul masinii-scut [16]. ............................... 84 Figura 3.15. Deformarea suprafetei determinata de forta suport [16]. .................................................... 85 Figura 3.16. Forma inelului de taiere. ...................................................................................................... 86 Figura 4.1. Distributia granulometrica a cimentului C1 [24]. ................................................................... 107 Figura 4.2. Distributia granulometrica a cimentului C2 [24]. ................................................................... 107 Figura 4.3. Evolutia concentratiei de sulfati pentru apa uzata in sectiunea Novatex [24]. ..................... 115 Figura 4.4. Variatia pH-ului in perioada experimentarilor in sectiunea Novatex [24]. ............................ 115 Figura 4.5. Evolutia concentratiei de magneziu pentru apa uzata in sectiunea Novatex [24]................ 116 Figura 4.6. Evolutia concentratiei de sulfati pentru apa uzata in sectiunea Alprom in perioada

experimentului [24]. ................................................................................................................................. 117 Figura 4.7. Evolutia pH-ului pentru apa uzata in sectiunea Alprom in perioada experimentului [24]. .... 117 Figura 4.8. Evolutia concentratiei de amoniu pentru apa uzata in sectiunea Alprom in perioada

experimentului [24]. ................................................................................................................................. 118 Figura 5.1. Reabilitare prin injectare in interiorul conductei. .................................................................. 136 Figura 5.2. Reabilitare prin metoda „CIPP”. ........................................................................................... 138 Figura 5.3. Schema metodei de reabilitare prin metoda „CIPP”. ............................................................ 139 Figura 5.4. Schema metodei de reabilitare „spiral lining”. ...................................................................... 141 Figura 5.5. Schema metodei de reabilitare „pipe eating”. ....................................................................... 142 Figura 5.6. Schema metodei de reabilitare „pipe bursting”. .................................................................... 143 Figura 5.7. Transee conducta. ................................................................................................................ 144 Figura 5.8. Transportul conductelor pentru impingere (DN/ID 3200 si DN/ID 4100, lungime de 3.00 m,

greutate 35 t) pe un autovehicul special [17], [39]. ................................................................................. 152 Figura 5.9. Metoda de impingere cu scut – schita de principiu [41]. ...................................................... 155 Figura 5.10. Lubrifierea coloanei de tubaj in METODA ULTIMATE; a) Injectie de lubrifiant si mediu

support in capul de sapare in sensul unei distributii inelare; b) Cap dublu de sapare. ......................... 156 Figura 5.11. Efectul lubrifierii la o supralargire de 120 mm .................................................................... 157 Figura 5.12. Reducerea dimensiunii bresei inelare ca urmare a lubrifierii coloanei de tubaj [41]. ......... 157 Figura 5.13. Lubrifierea manuala a coloanei de tubaj pe toata circumferinta conductei [41]. ................ 159 Figura 5.14. Sistemul de lubrifiere automata HERRENKNECHT [41]. ................................................... 160 Figura 5.15. Sistemul de lubrifiere T.B.K. [41]. ....................................................................................... 161

Bibliografie

8

Figura 5.16. Sistemul de lubrifiere T.B.K. [41]. ....................................................................................... 163 Figura 5.17. Raze de curbura recomandate functie de diametrul si lungimea conductelor din beton

armat [41]. ............................................................................................................................................... 165 Figura 5.18. Curbe „S” din conducte cu diametrul DN/ID 800, cu raza de 85 m (a) si 50 m (b) [41]. .... 167 Figura 5.19. Metoda SS MOLE- Sectiune longitudinala [41]. ................................................................. 168 Figura 5.20. Conducte tip Standard E cu articulatii de tip W (fanta s2≤35 mm) [41]. ............................ 168 Figura 5.21. Metoda SS MOLE- Organizare santier [41]. ....................................................................... 169 Figura 5.22. METODA ULTIMATE - Pozitia forezei si a cilindrilor de ghidaj [41]. .................................. 170 Figura 5.23. METODA ULTIMATE - Conducte imbinate cu articulatie [41]. .......................................... 171 Figura 5.24. Materiale pentru conductele utilizate in metoda de impingere cu scut [41]. ...................... 173 Figura 5.25. Masurarea rectangularitatii sectiunii [13]. ........................................................................... 178 Figura 6.1. Echipament video de inspectie conducte [62]. ..................................................................... 200 Figura 6.2. Dispozitiv cu cilindri pentru distributia uniforma a rasinii in tubul flexibil [62]. ...................... 202 Figura 6.3. Introducerea tubului flexibil in conducta cu inversarea tubului flexibil [62]........................... 203 Figura 6.4. Schema de montaj a tubului flexibil in interiorul conductei [62]............................................ 204 Figura 6.5. Blind-uri pentru izolarea tronsonului ce se reabiliteaza [62]. ................................................ 208 Figura 6.6 Echipament utilizat pentru realizarea by-pass-ului [62]. ........................................................ 209 Figura 6.7. Autospeciala utilizata pentru curatire [62]. ............................................................................ 211 Figura 6.8. Operatiunea de curatire camin [62]. ..................................................................................... 211 Figura 6.9. Camera video pentru inspectie [62]. ..................................................................................... 211 Figura 6.10. Montare liner [62]. ............................................................................................................... 213 Figura 6.11. Imagini de la inspectia finala a colectorului reabilitat [62]. ................................................. 214

Capitolul 1. Introducere

9

1 Introducere

Problemele retelelor edilitare urbane nu sunt presante numai in Romania, ele

constituie factor de analiza tehnico-stiintifica si manageriala la nivel mondial si

estimarile arata ca o solutie globala nu se intrevede, foarte probabil ca solutiile

particulare adaptate conditiilor locale vor fi cele viabile.

Orice subiect care se refera la retele edilitare urbane este in acelasi timp

obiectiv, complex si cu grad de dificultate ridicat deoarece retelele urbane:

reprezinta interfata cu utilizatorii, acestia fiind cei care judeca performanta;

fac parte din ansamblul urban si sunt dependente de toate celelalte functiuni

urbanistice;

se dezvolta odata cu centrele urbane si poarta amprenta cunostintelor si

tehnicilor momentului; acest element conduce la dificultati suplimentare in

exploatarea si intretinerea pe termen lung a sistemelor.

In Romania, necesarul de retele care sa asigure serviciul public de alimentare

cu apa potabila si colectare a apelor uzate este foarte mare, de aceea orice abordare

tehnica in directiile cunoasterii retelelor este necesara obiectiv daca aduce si date si

elemente suplimentare de cunoastere.

Intreaga legislatie, atat cea a U.E. cat si cea romaneasca pune in evidenta

necesitatea:

asigurarii apei potabile prin sisteme publice controlate;

asigurarea colectarii apelor uzate pentru eliminarea principalului factor de

risc privind sanatatea umana.

Tehnica actuala ofera o mare varietate de materiale si mijloace de protectie

pentru conductele care alcatuiesc retelele subterane pozate in centre urbane.

Decizia privind alegerea unui anumit material, mijloc de protectie sau metoda

de reabilitare trebuie sa se bazeze pe un studiu pertinent al costurilor fata de

performantele scontate, urmarind obtinerea unui raport optim cost/performante.

Privind aceste aspecte, se considera util ca analizele tehnico-economice de alegere a

materialelor sa se bazeze pe evaluarea unor criterii de performanta.

Se considera relevante urmatoarele caracteristici, analizate independent sau in

combinatie:

- caracteristici si proprietati fizico-mecanice

- caracteristici constructiv-dimensionale


10

- rezistenta structurala

- procedee de imbinare

- cerinte pentru instalare

- cerinte pentru intretinere si reparatii

- durata de viata si siguranta in exploatare

- satisfacerea cerintelor igienico-sanitare

- costul produsului.

Dezvoltarea accelerata din ultimele doua decenii a materialelor pentru conducte

si sistemelor de conducte pentru transportul fluidelor face din alegerea lor o problema

complexa.

Utilizatorii se confrunta cu o gama vasta de optiuni si implicit cu o multitudine

de argumente si contra-argumente pentru variatele alternative ale beneficiarilor si

respectiv concurentei.

Determinata de necesitatea de a asigura finantarea unor noi investitii in

infrastructura, alegerea materialelor trebuie sa se faca sistematic pe baza atat a unor

criterii tehnice cat si a unor analiza economice corespuzatoare.

Materialele conductelor pentru transportul si distributia fluidelor pot fi

clasificate, in general, in trei tipuri generice: de tip ciment, metalic sau plastic. In

aceste categorii sunt disponibile o gama larga de materiale pentru conductele sub

presiune si astfel de materiale sunt indicate in proportii diferite in toate tarile lumii.

Fiecare din aceste materiale are propriile sale avantaje tehnice, dar poate avea,

de asemenea, limitele tehnice si/sau economice. Tocmai aceste limite conduc la

dezvoltarea de noi materiale si tehnici in domeniul conductelor (ex. instalarea

conductelor fara sapatura).

In special problemele coroziunii si scaderii rezistentelor mecanice in timp

rezultate din experienta de pana acum au stimulat cautarea continua a unor materiale

cu caracteristici tehnice mai bune, care sa fie totodata acceptabile din punct de vedere

economic.

Durabilitatea scontata a sistemului poate influenta limitele utilizarii stabilite

pentru materiale speciale.

In tarile dezvoltate stabilitatea sistemului pe termen lung si intretinerea minima

reprezinta adesea scopuri in sine. Politica economica pe termen scurt si necesitatea

urgenta a unei infrastructuri de baza pot fi in tarile in curs de dezvoltare, factori cu

mult mai semnificativi.


11

Daca limitele de utilizare au fost identificate si stabilite pentru optiunile de

materiale de luat in consideratie, are loc dezvoltarea unei strategii a utilizarii in cinci

etape dupa cum urmeaza:

Etapa 1 - Dezvoltarea unui set corespunzator de reguli de selectie bazate in

exclusivitate pe consideratii tehnice (conditii de operare curente, conditii de mediu);

Etapa 2 - Rationalizarea optiunilor de materiale folosind regulile etapei 1 si

conditiile operationale curente/potentiale, impreuna cu factori precum necesitati de

instruire operativa, disponibilitatea echipamentului de instalare;

Etapa 3 - Compararea costurilor alternativelor disponibile prin intocmirea unor

estimari de costuri pentru fiecare schema propusa;

Etapa 4 - Definirea strategiei de utilizare a materialelor preferate;

Etapa 5 - Implementarea strategiei adoptate si monitorizarea in vederea

imbunatatirii procedurii, dupa cum este necesar.

Dezvoltarea strategiei de utilizare a materialelor si metodelor de implementare

a investitiilor pentru conducte trebuie sa constituie o parte a unei abordari integrate a

domeniului retelelor subterane corelat cu obtinerea fondurilor prin gospodarirea

resurselor, dezvoltare tehnica, rationalizare si standardizare.

Capitolul 2. Elemente de dimensionare hidraulica a retelelor de canalizare

12

2 Elemente de dimensionare hidraulica a retelelor de canalizare

Proiectarea retelei de canalizare comporta o serie de operatii a caror

complexitate depinde de marimea canalului, natura terenului, conditiile de executie.

Dupa stabilirea traseului, operatii de deosebita importanta sunt calculul

hidraulic si static al retelei, pentru care trebuie avute in vedere o serie de caracteristici

ale miscarii apei uzate in canale, precum si conditiile necesare unei bune functionari a

retelei.

2.1 Notiuni de hidraulica pentru retele de canalizare

In retelele de canalizare se realizeaza de regula miscare cu suprafata libera in

care apa nu ocupa intreaga sectiune.

Miscarea cu suprafata libera se clasifica astfel:

- miscari uniforme: - lente;

- rapide;

- miscari neuniforme: - gradual variate – lente;

– rapide;

Miscarea uniforma se caracterizeaza prin viteza medie, adancime si sectiune

vie constante in lungul curentului.

La miscarea uniforma linia energetica le si linia radierului lf, panta hidraulica I,

panta piezometrica Ip sunt egale.

I = Ip = i

Figura 2.1. Miscarea uniforma.


13

La miscarea neuniforma viteza medie variaza in lungul curentului (Figura 2.2).

Figura 2.2. Miscarea uniforma gradual variata.

Miscarea neuniforma poate fi gradual variata sau rapid variata.

In cele mai multe cazuri miscarea cu suprafata libera este neuniforma datorita

perturbatiilor provocate de neregularitatile radierului canalului, sau ale peretilor

acestuia.

2.1.1 Calculul hidraulic al canalelor

Formulele pentru calculul canalelor in miscare uniforma sunt cele in care se

inlocuieste panta hidraulica cu panta radierului. Formula lui Chezy devine:

iRCAQ (2.1)

sau:

iKQ 0 (2.2)

in care K0 este modulul de debit:

RCAK 0 (2.3)

La calculul hidraulic al canalelor apar urmatoarele probleme [1]:

Calculul debitului Q, cand se cunosc: h0, i, n si elementele sectiunii

transversale.

Calculul pantei. Cunosute fiind Q, h0, n si forma sectiunii transversale; se

efectueaza prin metoda grafica denumita cheie limnimetrica Qi =f(hi);

corespunzator debitului Q se determina h0.


14

La canalele cu forme tipizate, calculul se face folosind diagrame de tipul celor

prezentate in Figura 2.3 si Figura 2.4 [2], [3].

Figura 2.3. Diagramele de calcul pentru canale cu sectiuni circulare [2], [3].

In ordonata este trecut gradul de umplere: H

ha 0 , iar in abscisa rapoartele:

p

av

v

vR .

Figura 2.4. Diagramele de calcul pentru canale cu sectiuni ovoidala [2], [3].


15

p

a

p

a

p

aQ

K

K

iK

iK

Q

QR

(2.4)

Notatiile au urmatoarele semnificatii:

h0 – este adancime normala;

H – adancimea curentului la sectiune plina;

va, Qp – viteza medie, respectiv debitul la un grad de umplere a;

vp, Qp – viteza medie, respectiv debitul la un grad de umplere unu.

Pentru un debit dat se calculeaza raportul RQ. Din diagrama rezulta gradul de

umplere a, pe baza caruia se calculeaza h0. Pentru gradul de umplere a, folosind curba

Rv = f(a), se obtine raportul Rv, de unde rezulta viteza va, corespunzator debitului dat.

Problema de optim hidraulic pentru un canal se formuleaza astfel: fiind date

aria sectiunii si panta canalului care este forma sectiunii transversale care transporta

debitul maxim [3].

Debitul este maxim cand raza hidraulica R este maxima. Tinand seama ca R=A/

P, inseamna ca perimetrul udat trebuie sa fie minim.

Figura geometrica care indeplineste aceasta conditie este cercul; sectiunea

optima din punct de vedere hidraulic este de forma circulara.

Viteze admisibile

La proiectarea canalelor trebuie avut grija ca viteza in canal sa aiba valori

cuprinse intre doua limite:

limita superioara, numita viteza maxima admisibila, este impusa de capacitatea

materialului din care este executat canalul de a rezista la actiunea de eroziune a

curentului de apa. Depasirea acestei limite are ca efect degradarea canalului;

limita inferioara este viteza minima admisibila. Ea reprezinta viteza limita la

care particulele solide transportate in suspensie incep sa se depuna. Daca apa

contine material solid in suspensie, functionarea canalului cu viteze mai mici

decat viteza minima admisibila conduce la colmatarea acestuia. Viteza minima

admisibila depinde de caracteristicile materialului solid transportat.


16

Coeficientul de rugozitate

Rugozitatea albiei se exprima prin coeficientul de rugozitate relativa n.

La canalele cu sectiune compusa coeficientul de rugozitate nu este constant pe

tot conturul perimetral. In acest caz, in calcule se introduce un coeficient mediu de

rugozitate, calculat ca o medie ponderata:

P

Pnn

ii (2.5)

in care: ni este rugozitatea aferenta perimetrului Pi, iar P este perimetrul udat

(P=Pi)

2.1.1.1 Regimuri de miscare

La un curent cu suprafata libera in miscare uniforma, in regim permanent

(Q=constant) (Figura 2.5), sarcina hidrodinamica intr-o sectiune oarecare, fata de un

plan de referinta, arbitrar ales, se scrie [1]:

g

vhzH

2

2

0 (2.6)

Sarcina hidrodinamica H depinde de z0, adica de pozitia planului de referinta;

cand planul de referinta este radierul canalului:

2

2

2gA

QhH A

(2.7)

Figura 2.5. MIscarea uniforma cu suprafata libera: a–profil in lungul curgerii; b–profil transversal.


17

Marimea HA poarta denumirea de energia specifica a sectiunii. Debitul fiind

constant, energia specifica a sectiunii variaza numai in functie de h.

Variatia energiei specifice in functie de h este prezentata in figura 3.6.

In Figura 2.6 s-a reprezentat separat variatia energiei potentiale Hp = h si a

energiei cinetice HC = Q2/ (2 gA

2), din insumarea carora se obtine curba:

HA = Hp + HC = f(h) (2.8)

Energia specifica a sectiunii are un minim, (HA)min, punctul C. Adancimea

corespunzatoare energiei specifice minime poarta numele de adancime critica si se

noteaza cu hcr.

Un curent cu h1 > hcr se afla in regim lent de miscare – ramura superioara a

curbei H = f(h).

Daca h=hcr, miscarea este in regim critic; h1 < hcr – regim rapid;

Figura 2.6. Energia specifica a sectiunii [3].

2.1.1.2 Recunoasterea regimului de miscare

a) Criteriul adancimii

Adancimea curentului reprezinta un criteriu de recunoastere a regimului de

miscare:


18

daca h > hcr, regimul de miscare este lent;

daca h = hcr, regimul de miscare este critic;

daca h < hcr, regimul de miscare este rapid.

Adancimea critica se poate obtine din graficul energiei specifice a sectiunii sau

prin calcul, punand conditia de minim a energiei specifice a sectiunii, adica anuland

derivata relatiei in raport cu h:

dh

dA

gA

Q

dh

dH A

3

2

1

(2.9)

Pentru sectiuni dretunghiulare, calculul adancimii critice se poate face direct:

3

2

g

qhcr

(2.10)

b) Criteriul Froude

Numarul Froude pentru = 1 Froude se scrie:

mgh

V

A

B

g

QFr

2

3

2

(2.11)

in care hm = A/ B este adancimea medie.

Frdh

dH A 1 (2.12)

Regimul de miscare critic este determinat de Fr=1.

Comparand valoarea numarului Fr cu valoarea 1 se poate recunoaste regimul

de miscare, astfel:

daca Fr < 1, regimul de miscare este lent;

daca Fr = 1, regimul de miscare este critic;

daca Fr > 1, regimul de miscare este rapid.


19

c) Criteriul pantei

Miscarea in regim critic apare la o panta critica icr, pentru care se obtine Fr=1,

v=vcr, h=hcr. Panta critica se calculeaza cu relatia de mai jos, in care se introduc

marimi corespunzatoare adancimii critice:

2

2

222

2

crcrcrcr

crK

Q

RCA

Qi (2.13)

Regimul de miscare se stabileste astfel:

daca i < icr, regimul de miscare este lent;

daca i = icr, regimul de miscare este critic;

daca i > icr, regimul de miscare este rapid.

Se numesc canale lente la care regimul de miscare este lent si canale rapide

acele canale la care regimul de miscare este rapid.

2.1.1.3 Miscarea neuniforma gradual variata

In general miscarea apei in canale este neuniforma. Modificarile de sectiune

sau de traseu se transmit asupra caracteristicilor curgerii pe distante lungi provocand

modificari ale nivelului.

Problema care intereseaza la miscarile gradual variate este determinarea

suprafetei libere a apei in lungul traseului curgerii.

2.1.1.3.1 Energia specifica

Figura 2.7 reprezinta schematizat aspectul curgerii la miscarea gradual variata

la care adancimile descresc in sensul miscarii, iar Figura 2.8 o miscare, gradual

variata, la care adancimile sunt crescatoare in sensul curgerii [1].


20

Figura 2.7. Miscare gradual variata cu adancimi descrescatoare.

Figura 2.8. Miscare gradual variata cu adancimi crescatoare.

O caracteristica a miscarii aratate in Figura 2.7 consta in faptul ca panta

hidraulica este mai mare decat a radierului (I>i). In Figura 2.8 este reprezentata o

miscare la care panta hidraulica este mai mica decat panta radierului (I<i).

La miscarea gradual variata, datorita modificarilor care se produc in lungul

curgerii, privind adancimea h si viteza medie v, are loc o variatie a energiei specifice a

sectiunii HA.

Legea de variatie a energiei specifice se obtine punand relatia sub forma [1]:

g

vhzH

2

2

0 (2.14)

sub forma:


21

AHzH 0 (2.15)

sau:

0zHH A (2.16)

Din relatia de mai sus se obtine:

ds

dz

ds

dH

ds

dH A 0 (2.17)

si tinand seama ca:

Ids

dH si i

ds

dz0 (2.18)

Variatia energiei specifice se defineste:

Iids

dH A (2.19)

de unde rezulta:

daca adancimea curentului descreste, panta hidraulica este mai mare decat

panta radierului, iar energia specifica scade:

00

ds

dH

iI

hhA (2.20)

daca adancimea curentului creste, panta hidraulica este mai mica decat panta

radierului, iar energia specifica creste:

00

ds

dH

iI

hhA (2.21)

Miscarea curentului la care h>h0 se numeste miscare supranormala, iar

miscarea la care h<h0 poarta numele de miscare subnormala.

Ecuatia diferentiala a miscarii gradual variate:

Fr

s

A

gA

QIi

ds

dh

1

3

2

(2.22)

in care:


22

3

2

gA

BQFr

(2.23)

Relatia descrisa mai sus este ecuatia diferentiala a curbei suprafetei libere

pentru sectiuni oarecare.

Analiza calitativa a ecuatiei diferentiale arata ca sunt posibile 13 tipuri

caracteristice de curbe. Acestea sunt grupate dupa tipul canalului: canal lent (i<icr),

canal rapid (i>icr), canal cu panta negativa (i<0) si canal cu panta nula (i=0).

Forma curbei care se realizeaza pe un canal lent, cand adancimile descresc in

lungul curgerii (canalul este urmat de o treapta sau de un canal rapid) (Figura 2.9).

Intr-o sectiune situata la stanga si la dreapta de sectiunea in care se modifica panta

exista relatiile:

00

ds

dh

iI

hh (2.24)

adica curba tinde sa se confunde cu linia N-N.

In zona schimbarii de panta curba se apropie de linia adancimilor critice C-C,

existand relatiile:

ds

dh

iFr

hh cr (2.25)

adica tangenta la curba este perpendiculara pe linia C-C.

Pentru h0 > h >hcr, Fr < 1 si I>i rezulta dh/ ds < 0, ceea ce inseamna ca alura

curbei este coboratoare.

Figura 2.9. Curba suprafetei libere la racordarea unui canal lent cu un canal rapid [1].


23

1

PR

1

ni

2

i+1

i+1L

0h

hy

2 i

i+1L

i+1

comandaSectiune de

comandaCota de

n

2.1.1.3.2 Calculul curbelor suprafetei libere

Exista mai multe metode pentru calculul curbelor suprafetei libere, unele fiind

aplicabile numai in anumite conditii privind forma sectiunii transversale. In cele ce

urmeaza se prezinta metoda diferentelor finite.

Metoda diferentelor finite (metoda standard) pentru calculul curbelor

suprafetei libere

Aceasta metoda poate fi utilizata pentru calculul suprafetei libere la orice tip de

sectiune [1].

Pentru aplicarea metodei, tronsonul se imparte in sectoare cu ajutorul unor

sectiuni numite de calcul, asa cum se arata in Figura 2.10.

Figura 2.10. Calculul cotelor suprafetei libere.

Alegerea sectiunilor de calcul se face tinandu-se seama de urmatoarele reguli:

se apreciaza lungimea zonei afectata de modificari ale suprafetei libere;

sectoarele trebuie sa aiba lungimi aproximativ egale;

caracteristicile sectiunii de-a lungul unui sector (forma sectiunii, rugozitate,

aria) sa varieze cat mai putin;


24

lungimea unui sector se alege astfel ca diferenta dintre cotele extremitatilor sa

fie de aproximativ 0,10 m.

Calculul curbei suprafetei libere incepe din sectiunea in care se cunoaste cota

suprafetei libere (Figura 2.10, sectiunea n).

Pornind de la cota cunoscuta in sectiunea n se calculeaza cota in sectiunea n-1.

Avand cunoscuta cota in sectiunea n-1 se determina, in continuare, cota in sectiunea

n-2. Din aproape in aproape se ajunge sa se determine cota in ultima sectiune de

calcul.

Calculul cotei se efectueaza scriind relatia Bernoulli intre sectiunile care

delimiteaza sectorul; pentru sectorul cuprins intre sectiunile i si i+1, relatia lui

Bernoulli este:

1,

1

2

1

2

22

ir

i

i

i

i hg

vy

g

vy

(2.26)

in care:

y = z0 + h este cota sprafetei libere fata de planul de referinta ales;

hr, i+1 este pierderea de sarcina pe sectorul i, i+1.

Exprimand viteza si pierderea de sarcina in functie de debit:

A

Qv (2.27)

2

2

11,

K

QLh iir (2.28)

)(2

1 21

21

2

iKKK (2.29)

se obtine:

12

2

221

2

1

11

2

i

ii

ii LK

Q

AAg

Qyy

(2.30)

Cand apar variatii foarte mari ale formei sectiunii, in relatia de mai sus se

introduce si pierderea de sarcina locala calculata cu viteza din sectiunea aval:


25

21

221

122

i

i

gA

Q

g

Vh (2.31)

iar relatia devine:

12

2

221

2

1

11

2

i

ii

ii LK

Q

AAg

Qyy

(2.32)

Coeficientul de pierdere de sarcina locala se introduce cu valorile:

= 0 – pentru sectiuni care se ingusteaza;

= 0,5 – pentru sectiuni care se largesc.

Ecuatia se rezolva astfel:

se alege o valoare yi;

cu yi ales se calculeaza Ai si Ki care se introduc in relatia de mai sus;

daca din calcul se obtine yi ales da alta valoare pentru yi si se reface calculul;

operatiile se repeta pana cand se obtine aproximatia dorita:

calculatialesi yy (2.33)

Metoda diferentelor finite necesita un volum mare de calcule datorita

dificultatilor in aprecierea primei si urmatoarelor aproximatii pentru yi.

Calculul curbei suprafetei libere incepe din sectiunea in care se cunoaste cota

suprafetei libere. Aceasta sectiune poarta numele de sectiune de comanda, iar cota

suprafetei libere cota de comanda.

La miscarea lenta cota de comanda se afla la extremitatea aval a sectorului, iar

la miscarea rapida sectiunea de comanda se gaseste la extremitatea amonte.

Inainte de a se face un calcul efectiv, este util de a se trasa calitativ curba

suprafetei libere. Trasarea calitativa a curbei presupune recunoasterea tipului de canal,

lent sau rapid, recunoasterea sectiunilor de comanda si cunoasterea cotelor de

comanda.

Pentru calcule in regim rapid calculele se fac din amonte spre aval, si din aval

catre amonte, pentru curenti in regim lent.


26

2.1.1.4 Miscarea neuniforma rapid variata

2.1.1.4.1 Salt hidraulic

Este o forma speciala de racordare a curbei suprafetei libere la trecerea de la

regimul rapid de miscare la regimul lent. Miscarea prezinta o neuniformitate mare,

fiind caracterizata printr-o crestere rapida a adancimilor si o modificare importanta a

distributiei vitezelor.

Un salt hidraulic este schematizat in Figura 2.11 [3]. Curentul in miscare rapida

este generat de curgerea pe sub stavila amplasata pe un canal lent (i<icr). In aval de

stavila miscarea este lenta (h0>hcr).

Figura 2.11. Elementele saltului hidraulic [3].

Elementele pirncipale ale saltului hidraulic sunt:

h' – adancimea de intrare in salt;

h" – adancimea de iesire din salt;

h"-h' – inaltimea saltului;

ls – lungimea saltului;

hrs – pierderi de sarcina in salt.

Adancimile h' si h" se numesc adancimi conjugate.

Saltul hidraulic este intalnit in aval de caminele de rupere de panta, deversoare

amplasate pe canale lente si la trecerea de la un canal rapid la un canal lent.


27

a) b) c) d)

V'h' F'

A

B D

CD

V"

F" h"

h"

h'

h

hcr

Z"GG"

hcr

Z'G G'

S(h)

S(h)

Sh' h"

In Figura 2.12 [1]se prezinta un salt hidraulic realizat intr-o sectiune circulara

cu panta mica.

Figura 2.12. Functia saltului hidraulic: a - sectiune transversala la intrarea in salt; b - schema de calcul; c – sectiune transversala la iesirea din salt; d – graficul functiei saltului.

Pentru stabilirea relatiei intre adancimile conjugate se aplica teorema

impulsului masei de fluid delimitat de suprafeta de control ABDCA cu simplificarile:

se neglijeaza componenta grreutatii masei de fluid dupa directia curgerii;

se neglijeaza fortele de frecare dintre fluid si peretii canalului;

in sectiunile A-B si C-D se considera o distributie hidrostatica a presiunilor si o

distributie uniforma a vitezelor ( = = 1).

Din teorema impulsului se obtine:

"""''' QvZgAQvZgA GG (2.34)

sau:

"""

'''

22

gA

QZA

gA

QZA GG (2.35)

Toti termenii relatiei sunt functii numai de h si se poate defini o functie S(h),

numita functia saltului:

gA

QAZhS G

2

)( (2.36)

care iau valori egale in sectiunile de intrare si iesire ale saltului:


28

)"()'( hShS (2.37)

Disiparea energiei in salt se exprima prin pierderea de sarcina:

g

Vh

g

Vhhrs

2

""

2

''

22 (2.38)

Pentru calculul lungimii saltului se recomanda formula citata in D. Cioc, 1983:

"15,6 hls (2.39)

valabila pentru 20 < Fr' < 120, in care Fr'= V'2/ 2gh.

Curgerea neuniforma rapid variata in canale este apare la de variatiile locale ale

sectiunii transversale, sau la prezenta unor denivelari ale radierului (treapta

coboratoare sau treapta urcatoare), sau modificari in plan a traseului.

Solutia acestei probleme se obtine cu ajutorul ecuatiei de continuitate, a

ecuatiei energiilor si a ecuatiei impulsului.

Deoarece modificarile locale ale geometriei canalelor difera de la caz la caz,

solutiile teoretice trebuie verificate si completate cu date experimentale.

2.1.1.4.2 Treapta ridicatoare in sensul curgerii

Ecuatia impulsului aplicata masei de lichid cuprinsa intre sectiuniile 1 si 2,

(Figura 2.13) prin proiectarea fortelor pe directia de curgere, conduce la:

RFFGII 2112 (2.40)

in care:

I1 = QV1 – forta de impuls in sectiunea 1;

I2 = QV2 – forta de impuls in sectiunea 2;

11

12

bhh

gF - forta de presiune in sectiunea 1;

2

)( 22

2

dhgbF

- forta de presiune in sectiunea 2;

g

VbdR

2

21 - reactiunea peretelui canalului;


29

b – latimea canalului;

- coeficientul de rezistenta (locala) a pragului;

1, 2 – coeficientul Boussinesq in sectiunile 1 si 2 (se considera 1 = 2

= 1);

G=0 – componenta greutatii lichidului pe directia de curgere.

Figura 2.13. Miscarea rapid variata. Treapta ridicatoare [1].

Tinand seama de ecuatia de continuitate Q = bh1v1 = bh2v2, relatia se scrie:

22

)(

2

21

22

212

11222

vbd

dhgb

hgbvbhvbh

(2.41)

sau:

22

)(

2

21

22

21

211

222 v

ddhh

g

vh

g

vh

(2.42)

Introducand numarul Froude:

31

2

1

21

gh

q

gh

VFr (2.43)

relatia devine:


30

1

2

11

2

2

11

2

1

2

12

1

h

h

h

d

h

h

h

d

h

h

h

h

Fr

(2.44)

Daca se cunosc caracteristicile curgerii in sectiunea 1-1, relatia permite

determinarea adancimii h2.

Introducand marimile adimensionale:

1

2

h

h si

1h

d (2.45)

relatia capata urmatoarea forma:

12

12

1Fr (2.46)

Pierderea sarcina H este data de relatia:

d

g

vh

g

vhH

22

22

2

21

1

(2.47)

2.1.1.4.3 Treapta coboratoare in sensul curgerii

Se considera treapta coboratoare din Figura 2.14. Ecuatia impulsului aplicata

masei de fluid cuprinsa intre sectiunile 1 si 2 conduce la relatia:

222

)( 21

22

2212

11222

vbd

hgb

dhgbvbhvbh

(2.48)

sau:

222

)( 21

22

21

211

222 v

dhdh

g

vh

g

vh

(2.49)

Numarul Froude, raportat la sectiunea 2-2 elimina vitezele V1 si V2, iar relatia

devine:


31

1

2

11

2

2

1

2

1

2

1

2

2

12

1

h

h

h

d

h

h

h

d

h

h

h

h

Fr

(2.50)

sau:

12

122

1Fr (2.51)

Figura 2.14. Miscarea rapid variata. Treapta coboratoare [1].

Pierderea de sarcina la o treapta coboratoare se calculeaza cu relatia:

g

vhd

g

vhH

22

22

2

21

1

(2.52)

2.1.2 Calculul deversoarelor

2.1.2.1 Deversor dreptunghiular cu perete subtire

Acest tip de deversor este folosit ca dispozitiv de masurare a debitelor.


32

Aspectul curgerii peste deversor cu muchie ascutita este prezentat in Figura

2.15, unde se prezinta doua cazuri de functionare:

cu lama aerata, cand sub lama de apa care deverseaza exista o presiune egala cu

presiunea atmosferica, iar forma lamei este aproximativ o parabola;

cu lama neaerata, cand presiunea de sub lama aste mai mica decat presiunea

atmosferica.

.

Figura 2.15. Deversor cu perete subtire si muchie ascutita: a – lama aerata; b – lama neaerata [2].

Debitul se calculeaza cu formula generala:

2/32 hgmbQ (2.53)

unde:

kmm 0 (2.54)

cu:

m0 – coeficient de forma;

- coeficient de inecare;

- coeficient de contractie laterela;

k – coeficient de amplasare fata de directia generala de curgere.

pentru deversor fara contractie laterala, neinecat si viteza de acces v0 neglijabila

se foloseste formula lui Bazin (1889):

Hm

0027,0404,00 (2.55)

in care H se introduce in metri;


33

pentru deversor fara contractie laterala, neinecat, la care viteza de acces este

importanta [1], [2], [3]:

formula Bazin:

2

1

0 55,010027,0

405,0PH

H

Hm (2.56)

formula Rehbok (1929):

1

0 045,0001,0

404,0P

H

Hm (2.57)

pentru deversorul cu contractie laterala, neinecat cu viteza de acces importanta

se foloseste formula S.I.A.S. (Societatea Inginerilor si Arhitectilor din Elvetia

(Elvetia), 1924):

2

1

4

2

2

0 5,016,11000

241,2

025,0385,0PH

H

B

b

H

B

b

B

bm (2.58)

A doua paranteza din relatia de mai sus tine seama de influenta vitezei de acces.

Acest termen se neglijeaza cand viteza de acces este mica.

Formula este valabila in limitele:

P1 0,3 m; 0,025 H 0,8 m; H/ P1 < 1 3; b > 0,3 B.

La deversorul cu perete subtire, efectul contractiei laterale nu este evidentiat

separat prin coeficientul ; influenta contractiei laterale este cuprinsa in expresia

coeficientului mo'.

Inecarea deversorului cu perete subtire are loc cand nivelul din aval depaseste

cota maxima a panzei inferioare a lamei deversante. Practic, se considera ca

deversorul este inecat cand nivelul aval depaseste creasta deversorului.


34

2.1.2.2 Deversor triunghiular

Aceasta forma de deversor se foloseste in special pentru masurarea debitelor si

pentru reglarea nivelurilor in bazinele de decantare a apei.

Pentru calculul debitului, se considera ca sectiunea de curgere a deversorului

triunghiular este alcatuita dintr-o multitudine de orificii sub forma unor fante

orizontale cu dimensiunile b(z) si dz.

Debitul se obtine prin insumarea debitelor elementare dQ deversate prin fasii de

latime b(z) si inaltime dz (Figura 2.16) [1].

gzdzzbdQ 2)( (2.59)

)(2)( zHtgzb (2.60)

H

dzgzzHtgQ0

2)(2 (2.61)

2/5215

8HgtgQ (2.62)

Pentru 2 = 90o si = 0,60 se obtine formul Thompson:

2/542,1 HQ (2.63)

Figura 2.16. Deversor triunghiular.

2.1.2.3 Deversor lateral

Deversoarele laterale sunt constructii care au rolul de a evacua in mod controlat

debitele de ape mari la lucrarile retelelor de ape meteorice sau in sistem unitar.


35

In cazul canalelor , deversoarele laterale pot fi amplasate atat pe o latura, cat si

pe ambele laturi ale canalului. In Figura 2.17 se prezinta dispozitia unui deversor

lateral.

Miscarea neuniforma este posibila in conditiile in care caracteristicile

geometrice ale canalului (forma, panta radierului, rugozitate) sunt constante; aceasta

situatie apare atunci cand debitul pe canal este variabil, crescator sau descrescator in

lungul curgerii.

Figura 2.17. Deversor lateral.

In zona deversorului lateral, miscarea este neuniforma gradual variata (uneori

chiar rapid variabila) datorita debitului variabil. In functie de caracteristicile curgerii

in amonte si in aval, formele suprafetei libere in zona deversorului lateral sunt aratate

in Figura 2.18. Pentru canalele prismatice se disting cinci configuratii privind forma

suprafetei libere.

Configuratia A, Figura 2.18 a. Acest caz este cel mai des intalnit si corespunde

situatiei cand miscarea apei in canal este lenta pe tot traseul. Cota de comanda se

gaseste in aval, in sectiunea 2, unde adancimea apei este h02. In amonte de deversor

miscarea este gradual variata dupa o curba de tip b1. In aval de deversor miscarea este

uniforma. In dreptul deversorului curba suprafeti libere este crescatoare.

Configuratia B, Figura 2.18 b. Adancimea apei in sectiunea 1 este egela cu

adancimea critica care reprezinta si cota de comanda. In dreptul deversorului curba

suprafetei libere este descrescatoare, iar regimul de curgere este rapid. In amonte de

deversor se realizeaza o curba de tip b1, iar in aval o curba de tip c1.


36

Configuratia C, Figura 2.18 c. In zona amonte a deversorului curgerea este

asemanatoare configuratiei B, urmata de saltul hidraulic. Dupa salt curgerea este

similara configuratiei A. Atat sectiunea 1 cat si in sectiunea 2 sunt sectiuni de

comanda.

Figura 2.18. Forme de curgere in zona deversorului lateral [1].


37

Configuratia D, Figura 2.18 d. In acest caz regimul de miscare este rapid pe tot

parcursul. In amonte de deversor miscarea este uniforma, iar in aval de acesta

miscarea este neuniforma, cu o curba a suprafetei libere de tip c2.

Configuratia E, Figura 2.18 e. Adancimea in sectiunea de intrare (sectiunea 1)

este mai mica decat adancimea critica (h01 < hcr), iar curgerea in partea amonte a

deversorului are aspectul configuratiei D. In sectiunea 2 adancimea este mai mare

decat adancimea critica (h02 > hcr) ceea ce face ca aspectul curgerii, in zona aval a

deversorului sa fie similar configuratiei C.

Pentru calculul hidraulic al deversorului lateral (Figura 2.17), ecuatia de

continuitate se poate scrie:

DQQQ 12 (2.64)

in care:

Q1 – debitul amonte de deversor;

QD – debitul deversat;

Q2 – debitul in aval de deversor.

Calculul hidraulic al deversorului lateral consta in determinarea debitului QD si

a lungimii crestei deversorului L.

Schema de calcul pentru un deversor lateral amplasat pe un canal prismatic in

care miscarea este lenta (configuratia A) este prezentat in figura 3.19.

Intr-o sectiune oarecare, sarcina hidrodinamica este data de relatia:

2

22

22 gA

Qhz

g

QhzH

(2.65)

in care:

z – este cota fundului canalului;

h – adancimea apei in canal;

v – viteza medie;

Q – debitul;

A – aria sectiunii transversale considerate.


38

Figura 2.19. Schema de calcul pentru deversorul lateral.

Se deriveaza relatia sarcinii hidrodinamice in raport cu coordonata spatiala s,

tinand seama ca debitul variaza cu s si ca aria sectiunii transversale variaza cu s prin

intermediul adancimii h, adica:

)(sfQ si )(hgA (2.66)

Se obtine relatia:

3

2

2

2

1gA

BQ

ds

dQ

gA

QIi

ds

dh

(2.67)

in care:

i = - dz/ ds – panta fundului canalului;

I = -dH/ ds – panta hidraulica;

B = dA/ dh – latimea canalului la nivelul oglizii apei.

Raportul dQ/ ds = q reprezinta variatia debitului in lungul canalului si in acelasi

timp este debitul specific deversat. Deoarece q diminueaza debitul din canal, el este

afectat de semnul minus. Relatia de mai sus devine:


39

3

2

2

2

1gA

BQ

qgA

QIi

ds

dh

(2.68)

Tinand seama de formula generala a debitului unui deversor, relatia de mai sus

scrisa in diferente finite capata forma:

Fr

K

QiHgm

gA

Qk

s

h

1

22

22/3

2

2

(2.69)

Referitor la Figura 2.19, semnificatia notatiilor este:

s – lungimea sectorului de calcul;

h – diferenta intre nivelurile apei la extremitatile sectorului de lungime s;

H – grosimea medie a lamei deversante aferenta sectorului de calcul considerat;

RACK - modul de debit;

6/11R

nC - coeficientul Chezy;

R – raza hidraulica;

m – coeficientul de debit al deversorului;

Fr – numarul Froude;

k – coeficient care depinde de directia liniilor de curent la curgerea peste

deversorul lateral fata de directia curentului principal din canal; de regula acest

coeficient se determina expeirmental si are valori cuprinse intre 1,50 si 1,75.

Determinarea cotelor suprafetei libere in canal, al debitului deversat QD cand

se cunoaste lungimea L a deversorului sau a lungimii L cand se cunoaste QD, este

posibila prin integrare numerica a ecuatiei diferentiale h/s. Pentru aceasta se

parcurg urmatoarele etape, calculul facandu-se din aval spre amonte:

zona afectata de prezenta deversorului lateral se imparte in sectoare de calcul

de lungime s (Figura 2.19).


40

cunoscand debitul QD se obtine debitul in sectiunea zero; cu acest debit din

relatia iRCAQ 2222 se calculeaza h0 =h02;

sarcina deversorului in sectiunea zero este H0 = h0 – P;

se adopta o valoare pentru pentru diferenta de adancime h1 dintre sectiunile

amonte si aval ale primului sector de calcul al canalului si se determina s1

pentru care este satisfacuta ecuatia h/ s; lungimea sectorului de calcul s1 se

obtine prin incercari succesive; se dau diferite valori acestui sector (s1', s1",

s1''') pana cand este satisfacuta ecuatia h/ s;

cunoscand lungimea primului sector de calcul respectiv a adancimii in

sectiunea 1 (h1 = h0 - h1), se calculeaza elementele geometrice si hidraulice

din sectiunea de calcul 2.

Calculele se desfasuara din aproape in aproape si se termina atunci cand suma

debitelor deversate pe diferite sectoare ale deversorului lateral este egala cu debitul

total deversat QD, prescris initial, adica:

Dn QQQQ 21 (2.70)

Lungimea deversorului lateral se obtine din insumarea lungimilor sectoarelor

de calcul:

nsssQ 21 (2.71)

Pentru situatia cel mai des intalnita (configuratia A, Figura 2.18) Cioc,

D.,(1983) recomanda pentru calculul debitului deversorului lateral urmatoarea relatie:

2/321 2 HgmLKQD (2.72)

in care:

m – coeficient de debit al deversorului;

K1 = (H2/ L)1/6

– coeficient de debit al deversorului;

K1 = (H2/ L)1/2

– daca deversorul are o inclianare de 1/ 3 1/ 4 fata de axa

canalului;

H2 – sarcina deversorului in sectiunea aval (Figura 2.18);

L – lungimea crestei deversorului.


41

2.2 Cantitati de apa evacuate in retelele de canalizare

Apele evacuate prin retea pot fi clasificate astfel:

ape uzate menajere - provenite din apa utilizata pentru satisfacerea necesarului

casnic de apa;

ape uzate publice - provenite din institutii publice (scoli, spitale, teatre, fantani

publice) dupa utilizarea lor pentru mentinerea igienei spatiului respectiv;

ape uzate industriale - provenite de la sectiile industriale, industria mica sau

mari unitati industriale, amplasate distinct sau in cadrul localitatii respective

(pot fi numai ape uzate menajere de la grupurile sanitare ale complexului, ape

rezultate din tehnologia de fabricatie sau amestec al acestora);

ape meteorice - colectate pe suprafata amenajata si care ajung in reteaua de

canalizare; provin din apele de precipitatii (cele mai importante ca debite), sau

ape din topirea zapezii.

Apele uzate menajere evacuate in reteaua de canalizare au debitul egal cu

cantitatea de apa asigurata beneficiarului prin sistemul de alimentare cu apa. Se

determina conform SR 1846/1-2006 [4].

Debitele caracteristice de ape uzate: debitul zilnic mediu, debitul zilnic maxim,

debitul orar maxim si debitul orar minim se calculeaza cu relatiile [5]:

medziuQ =1000

Lu NQ , maxziuQ = zik medziuQ , maxoraruQ =

24

orarkmaxziuQ

inmoraruQ = 24

pmaxziuQ (2.73)

In care:

LN - numarul de locuitori;

uQ - debitul specific al restitutiei de apa (debit care cuprinde ape uzate

menajere provenite din utilizarea apei pentru consum gospodaresc, ape uzate

provenite din consumul de apa public, ape uzate provenite de la agentii economici,

ape uzate provenite de la spalarea strazilor si stropitul spatiilor verzi), calculat

conform SR 1343-1 sau adoptat prin studii efectuate in situ pe baza de masuratori;

zik - coeficientul de variatie zilnica, adimensional;

orark - coeficientul de variatie orara, adimensional.


42

Coeficientii de variatie zilnica si variatie orara se adopta conform SR 1343-

1/2006 [4].

p - un coeficient adimensional, care are urmatoarele valori orientative:

0.05 pentru localitati sub 1000 locuitori;

0.10 pentru localitati intre 1001 si 10000 locuitori;



0.40 pentru localitati peste 100000 locuitori.

2.2.1 Calculul debitelor de ape uzate menajere

Debitele de ape uzate menajere caracteristice (debitul zilnic mediu, debitul

zilnic maxim si debitul orar maxim) care se evacueaza in reteaua de canalizare uQ se

calculeaza cu relatia [5]:

Su QQ , [m3/zi, m

3/h] (2.74)

In care:

SQ - debitul de apa de alimentare caracteristic (zilnic mediu, zilnic maxim si

orar maxim) ale cerintei de apa, in m3/zi sau m

3/h;

- coeficient = 0.9 – 1.05 – tine seama ca o parte din apa de alimentare se

infiltreaza (spatii verzi, alte utilizari) sau apar alte cantitati de apa din activitatile

agentilor economici;

Retelele de canalizare pentru ape uzate nu indeplinesc rolul de retele de drenaj

a apelor subterane din localitati.

Retelele de canalizare noi sau reabilitate trebuie sa fie proiectate etanse (fara

exfiltratii sau infiltratii).

Pentru retelele de canalizare existente, executate din tuburi de beton imbinate

neetans, debitele de ape subterane care se infiltreaza la reteaua de canalizare se

determina cu relatia:

1000

infinf

DLqQ

, [m

3/zi] (2.75)

In care :


43

infq - debitul specific infiltrat in dm3/m, variind intre (25 si 50) dm

3/m de

colector si metru de diametru si zi, in functie de amplasarea colectorului;

L - lungimea colectorului in m;

D - diametrul colectorului in m.

2.2.2 Determinarea debitului de calcul al apelor meteorice

Problemele stabilirii cantitatilor de ape din ploi si topirea zapezilor preluate de

sistemul de canalizare sunt complexe datorita urmatoarelor elemente:

- cunostintele despre ploile brute nu sunt direct exploatabile, pentru ca numai

partial precipitatiile participa la curgere;

- intervin numeroase caracteristici hidrologice, meteorologice si

geomorfologice in sistem, impuse de mediul urban.

2.2.2.1 Bilantul hidric

Pentru o perioada si un bazin dat se exprima sub forma:

)( SSETRSP [mm] (2.76)

unde:

P – precipitatii;

S – acumulari din perioade anterioare;

R – curgere superficiala;

ET – evapotranspiratie;

S – variatia acumularii;

S+S – acumularea la sfârsitul perioadei de ploaie.

In Figura 2.20 se prezinta principalii termeni ai bilantului hidric.


44

Figura 2.20. Principalele elemente de bilant hidric [6].

Variatia acumularii apei in sol se defineste ca diferenta intre aportul prin

infiltratie (F), pierderile prin evapotranspiratie (ET) si infiltratia profunda (percolatie)

(D):

SDETF )( (2.77)

Introducând notiunea de ploaie neta:

nPSFETIP (2.78)

unde:

P – ploaia totala (globala);

I – interceptia preluata de acoperirea vegetala;

F – infiltratia;

S – acumularea in depresiuni;

Pn – ploaia neta.

Factorii care influenteaza bilantul hidric sunt:

ploaia – elementul fundamental (constituie parametrul de intrare); cantitatea

de apa masurata depinde de fiabilitatea instrumentelor (pluviografe,


45

pluviometre), de numarul si amplasarea acestora, topografia si altitudinea

bazinului; determianrea unor ploi medii devine dificila pe baza masuratorilor

mai multor dispozitive;

interceptia (pusa in evidenta de Horton, 1919) – fenomenul este dificil de

cuantificat cu exactitate, pentru ca depinde de:

- caracterul continuu sau in reprize a ploii;

- tipuri vegetale, densitate, conditii initiale de umiditate; interceptia

influenteaza decisiv bilantul hidric doar in suprafetele impadurite.

evpotranspiratia – caracterizeaza ansamblul fenomenelor legate de transpiratia

vegetala, suprafetele acoperite cu vegetatie, t 0C, umiditatea aerului, radiatia

solara;

infiltratia – constituie un proces major in bilant si depinde de gradul de

acoperire si impermeabilizare a suprafetelor, categorii de soluri, starea de

saturatie a solului;

acumulare in depresiuni – aceasta depinde direct de microtopografia zonei.

Principalele expresii pentru calculul infiltratiei sunt date in tabelul urmator:

Tabel 2.1. Expresii pentru calculul infiltratiei [6].

Autor Functie Legenda

Kostiakov ti)t(i 0 i(t) – capacitatea de infiltrare in decursul timpului [cm/ s] i0 – capacitatea de infiltrare initiala [cm/s]

- parametru functie de conditiile de sol

Green & Ampt

F

IMDP1K)t(i W

s

Ks – conductivitate hidraulica la saturatie PW – suctiunea apei in frontul de umectare IMD – deficit initial de apa F – inaltimea apei infiltrate de la inceputul alimentarii

Dvorak - Mezencev

b

f10 t)ii(i)t(i i1 – capacitatea de infiltrare in decursul unei perioade t = 1 min. [cm] if – capacitatea de infiltrare finala [cm/s] t – timpul [s] b – constanta

Horton t

f1f e)ii(i)t(i - constanta functie de natura solului [min-1]

Ploaia care intereseaza sistemele de canalizare este ploaia neta, care se

defineste ca fiind ploaia fara pierderile prin interceptie, stocaj in depresiuni, infiltratie

si evaporatie.

Aceasta ploaie neta provoaca curgerea de suprafata:

FFFSIPPn (2.79)


46

2.2.2.2 Coeficientul de scurgere

In hidrologie coeficientul de scurgere este definit ca raportul intre ploaia neta si

ploaie bruta:

b

ns

P

PC (2.80)

Asa cum este definit coeficientul de scurgere Cs este considerat constant in timp

si spatiu.

In situatiile când se dispune de o serie de masuratori ploi – debite este posibil sa

se evalueze Cs printr-o regresie liniara:

n

i

n

i

bn PbaP1 1

(2.81)

a si b sunt coeficienti de ajustare a dreptei de regresie.

Ploaia neta in timp se poate exprima prin:

)()(

1

tP

P

atP bn

i

b

n

(2.82)

In domeniul sistemelor de canalizare valorile coeficientilor de scurgere se

determina in functie de tipul de acoperire al suprafetelor si de utilizarea terenului in

gestiunea spatiului urban. Se utilizeaza un coeficient de scurgere mediu pentru fiecare

bazin si subbazin exprimat ca o medie ponderata:

i

siims

S

CSC (2.83)

Conform normelor de proiectare a retelelor de canalizare in România [7]

coeficientii de scurgere specifici se adopta in concordanta cu cele prezentate in

urmatorul

Tabel 2.2.

Tabel 2.2. Valorile coeficientilor de scurgere, in functie de natura suprafetei de canalizare [7] Nr. crt. Natura suprafetei Coeficientul de

scurgere

1 Invelitori metalice si de ardezie 0,95

2 Invelitori de sticla, tigla si carton asfaltat 0,90

3 Terase asfaltate 0,85 0,90


47

Nr. crt. Natura suprafetei Coeficientul de scurgere

4 Pavaje din asfalt si din beton 0,85 0,90

5 Pavaje din piatra si alte materiale, cu rosturi umplute cu mastic 0,70 0,80

6 Pavaje din piatra cu rosturi umplute cu nisip 0,55 0,60

7 Drumuri din piatra sparta (macadam): - in zone cu pante mici (≤ 1 %); - in zone cu pante mari (> 1 %).

0,25 0,35

0,40 0,50

8 Drumuri impietruite: - in zone cu pante mici (≤ 1 %); - in zone cu pante mari (> 1 %).

0,15 0,20

0,25 0,30

9 Terenuri de sport, gradini: - in zone cu pante mici (≤ 1 %); - in zone cu pante mari (> 1 %).

0,05 0,10

0,10 0,15

10 Incinte si curti nepavate, neinierbate 0,05 0,20

11 Terenuri agricole (de cultura) 0,10 0,15

12 Parcuri si suprafete impadurite: - in zone cu pante mici (≤ 1 %); - in zone cu pante mari (> 1 %).

0,00 0,05

0,05 0,10

Nota:

1 – Valorile superioare ale coeficientului de scurgere se adopta pentru pentru pante mai

pronuntate ale terenului.

2 – Coeficientul de scurgere se poate considera diferentiat, pe etape de dezvoltare a localitatilor

si industriilor, in raport cu evolutia in timp a solutiilor de amenajare a suprafetelor respective.

Influenta coeficientul m de scurgere este importanta si poate modifica esential

debitele provenite din ploi; in determinarea coeficientului de scurgere intervine:

densitatea constructiilor, panta terenului si gradul de ocupare cu plantatii vegetale,

gradul de saturare al solului, clima localitatii.

In urmatorul Tabel 2.3 se indica dupa Bourrier [8] elementele mai detaliate

privind adoptarea coeficientilor de scurgere specifici.

Tabel 2.3. Coeficienti medii de scurgere [8].

Nr. crt.

Tipul zonei (dupa categoria zonei urbane)

Natura solului Factor de adaptare in functie de panta zonei

Usor Mediu Greu Teren plat

i < 1 %

Teren inclinat

i 7 %

1 Zone aglomerate, sectoare dense, zone centrale – 160 locuinte/ha

0,85 0,90 0,90 0,95 1,05

2 Cartiere de locuit – 110 – 150 locuinte/ ha

0,75 0,800 0,80 0,95 1,05

3 Zone de case cu gradini (parcele de 400 2) – 20 – 30 locuinte/ ha

0,30 0,35 0,40 0,9 1,2

4 Zone rezidentiale – 18 –40 locuinte/ ha 0,25 0,35 0,40 0,9 1,2

5 Zone industriale si artizanale 0,40 0,50 0,70 0,9 1

6 Zone puternic industrializate 0,60 0,70 0,80 0,95 1


48

Nr. crt.

Tipul zonei (dupa categoria zonei urbane)

Natura solului Factor de adaptare in functie de panta zonei

Usor Mediu Greu Teren plat

i < 1 %

Teren inclinat

i 7 %

7 Zone portuare - 0,80 - 0,95 1

8 Autogari si depozite 0,75 0,80 0,85 0,95 1

9 Gari si depozite feroviare 0,15 0,20 0,30 0,75 1

10 Servicii pubilce: Spitale, centre administrative

- 0,85 - 0,95 1

11 Centre de odihna: zone verzi dominante 0,25 0,45 0,60 0,95 1,1

12 Centre hoteliere si comerciale 0,65 0,70 0,80 0,9 1,1

13 Terenuri de sport si terenuri de joaca 0,20 0,30 0,35 0,9 1,1

14 Aerodromuri si terenuri militare 0,15 0,30 0,45 1 1

15 Cimitire urbane 0,30 0,40 0,50 0,75 1,25

16 Inteprindere feroviara 0,08 0,10 0,15 0,9 1

17 Sosele si parcari - 0,80 - 0,95 1

18 Pavaj cu placi din beton - 0,90 - 0,95 1,05

19 Sosele si parcari - 0,80 - 0,95 1

20 Pavaj cu placi din beton - 0,90 - 0,95 1,05

21 Spatii libere – zone de agrement si zone neconstruite

0,10 0,15 0,20 0,75 1,25

22 Zone impadurite, parcuri si gradini 0,05 0,10 0,15 0,50 1,25

23 Zone fara vegetatie 0,04 0,15 0,30 0,5 1,5

In S.U.A. [9] determinarea coeficientului de scurgere are la baza:

- gradul de impermeabilitate al zonelor ocupate;

- tipurile de soluri conform clasificarii nationale a Serviciului Resurselor

Naturale [SCRN];

- factori de corectie care tin seama de perioada de revenire a ploii (frecventa

de calcul).

Expresia generala a coeficientului de scurgere este:

)( 23 dicibiakC i (2.84)

unde:

ki – factor de corectie pentru diferite tipuri de soluri si diferite perioade de

revenire; ex: soluri tip A, kA = - 0,08i + 0,09 pentru o perioada de revenire de 5

ani (f = 1/5) si kA = - 0,14i + 0,17 pentru f = 1/10;

i – impermeabilitatea (%);

a, b, c, d – coeficientii empirici functie de zona geografica si categoria de

soluri.


49

2.2.3 Metode de evaluare a debitelor din ape meteorice

Cele mai multe metode sunt bazate pe principiul transformarii ploii in debit si

analizeaza fenomenul cu ajutorul urmatorilor parametri:

- analiza precipitatilor prin: inaltime de apa, intensitate medie, intensitate

functie de timp;

- caracteristicile bazinelor si sistemelor hidraulice;

- duratele ploilor, volumele acumularilor superficiale si subterane;

- timpul de concentrare: format din timpul de curgere si timpul de

concentrare superficiala (pentru a ajunge in canalizare);

- diferentierea timpilor pentru zone cu si fara canalizare;

- coeficientul volumetric de scurgere definit ca raportul volumului de apa

care se scurge la volumul de apa cazut pe bazinul considerat; acesta

variaza functie de natura suprafetelor, panta si timp; se calculeaza ca o

medie ponderata functie de categoria de zone din bazin.

2.2.3.1 Metoda rationala

Consta in determinarea debitelor pornind de la decuparea bazinelor in sectoare

A1, A2,, An, limitate de linii izocrone (cu durata de curgere egala), astfel incât apa

cazuta pe fiecare sector Ai ajunge in sectiunea de descarcare Xi dupa un timp t

(respectiv 2t,, nt). Hietograma ploii pe bazin se transforma in hietograma de

curgere.

Figura 2.21. Decuparea unui bazin in n sectoare.


50

Relatia debitului devine [10]:

AiCkQ sn (2.85)

unde:

kn – coeficient la transformarea unitatilor (166,7 pentru A ha, i mm/ min

si Ql/ s; 2,778 pentru pentru A ha, i mm/ min si Ql/ s);

Cs – coeficient de scurgere ponderat (compozit);

i – intensitatea ploii pe un sector considerat;

A – suprafata bazinului.

Daca se considera o aversa de intensitate unitara si durata t intr-un interval de

sector interizocron Aj. Timpul pe care-l face apa pentru a ajunge la sectiunea de

debusare variaza pentru acest sector de la (j-1) t la t; s-a admis ca timpul de parcurs

pentru fiecare sector Aj este egal cu (j-1) t.

Figura 2.22. Hietograma unitara a sectrului Aj.

O intensitate unitara intre momentele t si t+t pe sectiunea Aj va produce un

debit Cj kj A j intre momentele t+(j-1) t si t+jt.

Debitul obtinut in sectiunea de debusare intre t si t+t este suma debitelor

rezultate din ploaie:

n

j

jjjjn AtjtikCCtQ1

])1([)( (2.86)

ij [t(j-1)t] fiind intensitatea pe sectiunea Aj la momentul t-(j-1)t.


51

In Figura 2.23 s-a reprezentat alura hidrogramei relativ la o ploaie pentru T=

4t si pentru patru interizocrone.

Figura 2.23. Hietograma si hidrograma corespondente (intensitati constante).

Se observa ca debitul maxim rezulta intre timpul de concentrare si sfârsitul

ploii.

n

j

jjjn AkCiCtQ1

)( (2.87)

Aplicarea metodei rationale intâmpina dificultati datorita necesitatii

determinarii prealabile a linilor izocrone.

In timp metoda rationala a fost imbunatatita prin calculul informatic care

analizeaza fenomenul de curgere luând in consideratie diversi parametrii care

influenteaza curgerea: acumulare, infiltrare, integrarea automata a suprafetelor pe

tipuri de coeficienti de impermeabilitate.

Au fost introdusi coeficienti de corectie pentru repartitia spatiala a ploilor

functie de forma bazinelor:

- pentru bazine dezvoltate dupa o directie principala (latimea 0,5 lungime):

266,01

Dk (2.88)

- pentru bazine rectangulare:

Dk 005,01 (2.89)


52

D/2 – distanta din mijlocul bazinului la epicentrul ploii;

Figura 2.24. Hidrograma si hietograma corespondente (intensitati variabile).


53

O alta imbunatatire esentiala a metodei rationale a fost introducerea intensitatii

ploii functie de timp printr-o functie i(t), t variabil de la 0 la tc – timpul de

concentrare.

Debitul in sectiunea de debusare al unui bazin k la timpul t este:

)(

1

1

)(

1

)( )1(])1([km

i

kj

kn

j

jjjntk TQAtjtikCCQ (2.90)

unde:

t – timpul inter-izocrone;

n(k) – numarul de izocrone al bazinului k;

m(k) – numarul de bazine aflate in amonte de bazinul k;

Tk – timpul de parcurs al apei in talveg al bazinului k.

Se apreciaza ca metoda rationala conduce la rezultate bune in conditiile in care

dificultatile de operare sunt suplinite de programe informatice care iau in consideratie:

- determinarea sistematica a drumului parcurs de apa de scurgere pe fiecare

sector al caroiajului prin analiza conturului, cotelor de vârf, cotelor de

talveg si stabilirea liniilor de cea mai mare panta;

- stabilirea timpilor de curgere pentru fiecare tronson sau colector in toate

segmentele curgerii; obtinerea liniilor izovalore printr-o metoda

matematica si stabilirea sectoarelor izocrone, coeficienti de scurgere

compoziti si debite.

2.2.3.2 Metoda Horton

Aplicata in U.S.A. si adaptata pe baza studiilor de planificare urbana, metoda

Horton [11], constituie un model de curgere pe un sol dat.

Problema se rezolva numeric prin discretizare; fiecarui careu din grila domeniu

i se atribuie patru parametrii:

- H - altitudinea medie;

- P - coeficient de infiltratie, evaporatie [m/h];


54

- R - acumularea medie (m); acest termen cuprinde adsortia, umiditatea

vegetatie si acumularea depresionara;

- D - inaltimea medie a apei acumulate pe element.

Se considera ca pe fiecare element doar apa care excede R participa la curgere.

Se presupune ca inaltimea de apa cazuta excede Rtp, intensitatea neta care se ia

in calcul pentru curgere fiind determinata pentru tp-P.

Variatia inaltimii apei D pe un element intr-un interval de timp t este data de

ecuatia:

tL

QPtD

i

i

p

4

12

(2.91)

unde:

Qi/ L – debitul pe unitatea de lungime care traverseaza cota i a elementului;

acest debit este considerat pozitiv daca el intra in element si negativ daca iese.

Suma cuprinde termenii corespunzatori celor patru laturi ale elementului din

figura alaturata.

2

1 0 3

4

Debitul se calculeaza cu expresia:

nmi IDkL

Q (2.92)

unde:

k – coeficient asimilat coeficientului Manning;

D – inaltimea de apa a elementului vecin;

I – panta suprafetei libere.

m si n depind de regimul de curgere:

- laminar – m = 3; n = 1;

- turbulent – m = 3/5; n = 1/2;


55

- tranzitie – Horton propune: m = 1,85; n = 0,75.

Solutia se obtine prin calculul debitelor care traverseaza limitele diferitelor

elemente.

Variatia inaltimii de apa in elementul 0 este calculata prin:

tIIsemnDkPtDi

i

nii

mip

4

1

0 )()(

(2.93)

cu:

L

DHDHI ii

i

)()( 00

(2.94)

unde:

L – lungimea laturii unui element;

semn (Ii) = 1daca Ii > 0;

semn (Ii) = -1daca Ii < 0.

Pentru fiecare pas de timp, calculul se efectueaza pentru toate elementele

sectorului si furnizeaza inaltimea de apa pentru pasul de timp urmator.

2.2.3.3 Metoda Caquot

Reprezinta o varianta a metodei rationale si a fost propusa de M. Caquot in

1949. Este metoda care a fost dezvoltata de majoritatea tarilor europene, pornind de la

experienta franceza [10].

Ecuatia volumelor exprimata in bilantul factorilor care intervin in curgerea

superficiala:

])([)1(166,0 21 ctttQAH (2.95)

unde:

0,166 – coeficient de omogenitate unitati;

- coeficient de abatere spatiala; = A-;

H – inaltimea de ploaie (mm) de la 0 ;

A – suprafata (ha);


56

(1-) = C – coeficient de proportionalitate (coeficient de scurgere brut),

C – suprafata impermeabila/ A;

t1 + t2 – timp de concentrare;

t1 – timp de concentrare in colector (min);

t2 – timp de concentrare superficiala (min);

tc – durata la care Q Qmin; in general superioara la (t1+t2);

(t1+t2)Q – volumul stocat la suprafata, 0 ;

tcQ – volumul scurs, 0 ;

Q – debit (m3/ s).

Se presupune tc = t1 + t2.

Ecuatia se scrie:

)(166,0 Qt

HCA

c

(2.96)

unde:

H/ tc = ,i intensitatea medie pe durata tc pentru o perioada de revenire T data

sub forma:

1)()(),( AtTaTti

tb

c (2.97)

unde: b(t) este negativ.

Se poate scrie:

1)()()(6

1)( AtTaCtQ Tb

c (2.98)

Pentru tc s-a propus:

fdCc QAIt (2.99)

- coeficient numeric;

I – panta medie in lungul parcursului apei;

A – suprafata bazinului (ha);

c, d, f – exponenti; c = - (0,36 0,41); = (0,37 0,5); f = - (0,2 0,28).

Pe baza ecuatiilor precendente se obtine formula generala:


57

ftbftbftbftbtb

T ACITa

Q)(1

1

)(1

1

)(1

1)(1

1)(

)()(6

)(

(2.100)

unde:

+ = 0,9 1,3;

= 0,5 0,9.

Pentru tc Desbordes propune ca timpul de concentrare sa fie calculat cu

expresia:

345,041,0184,069,00176,0 QIALtc [min] (2.101)

L(m), A(ha), I(m/m), Q(m3/ s).

Observatii si completari ale metodei sunt date in cele ce urmeaza:

Coeficientul C sa impune sa fie analizat functie de timpul de urbanizare pe

clase de densitate a populatiei si cladirilor pentru diferite perioade ale anului

si regiuni climatice precis determinate;

Repartitia aversei in spatiu se face dupa legea de = A-; pentru valorile

domeniul va fi 0,015 0,05;

Timpul de concentrare se propune sa fie calculat:

j j

j

cv

L

v

LTTt

0

021 (2.102)

unde:

L0, v0 – lungimea si viteza de curgere superficiala in bazinul amonte de

canalizare;

Lj, vj –lungimea si vitezele in tronsoanele canalizate;

Formulele de calcul au fost sistematizate in functie de diversi parametrii sub

forma:

wvn AICkFQ )( (2.103)

Spre exemplu pentru regiunea pariziana:

75,017,130,00 1340 ACIQ (2.104)

pentru i= 11T-0,7

; T= 10 ani.


58

2.2.4 Metoda aplicata in România

Are la baza metoda rationala si curbele IDF elaborate de Institutul National de

Meteorologie si Hidrologie (I.N.M.H.) pentru toate zonele teritoriului tarii [12].

Pentru o suprafata (bazin) data, pozitionata intr-o zona punctiforma din tara, cu

o importanta precizata din punct de vedere al gradului de asigurare a constructiilor

debitul apelor pluviale se calculeaza cu expresia [13], [14]:

iSmQ 310 [m3/ s] (2.105)

unde:

m – coeficientul de intârziere (reducere) a ploii care tine seama de capacitatea

retelei de acumulare a unor volume de apa intre inceputul ploii si umplerea

acestora;

S – aria bazinului de canalizare (ha);

i – intensitatea ploii de calcul (normata) in l/ s, ha;

- coeficient de scurgere.

2.2.4.1 Aria bazinului de canalizare

Teritoriul se imparte in subbazine aferente fiecarui tronson din reteaua de

canalizare; stabilirea bazinelor de canalizare are la baza:

sistemul de canalizare (unitar sau separativ);

schema retelei de canalizare;

relieful si topografia terenului;trasarea canalelor de serviciu, secundare si

principale.

2.2.4.2 Intesitatea ploii de calcul (normata)

Ploaia de calcul se defineste ca fiind: ploaia cu o frecventa data care conduce

prin durata egala cu timpul de concentrare la realizarea debitului maxim intr-o

sectiune considerata a retelei de canalizare.

Frecventa ploii de calcul se adopta pe baza unui calcul tehnico-economic in

care sunt luate in consideratie:


59

investitiile implicate in realizarea sistemului de canalizare pentru diferite

frecvente (perioade de revenire);

pagubele aduse prin depasirea capacitatii de transport a sistemului de

canalizare.

In functie de clasa de importanta a obiectivului de canalizat: I – importanta

nationala, II – importanta regionala, III – importanta locala, IV si V – importanta

redusa, sunt date prin norme asigurarile de calcul si verificare in conditii normale si

speciale de exploatare.

Tabel 2.4. Asigurarile de calcul in functie de clasa de importanta.

Clasa de importanta Conditii normale de exploatare Conditii speciale de exploatare

I 0,1 0,01

II 1 0,1

III 2 0,5

IV 5 1

V 10 3

Frecventa normata a precipitatilor in functie de clasa de importanta a

obiectivului se adopta:

Tabel 2.5. Frecventa normata a precipitatilor in functie de clasa de importanta.

Clasa de importanta a obiectivului

Frecventa normata

Platforme sau unitati de productie Localitati

I 1/5 1/3 -1/5

II 1/3 -1/2 1/3 -1/2

III 1/2 -1/1 1/2 -1/1

IV 1/1 -2/1 1/1 -2/1

In ultimii 10 ani pe baza justificarilor proiectelor si prin Hotarâre a Consiliilor

Locale intr-o serie de municipii si orase pentru zonele centrale dotate cu site istorice

s-au adoptat frecvente 1/5 sau mai mici.

In cadrul unui bazin (teritoriu) functie de gradul de risc la care sunt supuse

diferite obiective se adopta mai multe frecvente pentru calculul debitelor maxime din

ploi. Pentru tot teritoriul României s-au elaborat diagrame IDF pe baza observatiilor si

inregistrarilor meteorologice (Figura 2.25); actualizarea acestora impusa de

schimbarile regimului climatic global se realizeaza de INMH (Institutul National de

Meteorologie si Hidrologie) la o perioada de 5 – 10 ani.


60

Figura 2.25. Curbe de intensitate a ploilor de egala frecventa

Durata ploii de calcul

Se considera egala cu durata de curgere cea mai lunga (tc) respectiv timpul pe

care apa din ploaie il parcurge din sectiunea cea mai indepartata din bazin pâna in

sectiunea de calcul luata in consideratie:


61

i

icsc

v

ltt (2.106)

tc tp,

unde:

tp – durata ploii de calcul;

tcs –timpul denumit de concentrare superficiala; din sectiunea (punctul) de

cadere pâna in sectiunea de canalizare:

li, vi – lungimile si vitezele medii pentru tonsoanele amonte de sectiune de

calcul.

Timpul de concentrare superficiala (tcs) depinde de numerosi factori: panta

reliefului, configuratia si tipul sistemelor de preluare a apelor din teritoriu cu vegetatie

a zonei si coeficientul de impermeabilizare a suprafetelor; se adopta functie de panta

medie a subbazinului aferent colectorului de canlizare.

Tabel 2.6. Timpul de concentrare superficiala functie de panta terenului

tcs 5 min. 10 min. 15 min.

Panta medie 5 ‰ 5 ‰ – 2 ‰ < 2‰

Aceasta constituie o aproximare importanta a metodei de calcul pentru ca o

diferenta de timp de 10 min conduce din punct de vedere al valorii intensitatilor de

calcul, pentru zonele initiale ale canalului, la diferente de pâna la 70 - 80 l/s, ha.

Determinarea teremnului li/ vi din expresia duratei de curgere se face prin

aproximatii succesive, propunând diferite viteze pentru tonsonul in calcul; calculul se

considera validat daca diferentele intre vitezele apreciate si cele rezultate efectiv nu

depasesc valori 15 – 20 %.

Coeficientul de scurgere

Se determina in functie de felul imbracamintii suprafetelor bazinelor de

canalizare; calculul se efectueaza adoptând coeficienti de scurgere diferiti pe

subbazine de canalizare:

t

ii

S

S (2.107)

unde:


62

i – coeficient de scurgere specific pentru diferite imbracaminti ale

suprafetelor;

Si – suprafetele din componenta bazinului de canalizare.

Coeficientul de scurgere se considera constant.

Coeficientul de imagazinare "m"

Debitele rezultate din ploi se reduc cu un coeficient m in functie de durata de

curgere t astfel:

m = 0,8 pentru tc 40 min;

m = 0,9 pentru tc > 40 min.

Valorile au rezultat prin observatii si determinari efectuate pe un colector din

sistemul de canalizare Bucuresti.

Calculul coeficientului de inmagazinare poate fi exprimat analitic prin

determinarea timpului real de compensare si transmitere a debitelor in reteaua de

colectare prin programe informatice.

2.3 Elemente impuse in dimensionarea hidraulica

Dimensionarea hidraulica a retelei de canalizare comporta: stabilirea topologiei

generale a retelei; a punctelor de intrare a apei uzate in retea punctele obligate

amplasamentul statiei de epurare etapele de dezvoltare ale retelei sectiunile de calcul

ale colectoarelor alegerea tipului de material.

Conditiile de baza de dimensionare hidraulica care trebuie respectate sunt [5],

[13], [14]:

gradul de umplere - se alege pe baza diametrelor;

viteza de autocuratire - se adopta minim 0,7 m/s, pentru a se evita depunerile

suspensiilor in retea;

panta colectorului - pentru a se realiza viteza de autocuratire;

panta minima constructiva se adopta 1‰;

viteza maxima de curgere a apei uzate se adopta max. 8 m/s pentru conducte

de otel si 5 m/s pentru tuburi din beton, beton armat, beton precomprimat,

gresie ceramica, azbociment, PVC, materiale plastice.

Schema retelei de canalizare se adopta pe baza:


63

configuratiei amplasamentului tinand seama de punctele obligate, pante,

natura terenului de fundare si existenta apei subterane, pozitia statiei de

epurare si a emisarului;

unui studiu tehnico-economic care se bazeaza pe analiza mai multor variante

de configuratie (colector general in apropierea emisarului si paralel, colector

general dupa linia de cea mai mare panta, s.a.);

stabilirea utilizatorilor (debitelor de canalizare) pentru fiecare tronson, fie pe

baza suprafetelor aferente deservite sau debite specifice pe lungimi de

colectoare;

planuri topografice (max. sc. 1:2000 pentru DDE) avand cote in fiecare nod

al retelei; pe aceasta baza se vor stabili configuratiile canalelor stradale,

canalelor principale si configuratia colectorului general.

Debitul de ape uzate nu este constant in timp si se pot produce descompuneri

ale substantelor organice cu degajari de gaze, sectiunea canalelor se dimensioneaza

astfel incat sa nu se realizeze umplerea completa. Sectiunea functioneaza partial plina.

Gradul de umplere pe canalele care transporta ape uzate menajere este conform

tabelului urmator.

Tabel 2.7. Gradul de umplere in functie de inaltimea canalului.

Inaltimea libera a canalului, H (D), cm

Gradul de umplere (h - inaltimea apei in canal)

h/H

sub 30 0,60

35 - 45 0,70

50 - 90 0,75

peste 90 0,80

Pentru a evita depunerea materialului aflat in suspensie in apa de canalizare si

colmatarea rapida cu namol, trebuie adoptata o asemenea panta a colectorului incat

viteza efectiva de curgere sa fie cel putin egala cu viteza de autocuratire a carei

valoare este 0,7 m/s. Panta minima la care se realizeaza aceasta viteza (pentru

diametre diferite) este cea din tabelul urmator.

Tabel 2.8. Valoarea pantei colectorului pentru a realiza viteza de autocuratire.

Dn (cm) 25 30 40 50 60 80 100 120

Panta (I) 0,0035 0,0028 0,0025 0,0020 0,0017 0,0015 0,0008 0,0005


64

In scopul protejarii materialului de constructie a canalelor impotriva efectului

de eroziune al suspensiilor din apa se recomanda ca viteza maxima de curgere a apei

sa nu depaseasca valoarea de 8 m/s pentru conducte metalice si 5 m/s pentru alte

materiale.

Se stabileste adancimea minima pe care trebuie sa o aiba reteaua de canalizare

drept cea mai mare valoare din urmatoarele conditii:

conditia de protectie la solicitarea din trafic tuburile prefabricate curent

trebuie ingropate astfel incat deasupra boltii superioare a tubului sa existe un

strat de umplutura de minimum 80 cm

conditia de protectie la solicitarea din inghet-dezghet pentru a nu solicita

tuburile la un grad mare de rezistenta la inghet-dezghet se recomanda,

functie de zona de executie a retelei, adancimea peste creasta cel putin egala

cu adancimea de inghet

conditia de racordare a tuturor retelelor interioare la canalizare pentru

cladirile fara subsol este necesara o adancime de 100...120 cm, iar pentru

cladiri cu subsol, care au puncte de producere a apei uzate, adancimea

minima este de 200...250 cm pentru blocuri cu doua sau mai multe

subsoluri dotate cu instalatii de apa si canalizare se recurge in general la

pomparea acesteia in reteaua de canalizare si nu la ingroparea excesiva a

retelei de canalizare.

Capitolul 3. Elemente de calcul de rezistenta a canalelor

65

3 Elemente de calcul de rezistenta a canalelor

3.1 Calculul static si de rezistenta al canalelor

In cadrul calculului static si de rezistenta al canalelor se stabilesc solicitarile la

care sunt supuse elementele de constructie, necesare dimensionarii de rezistenta.

Profilul transversal al canalelor si dimensiunile peretilor se determina in functie

de sarcinile care actioneaza asupra lor si de rezistenta admisibila a materialelor din

care se executa. Sarcinile care actioneaza asupra canalelor se impart in doua categorii:

fundamentale si accidentale.

3.1.1 Sarcini fundamentale

Sarcinile fundamentale se impart in:

sarcini permanente: greutatea proprie a canalului, greutatea pamantului de

umplutura de deasupra canalului, impingerea pamantului fara suprasarcini,

presiunea interioara si exterioara a apei si greutatea apei din canal;

suprasarcini: greutatea oamenilor, a vehiculelor care circula pe arterele sub

care se gaseste canalul, precum si greutatea materialelor depozitate temporar

pe traseul canalelor.

Greutatea proprie a canalelor se determina pe baza dimensiunilor apreciate

initial ale peretilor, boltilor si radierului, tinand seama de greutatea specifica a

materialului din care se executa canalul [15].

Greutatea pamantului de umplutura de deasupra canalului consta din:

1. presiunea verticala a pamantului G1 care actioneaza asupra canalelor ingropate

in transee. Considerand ca se executa o compactare buna a umpluturii din

transee, aceasta se calculeaza cu relatia:

21

extt DBHCG

[daN/m] (3.1)

in care:

C – este un coeficient care depinde de raportul H/B;

– greutatea specifica aparenta a terenului de umplutura, [daN/m3];

H – adancimea de asezare a crestei canalului fata de nivelul terenului,

[m];


66

HB

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,9

1,0

C

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16

1

2

3

4

Bt – latimea transeei la nivelul crestei canalului, [m];

Dext – diametrul exterior al canalului, [m];

B – latimea transeei, [m].

Figura 3.1. Tipuri de transee.

Figura 3.2. Diagrama pentru determinarea coeficientului C.

1 – nisipuri si pamanturi vegetale uscate; 2 – nisipuri si pamanturi vegetale umede si saturate, argile compacte; 3 – argile plastice; 4 – argile curgatoare.

2. presiunea verticala a pamanatului G2 asupra canalelor executate in ramblee,

care se calculeaza cu relatia:

extDHCG 12 [daN/m] (3.2)

in care:

C1 – este un coeficient care depinde de raportul H/Dext si ale carui valori se iau

din diagrama prezentata in figura si din tabelul urmator.


67

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1,0

1,2

1,4

1,6

1,8

2,0

C1

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16H

Dext

7

65

43

2 1

Figura 3.3. Diagrama pentru determinarea coeficientului C1.

Tabel 3.1. Natura corespunzatoare curbelor prezentate, pentru determinarea coeficientului C1

Natura curbei pentru:

Natura terenului de fundare Canale

rezemate normal

Canale rezemate pe fundatie de

beton

1 2 Roci stancoase si consolidate

3 3 Bolovanisuri, pietrisuri, nisipuri mari si medii, argile compacte

5 4 Argile de compactitate medie, nisipuri fine si prafoase compacte, argile plastice

7 6 Nisipuri fine si prafoase de compactitate medie, argile curgatoare

Pentru canalele cu diametrul exterior peste 1 m, asezat la o adancime mai mica

decat diametrul exterior, trebuie sa se tina seama si de greutatea suplimentara G3 a

pamantului din spatiile boltii superioare, care se calculeaza cu relatia [15]:

23 1075,0 extDG [daN/m] (3.3)


68

Figura 3.4. Canal asezat la adancime mai mica decat diametrul exterior.

Pentru canale de importanta mica, executate in transee, impingerea laterala a

umpluturii se poate lua 1/6 din presiunea verticala, repartizata uniform pe toata

sectiunea. In cazul canalelor cu sectiune mica, asezate sub ramblee sau in transee cu

latimi mari, impingerea laterala se poate lua 1/5 – ¼ din presiunea verticala. Zona de

repartitie a impingerii laterale se va socoti de la creasta canalului pana la fundatie.

Pentru calculul canalelor importante, greutatea specifica a pamantului si

unghiul taluzului natural se recomanda a se determina in laborator. Impingerea

laterala care actioneaza asupra canalelor se calculeaza cu relatia:

24502

1

tgHf [daN/m] (3.4)

in care:

– greutatea specifica a pamantului in care s-a sapat transeea de executie a

canalului, [daN/m3];

H1 – adancimea la care se calculeaza impingerea pamantului masurata de la

suprafata terenului, [m];

φ – unghiul taluzului natural al pamantului, in care s-a sapat transeea, in grade.

La calculul presiunii pamantului asupra canalelor situate in pamanturi cu apa

subterana, se va lua in considerare greutatea volumetrica a pamantului imersat.

Pentru stabilirea greutatii specifice si a valorii α:

245

2

1 02 tg (3.5)

se pot utiliza valorile din tabelul urmator.


69

Tabel 3.2. Greutatea specifica a pamanturilor si valoarea α.

Natura pamantului [daN/m3] α

Pamant obisnuit in stare uscata (φ = 370) 1400 0,124

Pamant obisnuit in stare de umiditate naturala (φ = 270) 1600 0,188

Pamant obisnuit saturat (φ = 220) 1800 0,228

Pamant argilos uscat (φ = 450) 1600 0,086

Pamant argilos umed (φ = 200) 2100 0,245

Nisip uscat (φ = 320) 1500-1650 0,153

Nisip umed (φ = 270) 2100 0,188

Prundis uscat (φ = 350) 1700 0,136

Prundis umed (φ = 250) 2000 0,203

Presiunea exterioara a apei se ia in calcul in cazul canalelor situate in pamanturi

cu ape subterane. Se face atat verificarea de rezistenta la eforturile datorate presiunii

apei, cat si la stabilitatea la plutire. Coeficientul de siguranta la stabilitatea la plutire

se ia minimum 1,1.

Presiunea exterioara laterala p0 (componenta orizontala) pe metru de conducta

este:

220

DhD

DhFp aa [daN/m] (3.6)

in care:

F – proiectia pe verticala a suprafetei pe care se exercita presiunea, [m2];

a – greutatea specifica a apei, [daN/m3];

h – inaltimea nivelului hidrostatic deasupra crestei canalului, [m];

D – diametrul canalului, [m].

Presiunile unitare p1, p2, ..., pn sunt perpendiculare pe suprafata laterala a

conductei, repartizarea lor facandu-se dupa un cerc cu diametrul (D+h).

Figura 3.5. Presiunea exterioara a apei.


70

Suprapresiunea (componenta verticala) pv a apei pe metru de conducta este:

cav Vp [daN/m] (3.7)

in care: Vc este volumul conductei pe 1 m, [m3].

In cazul canalelor care se executa in terenuri acvifere, suprapresiunea apei se

considera egala cu presiunea hidrostatica corespunzatoare adancimii elementului de

suprafata care se calculeaza, inmultita cu un coeficient K, a carui valoare depinde de

gradul de permeabilitate a terenului de la baza canalului.

Tabel 3.3. Valorile coeficientului K pentru terenuri acvifere.

Natura pamantului K

Stanca permeabila, omogena 0,3

Argila nisipoasa, nisip argilos 0,7 – 0,8

Argila nisipoasa, nisip argilos (imbibate cu apa)

0,8 – 0,9

Stanca puternic fisurata 0,8 – 1,0

Presiunea interioara a apei se exercita perpendicular pe suprafata interioara. Se

disting doua cazuri [15]:

canalul este umplut partial sau total cu apa, iar curgerea are loc

gravitational. In acest caz componenta orizontala a presiunii interioare pe 1

m este:

222

2

0

hhh

hFp aaha [daN/m] (3.8)

in care: Fh este proiectia pe verticala a suprafetei pe care se exercita presiunea.

Componenta verticala pe 1 m este:

cav Vp [daN/m] (3.9)

in care: Vc este volumul de apa din conducta pe metru.

Figura 3.6. Presiunea interioara a apei – canalul umplut partial cu apa.


71

Componenta verticala pe 1 m de conducta jumatate plina este:

82

1

4

22' DD

p aav

[daN/m] (3.10)

Componenta verticala pe 1 m de conducta plina este:

4

2'' D

p av

[daN/m] (3.11)

canalul functioneaza plin, iar curgerea are loc sub presiune.

Figura 3.7. Canal functionand sub presiune – presiunea interioara.

Presiunea totala (medie) pe suprafata interioara este:

2

DHDP a [daN/m] (3.12)

Pentru canale a caror sectiune interioara nu depaseste pe cea a unui cerc de 1 m

diametru, se poate neglija influenta adancimii apei in canal asupra presiunii interioare.

Pentru sectiuni mai mari, se tine seama in calcul de variatia presiunii in raport cu

adancimea.

Greutatea apei in canal rezulta din luarea in considerare a volumului canalului

si a greutatii specifice:

vcaa pVG (3.13)

Sarcinile fundamentale – suprasarcini, care se iau in considerare la calculul

static al sectiunilor canalelor sunt:

sarcinile rezultate din depozitarea pe teren a diferitelor materiale in lungul

traseului canalului;


72

sarcinile mobile maxime rezultate din convoaiele care servesc pentru

calculul podurilor de cale ferata (normale si industriale);

sarcinile mobile maxime care servesc pentru calculul podurilor de sosea,

pasarelelor, etc.

Presiunile verticale care actioneaza asupra canalelor din suprasarcini se

determina cu relatia:

5,222

3

)(2

3

tZ

ZPpz

(3.14)

in care:

pz – presiunea verticala in punctul A considerat;

P – forta concentrata aplicata la suprafata terenului, [daN];

Z – adancimea punctului A considerata de la suprafata terenului, [m];

t – proiectia orizontala a distantei R dintre punctul de aplicatie a fortei P

si punctul considerat A, [m].

Figura 3.8. Presiunea verticala asupra canalelor datorata suprasarcinilor – canal cu partea superioara a crestei situata la o adancime mai mica decat latimea proiectiei orizontale a sectiunii

transversale a canalului [15].

In cazul mai multor forte (incarcari date de P1, P2, ..., Pn) se va tine seama de

influenta tuturor fortelor acestora pe baza relatiei precedente.


73

In cazul sarcinilor mobile, se determina pozitia convoiului pentru care se

realizeaza valoarea maxima a lui pz.

Pentru canalele a caror parte superioara (creasta) este situata la o adancime mai

mare decat latimea proiectiei orizontale a sectiunii transversale a canalului, se poate

considera ca presiunea unitara pz este repartizata uniform pe intreaga latime a

proiectiei orizontale a canalului si are valoarea egala ci cea calculata conform relatiei

anterioare in punctul A.

Figura 3.9. Presiunea verticala asupra canalelor datorata suprasarcinilor – canal cu partea superioara a crestei situata la o adancime mai mare decat latimea proiectiei orizontale a sectiunii

transversale a canalului [15].

In aceste conditii presiunea verticala G4 rezulta din relatia:

extz DpfG 4 [daN/m] (3.15)

in care f este coeficientul dinamic ale carui valori se determina astfel:

pentru autovehicule H

f3,0

1 , in care H ≥0,5 m este adancimea crestei

canalului, [m];

pentru vehicule de cale ferata si piste pentru aerodromuri H

f6,0

1 , in

care H ≥0,5 m este adancimea crestei canalului, [m];

pentru vehicule pe senile f = 1.

Cand aceste conditii nu se realizeaza, se va tine cont de repartizarea reala a

presiunilor asupra canalului.


74

0,02

0,05

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0,91

1,11,2C2

1 2 3 4 5 6H

300

400

500600

700

800

900

1000

1200

1300

1400

Dext =1500

Pentru calculul canalelor situate sub cai de comunicatii, pentru un convoi de

calcul, presiunea verticala totala G4’ se poate calcula cu relatia:

PCfG 2'4 (3.16)

in care:

f – coeficient dinamic;

C2 – coeficient care depinde de adancimea H, a crestei canalului si de latimea

Dext. a acestuia si a carui marime se determina conform diagramei din figura de mai

jos;

P – sarcina concentrata pe roata osiei celei mai incarcate, a celui mai greu

vehicul din convoiul de calcul (vehicul supraincarcat), la care se calculeaza.

Figura 3.10. Diagrama pentru determinarea coeficientului C2 pentru calculul canalelor situate sub cai de comunicatie pentru convoaiele de calcul.


75

3.1.2 Sarcini accidentale

Sarcinile accidentale iau nastere in urma punerii sub presiune a canalelor.

Verificarea rezistentei canalelor se face la o presiune de 0,6 atm, aceasta sarcina

considerandu-se accidentala in cazul punerii sub presiune a canalului la ploi

torentiale.

3.1.3 Calculul static al sectiunilor

Cu ajutorul sarcinilor evaluate ca mai sus se calculeaza momentele si fortele

normale la nastere, cheie, la 450 si la radier, folosindu-se metodele obisnuite. Pentru

determinarea acestor eforturi va trebui in prealabil sa se stabileasca modul de

rezemare a canalului. Se iau in considerare trei feluri de rezemari: axiale, poligonale

si orizontale.

Figura 3.11. Tipuri de rezemare a canalelor – a) axiala; b) poligonale; c) orizontala.

Rezemarea axiala este cea mai dezavantajoasa, deoarece produce eforturile cele

mai mari. Ea trebuie corectata prin realizarea unui pat de rezemare corespunzator sau

la canalele pe piloti, prin prevederea a cel putin doua randuri de piloti. In terenuri

stancoase, varfurile neamenajate ar putea sa formeze reazeme la distante mari, care ar

solicita canalul la incovoiere si de aceea trebuie prevazut un pat de nisip (0,10-0,15

m).

Rezemarea poligonala (curba, circulara) este avantajoasa indeosebi pentru

tuburile circulare sau clopot.

Rezemarea orizontala este recomandabila pentru terenurile mai slabe si la

dimensiuni nu prea mari ale canalului.

Pentru diferitele tipuri de rezemare, tratatele de specialitate dau tabele pentru

calculul momentelor si fortelor normale, in functie de coeficientii corespunzatori

diferitelor feluri de incarcari.


76

Dupa stabilirea momentelor si fortelor normale aferente diferitelor categorii de

terenuri, in diferite puncte ale canalului, pentru dimensionarea sectiunilor, se vor

insuma momentele si fortele normale in doua ipoteze:

numai sarcini fundamentale;

sarcini fundamentale si sarcini accidentale.

Gruparea sarcinilor se va face astfel incat in diferitele sectiuni sa se obtina

eforturile cele mai mari. Nu se considera ipoteza in care canalul este plin cu apa si

pamantul din jurul canalului indepartat, care se va lua in considerare numai in cazuri

speciale apreciate de proiectant.

Verificarea rezistentelor in sectiune se va face cu relatia:

W

M

A

Na [daN/m

2] (3.17)

in care:

N – forta normala in sectiune, [daN];

M – momentul in sectiune, [daN∙cm];

A – suprafata sectiunii, [cm2];

α – coeficient (de obicei 0,6);

W – modulul de rezistenta, [cm3].

Rezistentele admisibile pentru sectiuni de beton sau beton armat nu vor depasi

pe cele prevazute in standardele in vigoare.

3.2 Calculul conductelor pentru impingerea cu scut

Peformanta solicitata pentru conductele de impingere trebuie sa fie calculata

pentru diferite influente ale exploatarii ulterioare, precum si pentru diferite

circumstante ce pot sa apara pe perioada de executie.

Eforturile structurale si dinamice ce rezulta din incarcarile din trafic ale

conductelor, precum si actiunile dinamice in caz de cutremure sunt discutate in

sectiunile urmatoare.

Aria de aplicatie cuprinde conducte cu sectiune transversala circulara din beton

armat, otel, azbociment si argila vitrifiata care sunt presate sau impinse prin metoda

de instalare a conductelor fara sapatura cu deplasare a solului prin impingere sau

forare cu traiectorii rectilinii sau curbe, in pamanturi coezive sau necoezive [16].

ATV-A 161E poate fi utilizat in acest sens pentru:


77

instalarea conductelor cu sectiuni transversale derivate din sectiunea circular;

instalarea conductelor prin presare, impingere sau tragere, in combinatie cu o

metoda de indepartare a pamantului;

instalarea conductelor batute cu energie dinamica;

instalarea conductelor din materiale flexibile - plastic si GRP (secventa de

calcul a acestora, este analoga celei pentru conducte de otel, cu proprietatile de

material care pot fi luate din ATV-A 127E)

Pentru realizarea unui calcul structural conform cu ATV-A 161E, este necesara

cunoasterea urmatoarelor proprietati ale conductei, conditiile de instalare si

incarcare si conditiile procesului [16]:

o Proprietatile conductei:

Dimensiune nominala (DN/ID);

Material, forma sectiunii transversale, dimensiunile si lungimea

conductelor;

Tipul de imbinare a conductelor si inelele de transfer a presiunii;

o Instalarea si conditiile de incarcare:

Adancimile de pozare (minim, maxim);

Incarcarile de trafic (conform DIN 1072 sau DS 804 sau alte

incarcari de trafic);

Incarcarile plane;

Distanta de impingere;

Tipul de pamant cu informatii despre greutatea pe unitatea de

volum, deasupra sau sub nivelului apei si unghiul de frecare intern;

Efectele temperaturii in conditii de executie si de exploatare;

Alte incarcari (de ex. ale structurilor);

Nivelul apelor subterane, maxim/minim in conditiile de executie si

de exploatare;

Gradul de agresivitate al apelor subterane, al pamantului si

mijloace de transport conform DIN 4030 sau, pentru materiale

metalice;

Gradul de umplere;


78

Suprapresiunea interna (calculul presiunii nivelului apei deasupra

coroanei conductei);

Vacuum intern;

Suprapresiunea la instalarea cu aer comprimat;

Forta maxima de impingere (statii principale si intermediare de

impingere);

Modelul si dimensiunile statiilor principale si intermediare de

impingere;

Raza planificata orizontala si verticala a axei de impingere’

Presiunea externa cand se foloseste lubrifiere si mediu suport;

Forte de ghidare si strangere;

o Conditii tehnice:

Metoda de impingere;

Supralargirea masinii de microtunelare si scut;

Tolerante ale masinii de microtunelare si scut;

Aranjarea cabinelor de conducere;

Utilizarea lubrifiantilor si a mediului suport;

Raza minima pentru comanda impingerii cu informatii asupra

orificiilor maxime de imbinare;

Retentia de apa.

Parametrii importanti de intrare pentru calcularea rezistentei structurale a

conductelor si a conditiilor de exploatare si executie, sunt colectati in formulare tip.

In cazuri speciale (de ex. adancimi mari de ingropare, pante mari, cresteri de

presiune, roca), este necesar sa se furnizeze rapoarte de evaluare ale pamantului sau

detalii aditionale asupra incarcarilor, adaptate la cerintele metodei de impingere.

3.2.1 Incarcare perpendiculara pe axa conductei

Pe perioada executiei si exploatarii apar multe situatii neprevazute si incarcari

suplimentare. Incarcarea critica trebuie stabilita pe baza conditiilor locale.


79

3.2.2 Incarcarile date de pamant

Toate conductele acoperite cu pamant fac obiectul unei sarcini mari, datorata de

obicei incarcarii date de pamant, sau indirect datorita actiunilor transferate prin

pamant cum ar fi incarcarile de la suprafata si cele transmise prin fundatii.

Determinarea eforturilor din pamantul care actioneaza asupra conductei este foarte

importanta pentru stabilitatea tipului de conducta. Aceasta presupune cunoasterea

tipurilor de pamant si a proprietatilor acestora pe baza studiilor geotehnice. Daca nu

este disponibil un calculul sigur al acestora din rapoarte, pot fi utilizate valorile date

in standarde unde pamanturile sunt impartite in 4 categorii conform ATV-A 127E.

Coeziunea, care influenteaza suportul orizontal si reduce incarcarea verticala, este

neglijabila la determinarea incarcariilor date de pamant. Tipurile de teren care se

umfla in contact cu apa trebuie sa fie tratate cu atentie. De obicei, stabilitatea acestora

este atat de mare, incat pentru supralargiri, sectiunea sapaturii este stabila fara sa fie

sprijinita, astfel nu exista rezistenta la umflare. Incarcarile date sau transmise de

pamant sunt: incarcarile din greutatea pamantului de deasupra conductei, presiunea

activa, incarcari din fundatii, incarcari din trafic (traficul pe strazi, cai ferate,

aeroporturi). De asemenea tot incarcari pependiculare pe axul conductelor sunt si

urmatoarele: greutatea proprie a conductei, presiunea din interiorul conductelor atunci

cand functioneaza sub presiune, vacuum, presiunea apei sunterane, presiunea

exercitata de mediul suport, presiunea data de aerul comprimat din interiorul

conductelor. Pentru a realiza o dimensionare corecta si pentru a evita omiterea unor

incarcari, conductele trebuie dimensionate cel putin la valorile din tabelul urmator.

Tabel 3.4. Fortele minime pentru dimensionarea incarcarii perpendiculare pe axa conductei, conform ATV-A-161E [16].

Forte de sectiune minima

Fortele pe sectiunea minima pentru imbinari fara goluri

(z/d3=1,0)1)

Dimensiunea minima de taiere pentru conducte

de otel2)

Mcoroana

2mr33

2mr30

2mr24

Mlinie de bolta

2mr33

2mr30

2mr24

Minvers

2mr33

2mr30

2mr24

Ncoroana

mr100 mr90 mr130

Nlinie de bolta

mr200 mr180 mr260

Ninvers

mr100 mr90 mr130

1) Pentru conducte de otel DN/ID > 4000, conducte din azbociment DN/ID > 1900, conducte din argila vitrificata DN/ID > 1000, cand urmatoarele conditii sunt indeplinite, pe intreaga durata a instalarii, un mediu de suport si lubrifiere trebuie presat continuu si succesiv pe toata lungimea tunelului de instalare a conductelor. Pozitia utilajului de instalarea a conductelor trebuie verificata continuu, ca inaltime si largime, iar rezultatele trebuie consemnate fara goluri. Ghidajele pentru inaltime si laterale trebuie instalate cu grija, iar fortele preselor principale, intermediare si de ghidare trebuie controlate si consemnate in mod continuu.

2) Reactia de stratificare nu trebuie aplicata.


80

3.2.3 Incarcare pe directia axei conductei

In afara de sarcinile perpendiculare pe axa conductei care apar in faza de

executie pentru toate metodele de montare a conductelor fara sapatura, prin impingere

sau forare, exista de asemenea, incarcari pe directia axiala, care apar datorita

introducerii fortei necesare in timpul impingerii, presarii, baterii sau a tragerii

conductei.

Scopul fortei aplicate este sa invinga rezistenta la penetrare pe care o intampina

capul de forare si ghidaj, sau segmentul frontal al scutului, precum si rezistenta

datorata frecarii dintre suprafata exterioara a masinii de microtunelare sau a scutului,

si a coloanei de tubaj si pamant (frecarea de suprafata).

Aceasta este calculata dupa cum urmeaza:

V ≥ PE + ΣR,

unde: V = forta rezultata din impingere

PE = rezistenta la penetrare

ΣR = rezultanta fortelor de frecare

Figura 3.12. Rezistenta la penetrare si forta de frecare.

Forta de impingere este dependenta de metoda de instalare (metoda cu dislocare

sau cu inlaturare a pamantului), tipul de instalare (statica sau dinamica), tipul de

pamant, adancimea de acoperire, distanta de instalare, starea suprafetei conductei, ca

si detalii de executie cum ar fi viteza de instalare, mediul suport si, daca este necesara,

presiunea apei la suprafata de lucru, supralargirea si lubrifierea coloanei de tubaj.


81

Fortele de impingere provocate de blocari bruste si traversari curbe planificate

sau neplanificate (traiectorii curbate) pot cauza cresterea brusca a acestora.Valvele de

suprapresiune din statiile de impingere si afisarea corespunzatoare pe monitorul

consolei de comanda trebuie sa asigure in acest caz ca valorile premise ale fortelor de

impingere sa nu fie depasite.

Estimarea corecta a fortelor de impingere necesare in cazul instalarilor fara

sapatura este de o mare importanta pentru:

alegerea si dimensionarea conductelor;

determinarea distantei de impingere si a numarului de spatii intermediare;

modelul de put de lansare si de contrafort.

In cele ce urmeaza vor fi discutate metodele de calcul pentru determinarea

fortelor de impingere, impartite dupa rezistenta de penetrare si rezistenta de frecare

care au fost special dezvoltate pentru metoda cu inlaturare a pamantului in care

coloana de tubaj este impinsa sau presata.

In scopul de a reduce forta de impingere determinata anterior, care va fi

preluata de coloana de tubaj, sunt disponibile urmatoarele posibilitati, care sunt

dependente de metoda de instalare:

Reducerea rezistentei de frecare;

Decuplarea rezistentei de penetrare si a rezistentei de frictiune;

Decuplarea sectionala a rezistentei de frecare prin intermediul statiilor de

impingere intermediare;

Introducerea cuantificata a fortelor de impingere in mai multe puncte din

coloana de tubaj.

3.2.4 Rezistenta la penetrare

In functie de metoda de impingere, rezistenta de penetrare este constituita din

cele ce urmeaza:

Rezistenta la muchia de taiere (Ps);

Forta presiunii de contact (PA);

Forta suport (PST).


82

Tabel 3.5. Sumar al rezistentei de penetrare (PE) in functie de tipul masinii de microtunelare [16]

Pe Metoda

Ps PB

PA PST

X X X Masina scut cu excavare partiala si suport de aer comprimat (SM-T3)

X X Scuturi manuale cu suport de aer comprimat (pamant instabil); masini scut cu excavare partial hidraulica; masini scut deschise cu excavare partial mecanica si suport partial (SM T2); cazuri speciale SM-T2S si SM-T4S ca si scuturi oarbe (SM-B)

X X Masini scut pentru excavare mecanica deschisa partiala (de obicei cu un excavator fix instalat) si suport natural pentru suprafata de lucru (suprafata de lucru fara suport)

X X Toate metodele de microtunelare cu exceptia microtunelarii cu inlaturare a pamantului prin forare si ghidare a capului de taiere a transportorului elicoidal, masini scut cu excavare totala a suprafetei (cu exceptia masinilor scut cu excavare completa de suprafata cu suport natural (suprafata de lucru fara suport), masini scut cu excavare mecanica partiala si suport de aer comprimat (SM-T3)

X Metode de foraj prin gaurire, microtunelare cu inlaturare a solului prin gaurire si ghidare a capului de taiere a transportorului elicoidal, scuturi manuale deschise cu suport natural (suprafata de lucru fara suport)

X Masini scut pentru excavare mecanica partiala, deschisa, ca si pentru excavare totala deschisa, de suprafata completa, ambele cu suport natural (suprafata de lucru fara suport)

X Scut manual cu suport de aer comprimat (numai pentru roca solida)

Scut manual cu suport natural (suprafata de lucru fara suport) in piatra solida (PE = 0!)

Rezistenta la muchia de taiere (Ps) este generata in timpul apasarii muchiei

de taiere a masinii de impingere sau scut in pamant. In functie de tipul acesteia, in fata

lamei de taiere se formeaza zone de curgere similare prabusirii, sau deformarii

pamantului. Rezistenta la muchia de taiere este drastic influentata de tipul si pozitia

utilajelor de excavare si in special de posibilitatea acestora de eliberare a muchiei de

taiere a scutului. In acest caz, rezistenta de taiere poate fi ignorata.

Presiunea de contact (PA) este forta cu care este apasat utilajul de excavare

(cap de foraj, excavator instalat fix, sau masina de taiere cu brat) pe directia de forare.

Intensitatea acesteia este aleasa astfel incat utilajul de excavare sa functioneze la

parametrii maximi.

Presiunea de contact se calculeza asftel:

AA pAP 1 [kN] (3.18.)

Unde:


83

2

11 4/ dA aria capului de foraj

d1 diametrul capului de foraj [m]

pA presiunea de suport a capului de foraj [kN/m2]

Forta suport (PST) este forta care este aplicata cu suport natural (formarea unei

pene de pamant cu panta naturala), suport mecanic, suport de aer comprimat pentru

echilibrarea presiunii pamantului la suprafata de lucru si/sau presiunea apei subterane.

Este determinata ca produs dintre presiunea suport necesara pSt si aria suprafatei de

lucru.

Figura 3.13. Combinarea intre rezistenta de penetrare pentru scuturi cu suport mecanic si/sau excavare totala a suprafetei [16].

Pentru scuturi cu suport mecanic la suprafata de lucru (cadre frontale sau capete

de taiere cu racleta) forta suport este furnizata de forta presiunii de taiere. Cu masinile

scut cu excavare totala a suprafetei si scuturi cu suport mecanic, rezistenta de

penetrare care consta in presiunea constanta si fortele de suport este denumita in

literatura rezistenta de suprafata (PB).

Rezultatul diferitelor abordari de calcul pentru rezistenta de taiere in

functie de diametrul cutitului este prezentat in figura urmatoare. In aceasta privinta, se

pun urmatoarele conditii:

Nisipul, dens stratificat cu B = 22 kN/m3 si = 42°

Adancimea de taiere ts = 20 mm

Adancimea de acoperire h = 3.0 m


84

Rezis

ten

ta l

a p

en

etr

are[kN

]

Diametrul masinii-scut

Figura 3.14. Rezistenta de penetrare calculata functie diametrul masinii-scut [16].

Pentru variatii foarte mari ale rezistentei de penetrare, se poate considra ca nu

exista o baza sigura de planificare pentru estimarea acesteia. In concluzie, urmarirea

continua a executiei are un rol foarte important pentru prevenirea deteriorarii pe

durata imbinarii, sau pentru a lua o decizie asupra aplicarii fortei maxime de

impingere care poate sa depaseasca rezistenta la penetrare si rezistenta la frecare.

3.2.5 Calculul fortei suport sau a rezistentei de suprafata

Forta suport sau rezistenta de suprafata trebuie sa fie mai mica decat presiunea

activa a pamantului pentru a preveni fenomenul de subsidenta, dar nu mai mare decat

presiunea pasiva a pamantului, in scopul de a exclude alunecarea suprafetei. Valoarea

optima pentru forta suport este in zona presiunii pamantului in repaus.


85

Figura 3.15. Deformarea suprafetei determinata de forta suport [16].

3.2.6 Calculul conductelor instalate prin batere

Calculele anterioare se aplica pentru conductele care au fost presate sau

impinse intr-o cavitate creata prin introducerea unei incarcari statice cu inlaturarea

sau dislocarea pamantului.

In cazul utilizarii energiei dinamice pentru baterea conductelor, in conformitate

cu ATV-A 161E trebuie luate masuri speciale. Este necesar ca, "Conductele care sunt

instalate prin energie de batere sau prin vibratie sa solicite ca in special efectele

energiei cinetice a presiunii pamantului, forta de lovire, dimensiunile minime si

comportamentul de curbare sa fie investigate in mod particular"

In cele ce urmeaza este prezentata o propunere de calcul, care este bazata pe

investigatii amanuntite teoretice si experimentale in laborator ca si pe santierele de

constructii pentru instalarea conductelor de otel prin intermediul "Baterii conductelor

cu parte frontala deschisa" conform EN 12889.

Se presupune aici ca pamantul pe peretele conductei si regiunea de supralargire

este fortat in principal spre interior si apoi inlaturat datorita formei speciale a inelului

de taiere.


86

Figura 3.16. Forma inelului de taiere.

In completa concordanta, investigatiile de laborator si cele de pe santier, ca si

calculele teoretice aferente, au aratat ca datorita greutatii proprii a pamantului si a

incarcarii de trafic, incarcarile exterioare si presiunea pamantului in cazul conductelor

din otel instalate dinamic, sunt substantial mai mici decat valorile corespunzatoare

rezultate din ATV-A 161E. Suplimentar, acestea cad sub presiunile prescrise ale

pamantului pentru conditiile initiale de tensiune din subsol. De aceea, in acest caz,

ipoteza modelului mecanic al pamantului in conformitate cu ATV-A 161E pentru

teoria buncarului nu se poate aplica.

Aceasta inseamna ca un calcul corect al incarcarilor perpendiculare pe axa

conductei este posibil doar cu un Calcul de Element Finit, de exemplu, pe baza

urmatoarelor ipoteze de model geotehnic:

- Semispatiu izotropic;

- Conditie de deformare uniforma in sectiune verticala pe directia de impingere;

- Materialul are comportare liniar elastica, de exemplu conform cu conditiile de

limitare Mohr-Coulomb;

- Conditii de tensiune primara neomogena.

Implementarea secventei de constructie si a interactiunii conducta-pamant a

fost realizata prin metoda de calculare dezvoltata de Prof. Dr.Ing. Stein & Partner

GmbH, Bochum, Germany (S&P) [17].

In afara de calculele de Element Finit mentionate anterior, este posibila

realizarea calculului structural al conductelor deschise batute conform ATV-A 161E

prin dispersie reducand efectul incarcarii reale. In acest caz, datorita introducerii

incarcarii dinamice, o posibila existenta a coeziunii sau coeziunea aparenta nu trebuie

aplicata. De asemenea, unghiul de frecare trebuie redus la 2/3. Pe baza acestor

rezultate, toate evaluarile trebuie sa se desfasoare in conformitate cu ATV-A 161E.

Dimensiunile minime pot fi ignorate cand se folosesc conducte de otel sudate.


87

Tabel 3.6. Faze ale modelului de calcul numeric.

Pasul Secventa de constructie Simulare in model

1 In acest pas lucrarile nu sunt incepute

Conditia de tensiune primara

2 Muchia de taiere este situata in nivelul de calcul

Instalarea (fictiva) unei conducte de otel deschisa cu diametrul exterior al muchiei de taiere si rigiditate teoretic infinita

3 Conducta produsa este situata in nivelul de calcul

- Inlaturarea conductei (otel fictiv) - Inlaturarea miezului de pamant, inclusiv taietura - Instalarea unei conducte de productie cu dimensiunea sectiunii si proprietati de material reale

3.2.7 Calculul conductelor instalate prin metoda de dislocare a pămantului

La constructia galeriilor forate prin metoda de dislocare a pamantului, acesta

nu este transportat la suprafata, ci este depozitat in imediata vecinatate a forajului in

subsol prin compactare. In galeriile astfel create, conductele cu diametre mai mici (cu

supralargire) sau de acelasi diametru (fara supralargire) sunt de obicei trase sau

impinse imediat dupa capul de dislocare sau mai tarziu, folosind un expandor. In

prezent, nu exista nici o metoda standardizata pentru determinarea inarcarilor

preconizate pentru conductele instalate prin intermediul metodei de dislocare a

pamantului, in ATV-161E, ci este doar recomandat sa se realizeze determinarile

propuse cu adaptarile corespunzatoare.

„Adaptarile corespunzatoare” aferente se refera in special la precizarile din

modelul elementar din ATV-A 161E, iar "largirea spatiului la coroana sau formarea

unui inel circular” rezulta din inlaturarea pamantului pe parcursul executiei galeriei.

Se preconizarea ca aceasta nu apare atunci cand se aplica aceasta metoda.

In cele ce urmeaza sunt facute propuneri pentru determinarea incararilor axiale

si perpendiculare preluate de conducta, pe baza adaptarilor corespunzatoare, acestea

fiind verificate prin experimente, facandu-se diferenta intre:

Metoda de dislocare a pamantului cu supralargire;

Metoda de dislocare a pamantului fara supralargire.

Calculul fortelor din incarcarea determinata a pamantului si incarcarile laterale

fata de axa conductei care trebuie de asemenea considerate, ca si evaluarile care se

impun, vor fi efectuate in conformitate cu ATV-A 161E.


88

3.3 Comportarea retelelor de canalizare

3.3.1 Comportarea retelelor de canalizare la actiunile din exploatarea normala

In exploatarea normala acest gen de structuri sunt solicitate la o serie de actiuni

statice ca: greutatea proprie, presiunea verticala a pamantului, impingerea activa a

pamantului, presiunea hidrostatica precum si actiuni cu caracter dinamic provenite din

circulatia mijloacelor de transport sau in cazul in care se pompeaza din presiunea

hidrodinamica rezultata ca urmare a modificarii bruste sau foarte rapide a regimului

de curgere al apei (lovitura de berbec).

Comportarea structurii la actiunile din exploatarea normala este influentata in

principal de modul de interactiune al structurii cu patul de fundare si pamantul de

umplutura [18].

In functie de natura materialului, caracteristicile de rigiditate ale structurii,

caracteristicile fizico-mecanice ale patului de fundare si a pamantului de umplutura,

pe perioada exploatarii normale se pot deosebi trei categorii de comportare a acestui

gen de structuri si anume:

structuri rigide;

structuri semirigide;

structuri flexibile.

Stabilirea categoriei de comportare se poate face in functie de o marime

adimensionala, denumita indice de flexibilitate.

Pentru conductele circulare indicele de flexibilitate se poate calcula cu relatia:

3

0

0

2

1

112

h

R

E

EI fc

(3.19)

in care:

E0 – modulul de deformatie al pamantului de umplutura;

E – modulul de elasticitate al materialului din care se realizeaza

conducta;

, 0 – coeficientii lui Poisson, al pamantului, respectiv al materialului

din care se realizeaza conducta;

R – raza medie a conductei;

h – grosimea peretelui conductei.

In functie de valoarea indicelui de flexibilitate Ifc, conductele circulare

pot avea urmatoarele categorii de comportare:


89

conducte rigide daca Ifc<2;

conducte semirigide daca 2≤Ifc≤10;

conducte flexibile daca Ifc>10.

Pentru radierul canalelor colectoare sau al galeriilor avand sectiune transversala

patrata sau dreptunghiulara, stabilirea categoriei de comportare al acestuia se poate

face calculand indicele de flexibilitate cu relatia [18]:

3

010

h

l

E

EI fc (3.20)

in care:

E0 – modulul de deformatie al terenului de fundare ;

E – modulul de elasticitate al materialului colectorului;

l – semideschiderea radierului;

h – grosimea radierului.

In functie de valoarea indicelui de flexibilitate, radierele se incadreaza in una

din urmatoarele categorii de comportare:

radiere rigide daca Ifc<1;

radiere semirigide daca 1≤Ifc≤10;

radiere flexibile daca Ifc>10.

Conductele rigide au deformatii mici sub actiunea incarcarilor curente de

exploatare si ca urmare raspunsul terenului de umplutura pe latimea acesteia este

practic nul, cunoscut fiind faptul ca pentru a se dezvolta presiunea pasiva a

pamantului sunt necesare deformatii relativ mari ale conductei si masivului de

pamant.

Conductele flexibile au deformatii mari si in consecinta sunt create conditii

pentru dezvoltarea presiunii pasive a pamantului de umplutura si ca atare se poate

conta pe un raspuns lateral al masivului de pamant.

Trebuie atrasa atentia ca pentru a putea conta pe un raspuns corespunzator al

pamantului de umplutura sunt necesare urmatoarele:

compactarea patului de fundare;

efectuarea umpluturilor cu material sortat a caror dimensiune maxima a

granulei sa nu depaseasca 16 mm;

compactarea umpluturii in straturi pe cel putin 75% din inaltimea conductei;


90

asigurarea unui grad de compactare a umpluturii de cel putin 95% pe fiecare

strat.

Stabilirea categoriei de comportare a conductelor cu sectiune circulara are o

mare importanta pentru definirea cat mai corecta a modelelor de calcul si determinarii

unei stari de eforturi si deformatii cat mai apropiata de starea reala.

Odata stabilita categoria de comportare se pot dezvolta modele de calcul

diferentiate pentru calculul starii de eforturi si deformatii. De asemenea criteriile de

verificare si dimensionare din conditii de rezistenta si stabilitate sunt mai usor de

aplicat functie de categoria de comportare intrucat:

la conductele rigide dimensionarea rezulta practic din conditia de rezistenta,

conditia de stabilitate fiind indeplinita;

la conductele flexibile dimensionarea rezulta din conditia de stabilitate in

timp ce pentru conductele semirigide trebuie efectuate ambele verificari.

3.3.2 Comportarea structurilor ingropate la actiunea seismica

Datele privind comportarea lucrarilor subterane arata ca la cutremure cu

intensitate mare structurile acestora au suferit avarii serioase si diferentiate in functie

de adancimea de ingropare, dat fiind faptul ca la adancimi relativ reduse nu se produc

modificari sensibile ale parametrilor undelor seismice, in timp ce odata cu cresterea

adancimii de ingropare are loc o reducere a principalilor parametri de intensitate a

cutremurelor (deplasari, viteze si acceleratii ale particulelor de pamant).

Avariile lucrarilor subterane sunt provocate de un complex de fenomene fizice

care insotesc miscarea seismica, ca: desprinderi, ruperi, lunecari, prabusiri in masivul

de pamant, dar si de modificarea starii de eforturi si deformatii in masiv precum si de

distorsiunile care apar in campul acestora, determinate de prezenta lucrarilor

subterane [18].

Avariile provocate de miscarea seismica pot fi grupate in doua mari categorii:

forfecari si lunecari in masivul de pamant;

degradari de natura tectonica.

Prima categorie de avarii apare ca urmare a unor modificari disjunctive in

scoarta terestra cu efecte de deplasari de forfecari in masiv. Aceste deplasari ale

masivului antreneaza deplasari similare ale lucrarii subterane inglobate. De obicei

astfel fenomene se produc in zone relativ bine cunoscute prin studii geologice si

seismologice, adeseori de-a lungul faliilor active.


91

Un alt gen de lunecari se pot produce prin lichefieri sau reduceri ale stabilitatii

la alunecare a versantilor.

Practic sunt greu de proiectat lucrari subterane capabile sa reziste la asemenea

macrodeplasari ale masivului de pamant, de aceea se cauta evitarea zonelor si

amplasamentelor unde sunt probabile asemenea fenomene.

O a doua categorie de avarii se datoreaza efectului de propagare a undelor

seismice in masivul de pamanat si in lucrarea subterana inglobata.

Sub efectul undelor seismice atat masivul de pamant cat si lucrarea subterana

efectueaza miscari oscilatorii, in urma carora poate apare o schimbare semnificativa a

starii de eforturi si deformatii, atat in structura cat si in masivul de pamanat. Aceste

schimbari pot produce avarii grave care sunt greu de remediat si necesita eforturi de

investitie importante la care se adauga toate inconvenientele legate de intreruperea

functionarii sistemului.

Statisticile si literatura de specialitate contin relativ putine date privind

ingineria seismica a constructiilor pentru transportul apei. Cu toate acestea practica a

aratat ca retelele edilitare sunt in general mai vulnerabile la actiunea seismica in

comparatie cu alte constructii.

Sensibilitatea lor la actiunea seismica se datoreaza faptului ca ele se desfasoara

pe zone extinse, cu o varietate mare a caracteristicilor fizico-mecanice ale terenurilor

in care sunt amplasate si in general in terenuri relativ slabe.

Gradul de vulnerabilitate ridicat al acestui gen de lucrari a condus la adoptarea

unor strategii specifice privind protectia acestor structuri la actiunea seismica.

O prima strategie porneste de la conceptul admiterii oricaror tipuri de avarii, cu

conditia ca ele sa nu puna in pericol vieti omenesti.

Aceasta strategie are din pacate numerosi sustinatori, existand parerea ca nu

este posibil si nu ar fi economic sa se previna avariile care pot surveni in timpul unui

cutremur puternic.

A doua strategie, mai rationala, are la baza conceptul admiterii unor avarii

controlate, care sa nu conduca la scoaterea totala din functiune a sistemului de

alimentare cu apa si canalizare, cu conditia ca, costurile necesare pentru remedierea

avariilor produse de cutremure sa nu depaseasca costul initial al investitiei necesare

prevenirii acestor avarii.

Adoptarea celei de a doua strategii este reclamata si de necesarul de apa sporit

in perioada imediat urmatoare a unui seism puternic, atat pentru consumul populatiei,

dar mai ales pentru stingerea incendiilor care se produc adesea dupa o miscare

seismica puternica.


92

Din experienta comportarii la actiunea seismica a retelelor de alimentare cu apa

urbane s-au desprins urmatoarele constatari mai importante:

degradari de amploare ale retelelor s-au inregistrat la cutremure de

intensitate mai mare de 8 MM;

natura terenului influenteaza comportarea, constatandu-se deteriorari mai

pronuntate in cazul terenurilor aluvionare si al pamanturilor afanate;

pozarea conductelor pe terenuri cu variatii mari ale proprietatilor fizico-

mecanice de-a lungul traseului, fara masuri suplimentare de protectie

antiseismica, conduce la inrautatirea comportarii la cutremur;

avarierea conductelor se produce prin:

rupturi transversale;

rupturi in zona imbinarilor rigide;

rupturi in zonele de rigidizare (masive de ancoraj, camine, fundatii de

cladiri);

smulgeri ale imbinarilor elastice.

cele mai multe avarii au suferit conductele la care traseul a coincis cu

directia de propagare a undelor seismice inregistrandu-se avarii tipice:

smulgerea capetelor tuburilor din mufe, distrugerea pieselor de legatura,

craparea transversala, strivirea locala a conductelor in zona de imbinare;

conductele de otel au rezistat cel mai bine la solicitari seismice, fiind urmate

de conductele din beton armat, beton armat precomprimat, mase plastice,

fonta, azbociment, beton simplu, bazalt artificial, materiale ceramice.

Multitudinea avariilor posibile, dar mai ales evitarea scoaterii totale din

functiune, impune respectarea unor masuri si recomandari de protectie antiseismica

pentru retelele edilitare, dupa cum urmeaza [18]:

alegerea unui traseu astfel incat fundarea sa se faca pe un teren cat mai bun;

evitarea traseelor prin terenuri abrupte, iar cand astfel de terenuri nu pot fi

evitate, sa se prevada masive de ancoraj echipate cu imbinari flexibile in

amonte si aval;

alegerea adancimii conductei astfel incat sa permita o interventie cat mai

usoara in caz de avarii;

evitarea umpluturilor de pamant care pot ceda la o eventuala miscare

seismica, producand avarierea conductelor;


93

verificarea calitatii fiecarui tub in parte si a pieselor de legatura, pozarea

tuburilor pe un pat amenajat bine compactat si rezemarea tuburilor pe un

unghi la centru de cel putin 600;

compactarea ingrijita in straturi de cca. 20-30 cm a umpluturilor din jurul si

de deasupra conductei, pana la nivelul terenului natural; gradul de

compactare trebuie sa fie de cel putin 95%;

evitarea amplasarii conductelor in vecinatatea taluzurilor, a malurilor

raurilor, plajelor, falezelor;

prevederea unor mansoane de expansiune in punctele de legatura a

conductelor cu constructiile rigide (camine, pereti, masive de ancoraj);

echiparea retelelor in asa fel incat eventualele avarii ivite intr-o zona sa

conduca la minimizarea intreruperii serviciului in zona afectata;

prevederea de imbinari flexibile la conductele de beton precomprimat la cca.

25-30 m, amplasate in zonele rectilinii ale traseului;

dimensionarea podurilor de conducte la solicitari seismice incadrate la o

categorie superioara cu o unitate zonei seismice a amplasamentului;

amplasarea caminelor pentru colectoarele mari in zone libere care nu pot fi

blocate de circulatie sau de eventualele cladiri ce pot fi avariate in caz de

cutremur;

legarea rigida a conductelor de aspiratie si refulare de peretii statiilor de

pompare pentru a preveni vibrarea lor diferita de cea a peretilor;

armarea transversala si longitudinala a conductelor din beton armat si beton

precomprimat luand in considerare eforturile provocate de actiunea seismica

si evitarea zonelor cu concentrari de eforturi;

in amplasamentele cu terenuri foarte slabe de fundare se recomanda

inlocuirea conductelor de beton armat cu conducte de otel protejat a caror

comportare este mult mai buna.

In general lucrarile subterane de transport al apei trebuie concepute dupa

geometrii simple, simetrice, cu distributii uniforme ale maselor si rigiditatilor, atat in

sectiune transversala cat si longitudinala, deoarece in zonele cu modificari bruste de

masa sau rigiditate sunt posibile concentrari de eforturi precum si aparitia unor

momente de torsiune importante.

De asemenea trebuie acordata o atentie deosebita asigurarii uniformitatii

compactarii in lungul traseului pentru a evita eforturile suplimentare din tasari

diferentiate.

Capitolul 4. Comportarea colectoarelor de canalizare la actiunea apelor uzate

94

4 Comportarea colectoarelor de canalizare la actiunea apelor uzate

Problemele comportarii retelelor de canalizare urbane la actiunea apelor uzate

(amestec de ape uzate menajere si ape uzate industriale partial epurate) sunt complexe

si agravate de o serie de factori care in sinteza pot fi definiti in urmatoarele:

conceptul constructiv al retelelor de canalizare a fost total deficitar:

executie din tuburi de beton simplu prefabricate cu rosturi la 1.0 m; in

putine cazuri colectoarele principale si generale au fost protejate luand in

consideratie dilutia;

dezvoltarea industriala pana in 1989 a avut ca obiect fundamental

productia fara analiza factorilor de mediu; practic toate statiile de pre-

epurare ale agentilor economici sunt deficitare;

nu a existat si nu s-a aplicat conceptul de risc in filosofia retelelor de

canalizare; exploatarea si intretinerea retelelor de canalizare s-a efectuat

cu dificultati, lipsa de utilaje, materiale si specialisti;

s-a considerat totdeauna ca apele uzate urbane nu sunt agresive.

Prezentul capitol isi propune sa analizeze pe baza datelor din literatura si a unor

cercetari efectuate "in situ" influenta apelor uzate descarcate de catre diferiti agenti

economici asupra colectoarelor existente din reteaua de canalizare, deoarece acesta

influenta este in directa concordanta cu durata de viata a colectorului.

4.1 Aspecte generale ale agresivitatii apei asupra betonului

Efectele distructive ale apei agresive asupra betonului depind de o serie de

factori [19] cum ar fi:

tipul de ciment utilizat si proprietatile sale fizico-chimice;

calitatea agregatelor betonului, proprietatile fizico-chimice si

granulometrice;

metoda folosita pentru prepararea betonului, raportul apa/ ciment,

dozajul de ciment, compactarea betonului si vechimea lui;

starea suprafetei expuse la apa agresiva;

compozitia si concentratia apei agresive.

Amploarea coroziunii mai poate fi influentata si de cativa factori fizici care pot

accelera, dar si intarzia degradarea:


95

viteza apei;

temperatura;

presiunea neuniforma a apei;

oxidarea.

Degradarea betonului intr-un mediu agresiv poate fi:

de tipul I – datorata levigarii oxidului de calciu liber;

de tipul II – coroziunea de schimb de compusi usor solubili;

de tipul III – coroziunea prin expansiune

Coroziunea de tipul I

In acest tip de coroziune intra toate procesele care apar in beton la interactiunea

acestuia cu mediul apos extern, care actioneaza prin dizolvare si extragerea partilor

componente solubile ale pietrei de ciment. Cea mai mare dezvoltare a proceselor de

coroziune de acest tip se observa la actiunea asupra betonului a apelor cu duritate

temporara mica si a apelor cu bioxid de carbon. Acestea dizolva hidroxidul de calciu,

existent in piatra de ciment, apoi hidrolizeaza hidrosilicatii si hidroaluminatii de

calciu daca apa nu ajunge la saturare. In cazul apelor bogate in bioxid de carbon

acestea transforma treptat ionii de calciu din piatra de ciment in carbonat de calciu

greu solubil. Daca actiunea continua, excesul de bioxid de carbon transforma

carbonatul de calciu in bicarbonat de calciu care este solubil.

Caracteristic pentru acest tip de coroziune este decalcifierea treptata a pietrei de

ciment si transformarea sa intr-un amestec de geluri hidratate, in care predomina

gelurile de bioxid de siliciu.

Coroziunea de tip II

In acest caz la interactiunea betonului cu mediul agresiv au lor reactii de

schimb intre partile componente ale pietrei de ciment si substantele dizolvate in apa

care au ca rezultat saruri amorfe putin solubile fara capacitati liante. In acest tip de

coroziune intra procesele de coroziune a betonului sub actiunea solutiilor de acizi,

saruri de magneziu, de amoniu, solutii de zahar, grasimi.


96

Coroziunea de tip III

In acest tip de coroziune se includ toate procesele de coroziune a betonului in

care produsii de reactie se acumuleaza si se cristalizeaza in porii si capilarele

betonului cu marire de volum. Intr-un anumit satadiu de dezvoltare a acestor procese,

cresterea formelor cristaline contribuie la aparitia tensiunilor interne, a deformarilor in

peretii exteriori si la distrugerea structurii in masa betonului. Acest fenomen poarta

denumirea de degradare prin expansiune.

Procesele distructive de aceasta natura se pot produce nu numai direct, ca

urmare a reactiilor dar si ca urmare a sarurilor din solutie, prin cristalizarea acestora in

piatra de ciment.

4.2 Efectul pH-ului asupra betonului

Apele uzate industriale pot actiona asupra tuburilor din beton atat prin valori

mici ale pH-ului (domeniu acid) cat si prin valori in domeniul bazic.

Coroziunea bazica

S-au pus in evidenta [19] doua tipuri de actiuni agresive ale bazelor:

o reactie directa de schimb cu componentii mineralogici ai pietrei de

ciment;

cristalizarea in pori (deosebit de grava in cazul udarii si uscarii

alternative).

Se intalnesc degradari determinate de baze in primul rand in industriile

chimice, unde se fabrica soda caustica (NaOH) si soda calcinata (Na2CO3). Lesiile

caustice in solutie diluata sunt inofensive asupra betonului, cimentul insusi fiind

foarte bazic dupa hidratare.

Rezistenta la baze este influentata de compozitia cimentului, cimenturile

feroportland avand rezistenta cea mai mare.

La betoanele complet cufundate intr-o solutie foarte bazica, coroziunea se

produce ca rezultat al dizolvarii continutului de silicat al liantului. Daca elementul din

beton este expus numai partial la solutia bazica, baza care se ridica in capilare se

carbonateaza si coroziunea se datoreaza fortelor de expansiune foarte puternice care

se dezvolta in timpul procesului de cristalizare.

Pe baza unor determinari experimentale specialistii au ajuns la urmatoarele

concluzii:


97

piatra de ciment se corodeaza intotdeauna cand este expusa la solutii de

soda caustica si gradul de coroziune este proportional cu concentratia

solutiei si timpul de expunere;

piatra de ciment este distrusa chiar daca suprafata ei este udata din timp

in timp cu solutie alcalina;

gradul de coroziune depinde de compozitia cimentului.

Coroziunea acida

Se stie ca betonul este distrus de acizi atunci cand acestia au o activitate

neintrerupta. Actiunea distructiva a acizilor depinde de natura acidului, concentratia

acestuia si natura produsilor de reactie.

Agresivitatea acida se manifesta pentru un pH < 6.5 si este determinata atat de

actiunea apelor naturale care contin acid sulfuric, acid sulfuros, acizi humici cat si de

actiunea apelor industriale sau reziduale prin actiunea unor solutii acide apoase sau

substante gazoase in prezenta umiditatii.

Sub actiunea acizilor anorganici continutul in CaO al pietrei de ciment se

transforma intr-un compus solubil. Prin reactia directa a solutiilor acide agresive

asupra produsilor de hidratare ai cimentului intarit se formeaza saruri de calciu

corespunzatoare si – la coroziune completa – geluri de acid silicic, hidroxid de

aluminiu, hidroxid de fier [19]. Actiunea de decalcifiere a acizilor depinde foarte mult

de solubilitatea sarurilor de calciu formate. Cand produsii de reactie sunt foarte putin

solubili, acestia pot forma un strat protector care incetineste sau chiar franeaza atacul

in profunzime.

Efectul acizilor organici asupra betoanelor consta, ca si in cazul acizilor

anorganici, in transformarea Ca(OH)2 din beton intr-un compus solubil sau greu

solubil. Dintre acizii organici, acidul acetic, acidul lactic si cel formic sunt

distrugatori, pe cand ceilalti sunt mai putin daunatori.

Intensitatea coroziunii acide este determinata de:

caracterul anionului care formeaza acidul;

concentratia ionilor de hidrogen;

solubilitatea sarii de calciu formata in urma reactiei; daca aceasta este

solubila atunci ea este levigata din beton de catre apa, iar daca este putin

solubila poate forma un strat protector pe suprafata betonului.


98

4.3 Agresivitatea sulfatica

La concentratii mari de ioni sulfat (SO42-

) in apa are loc degradarea betonului

datorita formarii de noi combinatii in structura acestuia, modificandu-i volumul si

provocand fisuri. Astfel de combinatii sunt hidrosulfoaluminatii de calciu (etringit) cu

formula 3CaO.Al2O3

.3CaSO4

.31H2O. Formarea hidrosulfoaluminatilor are loc prin

reactia ionilor SO42-

cu hidroaluminatii de calciu, conform reactiei:

4 CaO.Al2O3

.12H2O + 3CaSO4 + 20 H2O

3CaO.Al2O3

.3CaSO4

.31H2O + Ca(OH)2 (4.1)

Se considera ca volumul betonului creste de 2.5 ori.

La continut de ioni SO42-

peste 1000 mg/l si solutie saturata in Ca(OH)2 apar

sulfati de calciu de tipul CaSO42H2O.

Factori care atenueaza agresivitatea solutiilor sulfatice

Acesti factori se refera in primul rand, la natura si compozitia cimenturilor

utilizate in betoanele care sunt exploatate in medii agresive sulfatice. Alegerea unui

ciment adecvat, reduce la minimum posibilitatile de interactiune cu sulfatii din mediul

agresiv. Astfel, prin utilizarea unui ciment cu continut redus de C3A, se diminueaza

volumul reactiilor dintre hidroaluminatii de calciu si sarea sulfatica din mediul

agresiv, reactii in urma carora rezulta o crestere a volumului fazei solide de peste 2

ori.

Utilizarea de cimenturi cu adaosuri de zgura de furnal sau puzzolane,

presupune un continut sensibil mai mic de Ca(OH)2 in cimentul hidratat. Efectul

adaosurilor din cimentul portland se manifesta in doua directii:

reactionand cu Ca(OH)2, micsoreaza disponibilitatea acestuia de a reactiona

cu sulfatii;

pe de alta parte, comparativ cu un ciment portland fara adaos, acelasi

continut de ciment cu adaos la m3 de beton, conduce la formarea unei

cantitati mai mici de Ca(OH)2 (continutul de clincher portland in ciment

fiind mai mic).

Corelatiile care se stabilesc intre natura liantului si gradul de agresivitate

trebuie facute tinandu-se seama de natura cationilor constituenti ai solutiilor agresive

si de concentratia diferita a acestora. Efectele agresive ale solutiilor sulfatice care prin

interactii cu produsii de hidratare ai cimentului portland conduc la formarea unor

hidroxizi insolubili, trebuie deosebite de efectele agresive ale solutiilor sulfatice care


99

determina formarea unor hidroxizi solubili. In primul caz, hidroxizii metalici

insolubili, care se depun, au un rol protector, prin faptul ca stratul de colmatare format

la suprafata betonului intarit, impiedica patrunderea in interiorul sau a sarurilor

agresive [19].

Rolul protector atribuit hidroxizilor metalici insolubili este limitat de natura

cimentului intarit. Astfel, in cazul cimenturilor belitice sau cu adaosuri, se constata o

scadere a stabilitatii betonului intarit, paralel cu cresterea concentratiei solutiilor

agresive, de tipul celor de CaSO4 sau MgSO4. O explicatie a acestui fenomen poate fi

aceea ca, asemanator cazului solutiilor de saruri de magneziu, in procesul de

hidratare-hidroliza a acestor cimenturi se elibereaza o cantitate mica de Ca(OH)2. Din

acest considerent, stratul de M(OH)x insolubil este afanat, deci usor penetrabil de catre

solutia agresiva. De asemenea, s-a constatat ca cu cat modulul de alumina este mai

mare si cel de silice mai mic, cu atat efectul protector al depunerilor de M(OH)x va fi

mai mic.

Efectele agresive ale solutiilor sulfatice ale caror cationi formeaza hidroxizi

solubili, asupra cimentului intarit, sunt direct proportionale cu cresterea concentratiei

solutiei agresive, depinzand, de asemenea, de natura cimentului. Experimental, s-a

demonstrat existenta unei dependente intre intensitatea coroziunii si potentialul ionic

al cationilor metalici constituenti ai sarurilor sulfatice. Astfel, cresterea potentialelor

ionice determina o scadere a bazicitatii cationilor, deci o scadere a solubilitatii

hidroxizilor corespunzatori, acest fapt presupunand intensificarea reactiilor [19]:

Ca(OH)2 + MSO4 OH2 M(OH)2 + CaSO4

.2H2O (4.2)

Ca(OH)2 + M2SO4 OH2 2MOH + CaSO4

.2H2O (4.3)

Intensificarea acestor prime reactii are consecinte atat asupra reactiilor

ulterioare, cat si asupra proceselor insotite de expansiune.

Comportamente cu totul particulare au nu numai sulfatii cu cationi ce formeaza

hidroxizi insolubili, inerti, ci si alti compusi, precum sulfatul de amoniu, gazele

sulfuroase etc. Sulfatul de amoniu exercita o agresivitate foarte intensa, deoarece el

formeaza cu hidroxidul de calciu-ghips si amoniac, coroziunea sulfatica asociindu-se

in acest caz coroziunii data de amoniac. Gazele sulfuroase (SO2, SO3, H2S), in

atmosfera umeda, prin oxidare formeaza H2SO4, care cumuleaza in actiunea sa

agresivitatea acida cu cea sulfatica. In general, atacul sulfatic este necesar sa fie

corelat cu atacul acid.


100

4.4 Agresivitate magneziana

Continutul ridicat de ioni magneziu (Mg2+

) accentueaza agresivitatea sulfatica

datorita reactiei MgSO4 cu varul, formand un depozit sfaramicios (amorf) de hidroxid

de magneziu (Mg(OH)2) si sulfat de calciu hidratat (CaSO4.2H2O), conform reactiei:

MgSO4 + Ca(OH)2 + 2H2O Mg(OH)2 + CaSO4.2H2O (4.4)

Deoarece Mg(OH)2 are o solubilitate mai mica decat Ca(OH)2 in porii

betonului se formeaza depuneri amorfe de Mg(OH)2.

Conform normelor germane DIN 4030, clasificarea agresivitatii apei este

functie de pH, CO2 agresiv, amoniu (NH4+), magneziu (Mg

2+), sulfati (SO4

2-) (Tabel

4.1).

Tabel 4.1. Tipuri de agresivitate in functie de agentii agresivi (DIN 4030).

Indicatorul Apa usor agresiva Apa puternic agresiva Apa foarte agresiva

pH 6,5 ... 5,5 5,5 ... 4,5 sub 4,5

CO2 agresiv, mg/l 15 ... 30 30 ... 60 peste 60

NH4+, mg/l 15 ... 30 30 ... 60 peste 60

Mg2+, mg/l 100 ... 300 300 ... 1500 peste 1500

SO42-, mg/l 200 ... 600 600 ... 2500 peste 2500

4.5 Coroziunea cauzata de apa uzata industriala

Apele industriale pot contine acizi, saruri si baze in concentratii cu mult

superioare celor din apele naturale, prin urmare si efectul lor este mai pronuntat.

Substantele si produsele secundare care insotesc activitatile industriale si

actioneaza asupra constructiilor din beton sunt:

apele cu continut de ghips cum sunt cele folosite la racirea zgurii si

cenusii de carbune;

sarurile de amoniu;

acidul azotic, clorhidric, sulfuric si sarurile acestora cu magneziu, fier,

aluminiu, zinc;

clorul si bromul;

sarurile acidului sulfuric si sarurile de magneziu;

hidrogenul sulfurat si bioxidul de sulf gazos;

grasimile animale si vegetale, uleiuri minerale.


101

4.5.1 Consideratii privind agresivitatea unor reziduri industriale

Gradul de coroziune este influentat atat de compozitia apei care vine in contact

cu acesta cat si de factori fizici (viteza apei, presiunea neuniforma a acesteia,

suprafata de evaporare, ascensiunea capilara).

Problemele legate de agresivitatea apelor industriale sunt foarte complexe

deoarece factorii agresivi prezenti in apa, pe langa actiunea lor individuala, pot

determina, prin efectul sinergic, o amplificare a actiunii distructive [20].

Avand in vedere multitudinea parametrilor care intervin in asfel de cazuri,

aprecierea gradului de agresivitate a apelor asupra betoanelor cu care vin in contact

necesita o analiza complexa pe baza unor determinari experimentale.

Reziduurile instalatiilor care produc acid sulfuric, azotic, clorhidric contin acizi

minerali liberi si sunt extrem de agresive. Betonul de la astfel de fabrici poate fi atacat

chiar si de produsele gazoase.

Apele reziduale de la rafinariile de zahar contin substante bogate in zahar ca

sunt agresive.

In intreprinderile de industrializarea laptelui sunt agresive reziduurile si

hidrogenul sulfurat care se degaja in procesul de fermentatie.

Reziduurile de la tabacarie contin hidrogen sulfurat, sulfuri si alte saruri

precum si substante organice. In acest caz coroziunea este provocata atat de apa cat si

de gaze.

Reziduurile care provin de la prelucrarea materialelor fibroase (textile) contin

hidrogen sulfurat, au reactie acida si sunt agresive.

Reziduurile de la prelucrarea lanii contin hidrogen sulfurat si sunt agresive;

Atelierele de galvanoplastie (nichelaj, zincuire, cositorire) dau reziduuri foarte

agresive prin continutul de acizi liberi si saruri de nichel si staniu.

4.5.2 Degradarea betonului in contact cu apele uzate datorita hidrogenului sulfurat

Distrugerea betonului de ciment Portland in apa uzata este rezultatul

mecanismelor descrise anterior, prin formarea acidului sulfuric ca rezultat al activitatii

bacteriene si prin prezenta sulfatilor [21].

Atacul acid, in acest caz depinde de formarea hidrogenului sulfurat.


102

Formarea hidrogenului sulfurat

Apele uzate provenind din industria alimentara contin proteine animale si

vegetale, aminoacizi, compusi organici si anorganici cu sulf. In conditii anaerobe,

biofilmul dezvoltat pe componentele retelei de canalizare contine bacterii sulfo-

reducatoare ca Desulfovibrio si Desulfotomaculum. Aceste bacterii reduc sulfatii la

sulfuri. Sulfurile produse difuzeaza in efluent. In functie de gradul de oxigenare al

efluentului sunt posibile doua cai:

daca apa contine suficient oxigen, sulfurile sunt reoxidate la sulfat si

agresivitatea este de tip sulfatic;

daca apa contine cantitati foarte mici de oxigen (<0.1 mg/l), sulfurile

sunt numai partial oxidate si in unctie de pH-ul apei conduc la hidrogen

sulfurat.

In solutie apoasa hidrogenul sulfurat se poate transforma in acid sulfuros care

ataca direct materialele retelei de canalizare sau poate exista in faza gazoasa deasupra

apei in colector. Viteza cu care aceste procese au loc depinde de pH-ul efluentului; la

valori ale pH-ului peste 8 riscul de distrugere a retelei datorita hidrogenului sulfurat

este minim.

Alti parametrii care influenteaza eliberarea hidrogenului sulfurat in atmosfera

sunt: temperatura si turbulenta locala.

Temperatura are un dublu rol:

influenteaza dezvoltarea microorganismelor responsabile de producerea

sulfurilor (cresterea temperaturii favorizeaza dezvoltarea bacteriilor

sulfo-reducatoare si accelereaza consumarea oxigenului de catre

bacteriile aerobe prezente in efluent;

influenteaza solubilitatea hidrogenului sulfurat (aceasta scade cu

cresterea temperaturii).

Oxidarea acidului sulfuros la acid sulfuric

Hidrogenul sulfurat eliberat din efluent condenseaza pe peretii umezi ai retelei

de canalizare. Prin dizolvarea gazului in pelicula de apa care acopera peretii rezulta

acid sulfuros.

Carbonatarea peretilor din beton ai retelei, avand drept consecinta reducerea

pH-ului permite dezvoltarea populatiilor bacteriene care transforma acidul sulfuros in

acid sulfuric [21].


103

Oxidarea H2S la H2SO4 se realizeaza in prezenta bacteriilor Thiobacillus

conform relatiei:

H2S + 2 O2 → SO42-

+ 2 H+ (4.5)

Acesti bacili se dezvolta progresiv in functie de pH-ul betonului:

la pH<8 se dezvolta specia Thiobacillus neapolitanus care conduce la

reducerea pH-ului superficial prin formarea acidului sulfuric;

la pH<6 se dezvolta Thiobacillus thiooxidans care conduce la coroziune

si la scaderea pH-ului pana la valori de 1.

Pe langa efectele datorate atacului acid se adauga efectele datorate ionului

sulfat care conduce la formare de etringit cu volum mare si de aici distrugerea

betonului prin expansiune.

4.5.2.1 Deteminari experimentale

In vederea caracterizarii gradului de agresivitate exercitat de apele uzate asupra

tuburilor de canalizare au fost efectuate cercetari in cadrul UTCB [24], Catedra de

Inginerie Sanitara si Protectia Apelor. Cercetarile efectuate au fost axate pe doua

directii:

evaluarea gradului in care mediul agresiv afecteaza piatra de ciment, prin

determinarea coeficientului de stabilitate pe probe din mortar;

stabilirea tipului si a intensitatii agresivitatii exercitate de apele uzate asupra

betonului.

Metoda coeficientului de stabilitate pe epruvete din mortar consta din

expunerea unor probe din mortar (de 10x10x30mm) in mediul agresiv, in vederea

stabilirii, prin comparatie, a gradului in care mediul agresiv afecteaza piatra de

ciment. Comparatia se face cu o serie de probe martor, de aceeasi compozitie,

mentinute intr-un mediu neagresiv, pe aceeasi perioada de timp.

Au fost realizate cate doua serii de probe din mortar pentru fiecare din cele trei

sectiuni ale retelei de canalizare considerate, fiind expuse in doua zone diferite ale

fiecarei sectiuni.

Probele din mortar au fost realizate conform metodelor standardizate (STAS

2633-76), avand in compozitie doua cimenturi portland. In total au fost realizate 220

probe (cifra include si probele martor). Criteriul de stabilitate la actiunea mediului


104

agresiv a pietrei de ciment, il constituie valoarea coeficientului de stabilitate, definit

prin relatia:

na

nsn

R

RK (4.6)

in care:

Kn este coeficientul de stabilitate la varsta de n luni;

Rns este rezistenta medie la intindere din incovoiere, dupa n luni de pastrare

a probelor in mediu agresiv;

Rna este rezistenta medie la intindere din incovoiere, dupa n luni de pastrare

a probelor in mediu neagresiv.

Daca valoarea coeficientului de stabilitate este mai mare de 0.9, piatra de

ciment este stabila la mediul agresiv. Cu cat aceasta valoare este mai mica, cu atat

gradul de instabilitate este mai mare.

La turnarea probelor s-au utilizat doua cimenturi, dupa cum urmeaza: un ciment

portland cu adaos de zgura, notat cu C1 si un ciment portland fara adaos, C2.

In tabelele si in figurile urmatoare sunt prezentate caracteristicile chimice,

fizice si mecanice ale cimenturilor considerate. Pentru o caracterizare cat mai

completa a cimenturilor s-au facut teste de repetabilitate a rezultatelor, care apoi au

fost prelucrate statistic. Prin calculul statistic si probabilistic au fost determinati patru

parametri, dupa cum urmeaza:

1. Media aritmetica: n

x

x

n

i

i

m

1 (4.7)

unde: xi = valoarea obtinuta pentru fiecare determinare efectuata

n = numarul de determinari

2. Abaterea medie patratica:

2

12

1

n

xx

s

mi

(4.8)

3. Coeficientul de variatie:

100mx

sV (4.9)


105

4. Limita de incredere:

12

1

1

nt

n

s (4.10)

tn-1 este o valoare extrasa din tabelul distributiei Student.

Tabel 4.2. Caracteristici chimice ale cimentului C1 - determinari de repetabilitate [24].

Numar

proba

COMPOZITIA CHIMICA

P.C. SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 CaO

liber

Ins. in

HCl

Na2O K2O TiO2 Cl-

% % % % % % % % % % % % %

1 2.00 19.28 6.15 4.26 60.95 1.38 3.80 0.22 0.66 0.51 0.91 0.32 0.003

2 1.92 19.35 6.15 4.26 61.02 1.36 3.80 0.21 0.74 0.52 0.91 0.32 0.003

3 1.85 19.29 6.20 4.22 61.07 1.54 3.80 0.21 0.70 0.53 0.91 0.34 0.003

4 1.88 19.27 6.16 4.24 61.06 1.48 3.82 0.21 0.68 0.52 0.90 0.31 0.003

5 1.72 19.34 6.22 4.28 61.15 1.44 3.77 0.21 0.71 0.51 0.93 0.31 0.003

6 1.71 19.30 6.19 4.25 61.11 1.55 3.73 0.21 0.66 0.53 0.93 0.34 0.003

7 1.75 19.29 6.20 4.26 61.15 1.44 3.82 0.21 0.71 0.52 0.92 0.33 0.003

8 1.77 19.40 6.12 4.23 61.05 1.49 3.80 0.22 0.70 0.51 0.92 0.35 0.003

9 1.78 19.21 6.28 4.25 61.25 1.49 3.70 0.21 0.66 0.51 0.93 0.33 0.003

10 1.73 19.26 6.28 4.24 61.26 1.40 3.71 0.21 0.66 0.52 0.93 0.33 0.003

N 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x med. 1.81 19.30 6.20 4.25 61.11 1.46 3.78 0.21 0.69 0.52 0.92 0.33 0.003

s 0.10 0.05 0.05 0.02 0.10 0.06 0.05 0.00 0.03 0.01 0.01 0.01 0.000

V (%) 5.38 0.27 0.87 0.41 0.16 4.42 1.20 1.99 4.10 1.52 1.20 4.01 0.000

0.11 0.06 0.06 0.02 0.11 0.07 0.05 0.00 0.03 0.01 0.01 0.01 0.000

x min. 1.71 19.21 6.12 4.22 60.95 1.36 3.70 0.21 0.66 0.51 0.90 0.31 0.003

x max.. 2.00 19.40 6.28 4.28 61.26 1.55 3.82 0.22 0.74 0.53 0.93 0.35 0.003

Lmin. s 1.71 19.25 6.14 4.23 61.01 1.39 3.73 0.21 0.66 0.51 0.91 0.31 0.003

L max.s 1.91 19.35 6.25 4.27 16.21 1.52 3.82 0.22 0.72 0.53 0.93 0.34 0.003

L min. a 1.62 19.19 6.09 4.21 60.91 1.33 3.68 0.20 0.63 0.50 0.90 0.30 0.003

L max. a 2.01 19.41 6.30 4.28 61.30 1.59 3.87 0.22 0.74 0.53 0.94 0.35 0.003

N inf. s 1 1 1 2 1 2 2 0 0 4 1 2 0

N sup. s 2 1 2 1 2 2 0 2 1 2 0 1 0

N inf. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N sup. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N’ 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x’ med. 1.81 19.30 6.20 4.25 61.11 1.46 3.78 0.21 0.69 0.52 0.92 0.33 0.003

s’ 0.10 0.05 0.05 0.02 0.10 0.06 0.05 0.00 0.03 0.01 0.01 0.01 0.000

V’ (%) 5.38 0.27 0.87 0.41 0.16 4.42 1.20 1.99 4.10 1.52 1.20 4.01 0.000

’ 0.11 0.06 0.06 0.02 0.11 0.07 0.05 0.00 0.03 0.01 0.01 0.01 0.000


106

Tabel 4.3. Caracteristici chimice ale cimentului C2 - determinari de repetabilitate [24].

Numar

proba

COMPOZITIA CHIMICA

P.C. SiO2 Al2O3 Fe2O3 CaO MgO SO3 CaO

liber

Ins. in

HCl

Na2O K2O TiO2 Cl-

% % % % % % % % % % % % %

1 5,41 20,48 5,80 2,55 60,20 1,28 2,25 1,07 1,55 0,37 0,79 0,33 0,004

2 5,38 20,46 5,84 2,61 60,46 1,32 2,25 1,06 1,70 0,39 0,80 0,33 0,004

3 5,40 20,47 5,87 2,62 60,52 1,32 2,26 1,07 1,60 0,37 0,79 0,33 0,004

4 5,39 20,48 5,77 2,60 60,53 1,31 2,23 1,07 1,55 0,37 0,79 0,34 0,004

5 5,39 20,46 5,88 2,59 60,59 1,27 2,27 1,06 1,52 0,37 0,79 0,32 0,004

6 5,42 20,48 5,75 2,59 60,51 1,31 2,25 1,07 1,58 0,40 0,79 0,34 0,004

7 5,43 20,47 5,75 2,68 60,24 1,30 2,23 1,06 1,60 0,38 0,79 0,38 0,004

8 5,39 20,52 5,79 2,69 60,26 1,26 2,25 1,06 1,68 0,39 0,81 0,37 0,004

9 5,42 20,50 5,76 2,70 60,43 1,34 2,25 1,07 1,66 0,39 0,82 0,38 0,004

10 5,41 20,52 5,79 2,58 60,46 1,28 2,23 1,07 1,64 0,38 0,82 0,37 0,004

N 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x med. 5,40 20,48 5,80 2,62 60,42 1,30 2,25 1,07 1,61 0,38 0,80 0,35 0,004

s 0,02 0,02 0,05 0,05 0,14 0,03 0,01 0,01 0,06 0,01 0,01 0,02 0,000

V (%) 0,30 0,11 0,82 1,96 0,23 1,97 0,60 0,48 3,75 2,89 1,61 6,68 0,000

0,02 0,02 0,05 0,06 0,15 0,03 0,01 0,01 0,07 0,01 0,01 0,03 0,000

x min. 5,38 20,46 5,75 2,55 60,20 1,26 2,23 1,06 1,52 0,37 0,79 0,32 0,004

x max.. 5,43 20,52 5,88 2,70 60,59 1,34 2,27 1,07 1,70 0,40 0,82 0,38 0,004

Lmin. s 5,39 20,46 5,75 2,57 60,28 1,27 2,23 1,06 1,55 0,37 0,79 0,33 0,004

L max.s 5,42 20,51 5,85 2,67 60,56 1,32 2,26 1,07 1,67 0,39 0,81 0,37 0,004

L min. a 5,37 20,44 5,70 2,52 60,15 1,25 2,22 1,06 1,49 0,36 0,77 0,30 0,004

L max. a 5,44 20,53 5,90 2,72 60,69 1,35 2,27 1,08 1,73 0,40 0,82 0,40 0,004

N inf. s 1 2 2 1 3 2 3 4 1 0 0 1 0

N sup. s 1 2 2 3 1 1 1 0 2 1 2 2 0

N inf. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N sup. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N’ 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x’ med. 5,40 20,48 5,80 2,62 60,42 1,30 2,25 1,07 1,61 0,38 0,80 0,35 0,004

s’ 0,02 0,02 0,05 0,05 0,14 0,03 0,01 0,01 0,06 0,01 0,01 0,02 0,000

V’ (%) 0,30 0,11 0,82 1,96 0,23 1,97 0,60 0,48 3,75 2,89 1,61 6,68 0,000

’ 0,02 0,02 0,05 0,06 0,15 0,03 0,01 0,01 0,07 0,01 0,01 0,03 0,000


107

Figura 4.1. Distributia granulometrica a cimentului C1 [24].

Figura 4.2. Distributia granulometrica a cimentului C2 [24].


108

Tabel 4.4. Caracteristici fizice ale cimentului C1- determinari de repetabilitate [24].

Numar

proba

CARACTERISTICI FIZICE

Reziduul pe sita de

90 m

Masa volumica

Suprafata specifica

Consistenta standard

Timpul de priza

Stabilitate Inceput Final

% g/cm3 cm

2/g % minute minute mm

1 1,70 3,150 3705 27,20 180 255 0,0

2 1,70 3,140 3710 27,20 180 255 0,0

3 1,70 3,150 3700 27,20 180 255 0,0

4 1,80 3,140 3705 27,20 180 255 0,0

5 1,70 3,130 3710 27,20 180 255 0,0

6 1,70 3,150 3715 27,20 180 255 0,0

7 1,80 3,140 3700 27,20 180 255 0,0

8 1,70 3,160 3710 27,20 180 255 0,0

9 1,70 3,150 3715 27,20 180 255 0,0

10 1,70 3,140 3705 27,20 180 255 0,0

N 10 10 10 10 10 10 10

x med. 1,72 3,145 3707,50 27,20 180,00 255,00 0,00

s 0,04 0,01 5,40 0,00 0,00 0,00 0,00

V (%) 2,45 0,27 0,15 0,00 0,00 0,00 0,00

0,05 0,01 5,95 0,00 0,00 0,00 0,00

x min. 1,70 3,130 3700 27,2 180 255 0,0

x max.. 1,80 3,160 3715 27,2 180 255 0,0

Lmin. s 1,68 3,137 3702,10 27,20 180,00 255,00 0,00

L max.s 1,76 3,153 3712,90 27,20 180,00 255,00 0,00

L min. a 1,64 3,128 3696,70 27,20 180,00 255,00 0,00

L max. a 1,80 3,162 3718,30 27,20 180,00 255,00 0,00

N inf. s 0 1 2 0 0 0 0

N sup. s 2 1 2 0 0 0 0

N inf. a 0 0 0 0 0 0 0

N sup. a 0 0 0 0 0 0 0

N’ 10 10 10 10 10 10 10

x’ med. 1,72 3,145 3707,50 27,20 180,00 255,00 0,00

s’ 0,04 0,00 5,40 0,00 0,00 0,00 0,00

V’ (%) 2,45 0,00 0,15 0,00 0,00 0,00 0,00

’ 0,05 0,00 5,95 0,00 0,00 0,00 0,00


109

Tabel 4.5. Caracteristici fizice ale cimentului C2- determinari de repetabilitate [24].

Numar

proba

CARACTERISTICI FIZICE

Reziduul pe sita de

90 m

Masa volumica

Suprafata specifica

Consistenta standard

Timpul de priza

Stabilitate Inceput Final

% g/cm3 cm

2/g % minute minute mm

1 7,675 2,970 3236 25,20 120 225 0,0

2 7,675 2,970 3187 25,20 120 225 0,0

3 7,675 2,970 3309 25,20 120 225 0,0

4 7,675 2,970 3186 25,20 120 225 0,0

5 7,675 2,970 3236 25,20 120 225 0,0

6 7,675 2,940 3179 25,20 120 225 0,0

7 7,675 2,970 3236 25,20 120 225 0,0

8 7,675 2,970 3219 25,20 120 225 0,0

9 7,675 2,940 3175 25,20 120 225 0,0

10 7,675 3,000 3295 25,20 120 225 0,0

N 10 10 10 10 10 10 10

x med. 7,675 2,967 3225,80 25,20 120,00 225,00 0,0

s 0,00 0,02 47,06 0,00 0,00 0,00 0,00

V (%) 0,00 0,57 1,46 0,00 0,00 0,00 0,00

0,00 0,02 51,82 0,00 0,00 0,00 0,00

x min. 7,675 2,940 3175 25,2 120 225 0,0

x max.. 7,675 3,000 3309 25,2 120 225 0,0

Lmin. s 7,675 2,950 3178,74 25,20 120,00 225,00 0,00

L max.s 7,675 2,984 3272,86 25,20 120,00 225,00 0,00

L min. a 7,675 2,933 3131,69 25,20 120,00 225,00 0,00

L max. a 7,675 3,001 3319,91 25,20 120,00 225,00 0,00

N inf. s 0 2 1 0 0 0 0

N sup. s 0 1 2 0 0 0 0

N inf. a 0 0 0 0 0 0 0

N sup. a 0 0 0 0 0 0 0

N’ 10 10 10 10 10 10 10

x’ med. 7,675 2,967 3225,80 25,20 120,00 225,00 0,00

s’ 0,00 0,00 47,06 0,00 0,00 0,00 0,00

V’ (%) 0,00 0,00 1,46 0,00 0,00 0,00 0,00

’ 0,00 0,00 51,82 0,00 0,00 0,00 0,00


110

Tabel 4.6. Caracteristici mecanice ale cimentului C1- determinari de repetabilitate [24].

Numar

proba

CARACTERISTICI MECANICE

Masa Rezistenta la incovoiere Rezistenta la compresiune

1 zi 2 zile 7 zile 28 zile 1 zi 2 zi 7 zile 28 zile

g MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa

1 573,0 3,14 5,60 6,95 8,15 13,1 24,9 36,0 44,0

2 570,0 3,38 5,15 6,78 7,73 13,0 24,4 36,7 43,6

3 575,3 3,48 5,38 6,98 7,75 13,0 23,5 37,4 43,7

4 571,3 3,50 5,20 6,75 7,52 12,8 24,9 37,1 43,2

5 574,0 3,54 5,52 7,12 8,45 12,6 24,2 37,6 43,3

6 571,3 3,50 4,87 6,92 7,40 12,8 24,4 36,9 43,9

7 574,0 3,54 5,20 6,63 8,20 12,6 24,4 36,7 44,0

8 573,0 3,48 4,87 6,78 7,50 13,0 23,9 36,2 42,2

9 570,0 3,14 5,20 6,10 8,10 13,1 23,7 37,0 43,0

10 575,3 3,38 5,28 6,25 7,75 13,0 24,2 36,2 42,6

N 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x med. 572,72 3,41 5,23 6,73 7,86 12,90 24,25 36,78 43,35

s 1,99 0,15 0,24 0,32 0,35 0,19 0,46 0,53 0,61

V (%) 0,35 4,45 4,57 4,81 4,46 1,46 1,90 1,44 1,41

2,19 0,17 0,26 0,36 0,39 0,21 0,51 0,58 0,67

x min. 570,0 3,14 4,87 6,10 7,40 12,6 23,5 36,0 42,2

x max.. 575,3 3,54 5,60 7,12 8,45 13,1 24,9 37,6 44,0

Lmin. s 570,73 3,26 4,99 6,40 7,50 12,71 23,79 36,25 42,74

L max.s 574,71 3,56 5,47 7,05 8,21 13,09 24,71 37,31 43,96

L min. a 568,74 3,10 4,75 6,08 7,15 12,52 23,33 35,72 42,13

L max. a 576,70 3,71 5,71 7,37 8,56 13,28 25,17 37,84 44,57

N inf. s 2 2 2 2 2 2 2 3 2

N sup. s 2 0 2 1 1 2 2 2 2

N inf. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N sup. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N’ 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x’ med. 572,72 3,41 5,23 6,73 7,86 12,90 24,25 36,78 43,35

s’ 1,99 0,15 0,24 0,32 0,35 0,19 0,46 0,53 0,61

V’ (%) 0,35 4,45 4,57 4,81 4,46 1,46 1,90 1,44 1,41

’ 2,19 0,17 0,26 0,36 0,39 0,21 0,51 0,58 0,67


111

Tabel 4.7. Caracteristici mecanice ale cimentului C2- determinari de repetabilitate [24].

Numar

proba

CARACTERISTICI MECANICE

Masa Rezistenta la incovoiere Rezistenta la compresiune

1 zi 2 zile 7 zile 28 zile 1 zi 2 zi 7 zile 28 zile

g MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa MPa

1 581,1 2,07 3,39 5,98 7,45 7,3 14,4 28,5 38,5

2 579,4 1,97 3,37 6,00 7,49 7,6 13,8 29,3 39,5

3 581,3 2,06 3,40 6,10 7,50 7,2 14,2 28,9 39,1

4 579,9 1,96 3,37 5,87 7,44 7,3 14,4 28,8 38,9

5 581,3 1,81 3,34 5,85 7,49 7,1 14,5 29,2 39,4

6 579,1 2,03 3,34 5,99 7,52 7,5 14,4 28,6 38,7

7 580,5 1,92 3,36 5,97 7,46 7,1 14,4 28,4 38,4

8 579,8 1,86 3,38 5,78 7,52 7,2 13,9 27,8 38,2

9 581,4 1,94 3,39 6,00 7,45 7,4 13,8 29,2 39,3

10 579,2 1,95 3,40 6,12 7,42 7,3 14,2 28,3 38,4

N 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x med. 580,30 1,96 3,37 5,97 7,47 7,30 14,20 28,70 38,84

s 0,93 0,08 0,02 0,11 0,03 0,16 0,27 0,47 0,47

V (%) 0,16 4,23 0,66 1,78 0,46 2,24 1,91 1,65 1,20

1,02 0,09 0,02 0,12 0,04 0,18 0,30 0,52 0,51

x min. 579,1 1,81 3,34 5,78 7,42 7,1 13,8 27,8 38,2

x max.. 581,4 2,07 3,40 6,12 7,52 7,6 14,5 29,3 39,5

Lmin. s 579,37 1,87 3,35 5,86 7,44 7,14 13,93 28,23 38,37

L max.s 581,23 2,04 3,40 6,07 7,51 7,46 14,47 29,17 39,31

L min. a 578,44 1,79 3,33 5,75 7,40 6,97 13,66 27,75 37,91

L max. a 582,16 2,12 3,42 6,18 7,54 7,63 14,74 29,65 39,77

N inf. s 2 2 2 2 1 2 3 1 1

N sup. s 3 2 2 2 2 2 1 3 2

N inf. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N sup. a 0 0 0 0 0 0 0 0 0

N’ 10 10 10 10 10 10 10 10 10

x’ med. 580,30 1,96 3,37 5,97 7,47 7,30 14,20 28,70 38,84

s’ 0,93 0,08 0,02 0,11 0,03 0,16 0,27 0,47 0,47

V’ (%) 0,16 4,23 0,66 1,78 0,46 2,24 1,91 1,65 1,20

’ 1,02 0,09 0,02 0,12 0,04 0,18 0,30 0,52 0,51

La confectionarea probelor s-a utilizat nisip normal monogranular ( =

0,315…0,50 mm), nereactiv fata de alcaliile din ciment. Conditiile tehnice de calitate

pe care trebuie sa le indeplineasca nisipul utilizat sunt prezentate in tabelul urmator.


112

Tabel 4.8. Conditii tehnice de calitate pentru nisipul utilizat.

Caracteristica Conditii de admisibilitate

Bioxid de siliciu (SiO2), (%, min.) 98,5

Parti levigabile, (%, max.) 0,10

Pierdere la calcinare a nisipului uscat (P.C.), (%, max.) 0,25

Umiditate, (%, max.) 0,50

Granulozitate rest pe sita de 0315, (%, min.) 97

rest pe sita de 05 Nu se admite

Mortarul preparat conform STAS 2633-76 este turnat intr-o matrita din otel

inoxidabil, cu piston. Dupa umplerea matritei si indepartarea surplusului de mortar,

matrita este asezata pe platanul unei prese si mortarul este comprimat prin intermediul

pistonului matritei pana la o incarcare de 3000 N, care este mentinuta timp de cinci

secunde. Probele sunt scoase din matrita si mentinute timp de 242 ore in aer umed,

dupa care, sunt mentinute timp de 27 zile in apa potabila, pentru intarirea preliminara.

La terminarea perioadei de intarire preliminara, regimul de pastrare a probelor

s-a diferentiat, conform destinatiei lor:

seriile martor (formate din 12 probe) s-au pastrat in continuare in apa

potabila;

celelalte serii (formate tot din 12 probe) au fost introduse in mediu agresiv.

Dupa trecerea perioadei stabilite de pastrare in mediu agresiv, probele sunt

supuse incercarilor de rezistenta la intindere din incovoiere cu ajutorul aparatului de

tip Kühl.

Rezistenta la intindere din incovoiere se calculeaza cu formula:

3

16

h

Gli in care: (4.11)

G - greutatea vasului cu alice, in N;

l1 - lungimea bratului parghiei, in mm;

l2 - distanta intre punctele de reazem ale epruvetei, in mm;

h - latura sectiunii epruvetei.

Rezistenta la intindere din incovoiere se calculeaza ca medie a celor 12

rezultate, eliminandu-se rezultatele care difera cu mai mult de 10% fata de valoarea

medie. Coeficientul de stabilitate se exprima ca raportul intre rezistenta medie la

intindere din incovoiere a epruvetelor mentinute in solutie agresiva si rezistenta medie

la intindere din incovoiere a epruvetelor martor.

Rezultatele obtinute au pus in evidenta cele ce urmeaza.


113

S-a putut constata vizual, prin examinarea suprafetelor acestora si masurarea

variatiilor dimensionale schimbarea geometriei probelor amplasate in diferite sectiuni

ale retelei de canalizare a Municipiului Pitesti. In functie de caracteristicile agresive

ale mediului in care au fost mentinute seriile de probe din mortar, s-au obtinut

urmatoarele rezultate:

seriile de probe care au stat in sectiunea NOVATEX-VINALCOOL au

prezentat schimbari ale geometriei probelor, manifestate prin rotunjiri ale

muchiilor si colturilor;

seriile de probe care au stat in sectiunea ALPROM au prezentat schimbari

severe ale geometriei probelor, inregistrandu-se pierderi de volum de pana la

25% (de la volumul initial al unei probe de 3 cm3

s-a ajuns la un volum de

2,25 cm3), constatandu-se, totodata, si schimbari majore ale aspectului

exterior, probele fiind intens colorate in cenusiu-inchis;

seriile de probe care au stat in sectiunea CALEA DEPOZITELOR-

GYPSTAR au prezentat schimbari ale geometriei probelor, manifestate prin

rotunjiri ale muchiilor si colturilor;

seriile de probe care au stat in sectiunile: ROLAST, Statia pompare

intermediara si ARGESEANA nu au prezentat modificari importante ale

geometriei probelor, schimbari inregistrandu-se in privinta culorii acestora.

Determinarile coeficientul de stabilitate, calculat conform relatiei (4.6)

prezentata anterior pun in evidenta:

coeficientul de stabilitate al seriilor de probe care au intrat in contact cu

apele deversate de NOVATEX-VINALCOOL a prezentat o valoarea medie

de 0,89 (piatra de ciment este stabila in mediul agresiv daca valoarea

coeficientului de stabilitate este mai mare de 0,9);

pentru seriile de probe care au intrat in contact cu apele deversate de

ALPROM coeficientul de stabilitate nu a putut fi calculat, deoarece

pierderile de volum, cauzate de mediul puternic agresiv au fost atat de mari,

incat nu a fost posibila masurarea rezistentei la intindere din incovoiere;

coeficientul de stabilitate al seriilor de probe care au intrat in contact cu

apele deversate in sectiunea calea depozitelor-Gypstar a prezentat o valoarea

medie de 0,89;

coeficientul de stabilitate pentru probele care au intrat in contact cu apele

deversate in sectiunile ROLAST, Statia pompare intermediara si

ARGESEANA a prezentat urmatoarele valori medii, in ordinea enumerarii

lor: 0,92; 0,94 si respectiv 0,93.


114

In perioada mentinerii probelor in diferite sectiuni ale retelei de canalizare a

municipiului Pitesti au fost recoltate probe de apa la diferite intervale de timp pentru

evaluarea gradului si tipului de agresivitate asupra betonului conform STAS 3349/1 -

83. Betoane de ciment. Prescriptii pentru stabilirea gradului de agresivitate a apei.

In tabelele urmatoare sunt centralizate rezultatele analizelor chimice obtinute

pentru probele de apa uzata recoltate din sectiunile in care au fost amplasate

microprobele de mortar. In perioada mentinerii probelor in reteaua de canalizare au

fost analizati numai indicatorii care confera apei caracter agresiv asupra betonului

conform STAS 3349/1 – 83.

Tabel 4.9. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea NOVATEX-VINALCOOL. Nr. crt. pH SO4

2- HO

- CO3

2- HCO3

- Mg

+2 NH4

+ CO2 liber

1 11,70 430 272 60 0 117,25 8,82 0

2 12,14 - - - - - 7,7 0

3 11,29 100 3,4 288 0 224,56 2,55 0

4 11,24 75 0 300 30,5 4,66 1,30 0

5 11,55 50 807,5 0 0 9,46 4,05 0

6 11,45 70 255 120 0 98,28 3,96 0

7 12,21 92 0 1.800 0 118,74 4,42 0

8 10,02 65 270 58 0 95,39 5,82 0

9 12,23 500 0,51 0 0 141,6 2,53 0

10 12,01 250 0,17 1.500 0 93,9 7,18 0

11 7,78 70 0 0 134,2 7,48 12,38 1,1

12 12,04 235 0,377 228 0 11,77 4,09 0

13 7,60 43 0 0 115,9 8,47 9,81 2

14 12,49 16 1,02 600 0 28,48 8,93 0

Variatiile valorilor in timp, pentru indicatorii analizati, sunt prezentate in

graficele din figurile urmatoare.

Se observa variatii ale concentratiei de sulfati de la 50 la 500 mg/l ajungandu-se

la limita agresivitatii sulfatice intense. Limita maxima a concentratiei de sulfati la

descarcarea in reteaua de canalizare este de 400 mg/l conform NTPA 002 ceea ce

corespunde unei agresivitati sulfatice slabe.

Concentratia de oxizi alcalini prezinta variatii intre 0 si 800 mg/l. Conform

STAS 3349/1-83 la concentratii mai mari de 10 mg OH-/l apa prezinta agresivitate

datorata oxizilor alcalini. Coreland cu pH-ul in 90% din cazuri se inregistreaza o

depasire a valorii maxim admise pentru pH la descarcarea in reteaua de canalizare

oraseneasca conform NTPA 002 (Figura 4.4).


115

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 20 40 60 80 100

(% din numărul de valori)

Su

lfa

ti (

mg

/l)

0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

500

0 2 4 6 8 10 12 14 16

NTPA 002

Variaţia în timp

Curba de durata

7

8

9

10

11

12

13

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

(% din numărul de determinări)

pH

7

8

9

10

11

12

13

0 5 10 15

NTPA 002

Curba de durata

Variaţia în timp

Figura 4.3. Evolutia concentratiei de sulfati pentru apa uzata in sectiunea Novatex [24].

Figura 4.4. Variatia pH-ului in perioada experimentarilor in sectiunea Novatex [24].

Concentratia de magneziu a ajuns in perioada experimentului la concentratii de

150 – 200 mg/l ceea ce inseamna agresivitate magneziana slaba.

Este de remarcat faptul ca acesti factori actioneaza simultan amplificand efectul

de distrugere a betonului.


116

0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100


Ma

gn

eziu

(m

g/l)

0

50

100

150

200

250

0 2 4 6 8 10 12 14 16

Variaţia în timp

Curba de durata

Figura 4.5. Evolutia concentratiei de magneziu pentru apa uzata in sectiunea Novatex [24].

Caracteristicile de calitate ale apei deversate de ALPROM in reteaua de

canalizare a municipiului Pitesti sunt prezentate in tabelul urmator. Se observa ca in

majoritatea cazurilor pH-ul apei este sub 4.5 ceea ce inseamna agresivitate acida

foarte intensa si depasirea limitei admise la evacuarea in reteaua de canalizare

oraseneasca (pH = 6,5 conform NTPA 002).

In acelasi timp concentratia de sulfati si amoniu corespunde domeniului de

agresivitate slaba sau intensa. Factorii agresivi mentionati actioneaza simultan.

Tabel 4.10. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea ALPROM. Nr. crt. pH SO4

2- HO

- CO3

2- HCO3

- Mg

+2 NH4

+ CO2 liber

1 4,3 280 0 0 370 35,3 176,75 49,5

2 4,3 - 0 0 - - 224,7 -

3 4,22 370 0 0 366 333,67 98,75 110

4 4,33 350 0 0 488 9,18 78,5 88

5 4,95 975 0 0 1830 47,35 63,65 27,5

6 4,42 340 0 0 433 125,7 81,63 42,7

7 5,64 490 0 0 2440 165,79 40,95 110

8 4,86 382 0 0 370 47,62 82,84 50

9 3,92 50 0 0 488 141,76 82,3 30,8

10 4,4 240 0 0 305 59,5 7,21 28,6

11 6,93 210 0 0 732 40,32 6,05 26,4

12 4,91 475 0 0 366 40,14 81,8 22


117

0

200

400

600

800

1000

0 20 40 60 80 100


Su

lfa

ti (

mg

/l)

0

200

400

600

800

1000

0 2 4 6 8 10 12

NTPA 002

Variaţia în timp

Curba de durata

3

4

5

6

7

0 20 40 60 80 100

(% din numărul de determinări)

pH

3

4

5

6

7

0 2 4 6 8 10 12

NTPA 002

Curba de durata

Variaţia în timp

Prin caracteristicile de calitate mentionate apa deversata de ALPROM in

reteaua de canalizare nu se incadreaza in NTPA 002. S-au inregistrat depasiri ale

intervalului de pH acceptat, in domeniul acid in 50% din cazuri, depasiri ale

concentratiei de sulfati in 30 % din cazuri.

Figura 4.6. Evolutia concentratiei de sulfati pentru apa uzata in sectiunea Alprom in perioada experimentului [24].

Figura 4.7. Evolutia pH-ului pentru apa uzata in sectiunea Alprom in perioada experimentului [24].


118

0

50

100

150

200

250

0 20 40 60 80 100(% din numărul de valori)

Am

on

iu (

mg

/l)

0

50

100

150

200

250

0 2 4 6 8 10 12

NTPA 002

Variaţia în timp

Curba de durata

Figura 4.8. Evolutia concentratiei de amoniu pentru apa uzata in sectiunea Alprom in perioada experimentului [24].

In tabelele urmatoare [24] sunt prezentate caracteristicile de calitate pentru

celelalte sectiuni analizate.

Tabel 4.11. Caracteristici de calitate pentru apa uzata in sectiunea PECO – LUKOIL – GYPSTAR. Nr. crt. pH SO4

2- HO

- CO3

2- HCO3

- Mg

+2 NH4

+ CO2 liber

1 4,49 140 0 0 170,8 23,67 56 4,4

2 4,44 255 0 0 109,8 61,81 5,41 3,3

3 4,62 232 0 0 671 1,99 7,56 4,4

Tabel 4.12. Caracteristici de calitate pentru apa uzata in sectiunea Statie pompare intermediara. Nr. crt. pH SO4

2- HO

- CO3

2- HCO3

- Mg

+2 NH4

+ CO2 liber

1 7,10 100 0 0 329,4 15,14 49 4,4

2 6,83 94 0 0 195,2 9,35 35,38 2,2

3 6,68 88 0 0 225,7 6,47 45,9 2,2

Tabel 4.13. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea ROLAST. Nr. crt. pH SO4

2- HO

- CO3

2- HCO3

- Mg

+2 NH4

+ CO2 liber

1 8,06 50 0 36 6,1 23,6 26,97 8,8

2 7,40 50 0 0 170,8 8,47 20 2,2

3 8,07 58 0 0 158,6 10,36 19,18 2,2

4 8,24 54 0 0 183 8,47 9,81 2


119

Tabel 4.14. Caracteristici de calitate pentru apa uzata deversata in sectiunea ARGESANA. Nr. crt. pH SO4

2- HO

- CO3

2- HCO3

- Mg

+2 NH4

+ CO2 liber

1 7,02 100 0 0 152,2 23,6 11,6 0

2 7,48 85 0 0 146,4 5,56 12,75 2,0

Conform STAS 3349/1 – 83. Betoane de ciment. Prescriptii pentru stabilirea

gradului de agresivitate a apei, in functie de natura anumitor ioni in mediul cu care

betonul vine in contact, se pot manifesta diferite tipuri de agresivitate cu intensitati

diferite determinate de concentratia acestora. Tabelul urmator prezinta tipurile de

agresivitate posibile si intensitatea acestora.

Tabel 4.15. Clasificarea tipurilor de agresivitate (STAS 3349/1 – 83. Betoane de ciment. Prescriptii pentru stabilirea gradului de agresivitate a apei).

Natura agresivitatii

Gradul agresivitatii

foarte slaba

slaba intensa foarte intensa

Sulfatica (SO42-), mg/l 150 - 249 250 - 500 501 - 1000 cazul I

1001 – 2500 cazul II

2501 – 5000 cazul III >5000

De dezalcalinizare (HCO3-) mg/l (duritate

temporara), 0d - <120 (<7) - -

General acida, pH - 6.5 – 5.6 5.5 – 4.5 <4.5

Carbonica (CO2 liber), mg/l, pentru duritatea temporara in 0d ≤ 2.0 2.1 – 6.0 6.1 – 15 >15.0

10 – 14 15 – 29 15 – 29 <300

15 – 30 30 – 60 30 – 90 ≥ 300

31 – 60 61 – 90 91 – 150

-

>60 >90 >150

- Magneziana (Mg2+), mg/l 100 - 199 200 - 1000 1001- 3000 > 3000 Saruri de amoniu (NH4

+), mg/l 50 - 99 100 - 200 201 - 500 > 5000

Oxizi alcalini (OH-), g/l - 17.5 - 25 >25 -

Continutul total de saruri, g/l - 10 - 20 20.1 - 50 >50

Asupra tuburilor de canalizare, pe baza datelor din tabele, se exercita

urmatoarele tipuri de coroziune (conform STAS 3349/1-83):

coroziune biochimica (la toate tronsoanele de canalizare analizata);


120

coroziune sulfatica slaba, coroziune intensa data de oxizii alcalini,

dezalcalinizare slaba si magneziana slaba (pentru probele de apa prelevate

de la NOVATEX - Vinalcool);

coroziune acida intensa si foarte intensa, coroziune sulfatica pana aproape

de limita de forte intensa, coroziune magneziana slaba, coroziune intensa

data de sarurile de amoniu, coroziune foarte slaba datorata prezentei oxizilor

alcalini (pentru probele de apa prelevate de la ALPROM);

coroziune de dezalcalinizare slaba la o proba de apa prelevata de la

deversarea ROLAST;

coroziune acida intensa, coroziune sulfatica slaba si coroziune foarte slaba

cauzata de prezenta sarurilor de amoniu pentru 1 proba (pentru apele

analizate din calea depozitelor-Gypstar);

pentru apele prelevate din sectiunea Statie pompare intermediara si

sectiunea Argesana nu s-a semnalat nici un tip de agresivitate fata de

betoane (se remarca, totusi, valori apropiate de limita minima de coroziune

foarte slaba cauzata de sarurile de amoniu);

Din analizele efectuate de SC APA CANAL 2000 S.A. Pitesti pentru probe de

apa uzata de la diferite societati s-au desprins cele ce urmeaza:

societatea S.C. ALPROM S.A. avand ca profil de activitate prelucrarea

lemnului si productia de mobilier este principalul poluator; pe parcursul

anilor 1998 – 2003 s-au inregistrat depasiri permanente la indicatorii:

suspensii (1000 – 3000 mg/l fata de 350 mg/l conform NTPA

002/2002); depasirile au fost permanente;

CBO5 (350 – 900 mg O2/l fata de 300 mg O2/l conform NTPA

002/2002); depasirile au fost permanente;

CCO – Cr (4000 – 15000 mg O2/l fata de 500 mg O2/l conform

NTPA 002/2002); depasirile au fost permanente;

raportul CCO-Cr/CBO5 ajunge la valori de 20 ceea ce indica faptul

ca in apa exista o concentratie mare de substante organice

nebiodegradabile;

amoniu (37 – 250 mg/l fata de 30 mg/l); la concentratii mai mari

de 200 mg/l agresivitatea apei asupra betonului este "intensa"

conform STAS 3349/1-83. Betoane de ciment. Prescriptii pentru

stabilirea gradului de agresivitate asupra betonului. Conform

standardului german DIN 4030 concentratii mai mari de 60 mg/l

clasifica apa "foarte agresiva asupra betonului".


121

hidrogen sulfurat (0.2 – 3 mg/l fata de 1 mg/l); conform STAS

3349/1-83 situatiile in care apa contine hidrogen sulfurat se

considera cazuri speciale de agresivitate asupra betonului.

fosfor total (10 – 30 mg/l fata de 5 mg/l conform NTPA

002/2002);

pH-ul a fost depasit in general prin valori mai mari de 8.5

determinand coroziune datorata substantelor alcaline dar s-au

inregistrat si valori de 4 ceea ce inseamna coroziune acida foarte

intensa.

depoul CF a evacuat apa care a avut concentratie mare de substante

organice (CCO-Cr), depasiri la pH (valori peste 9), amoniu si substante

extractibile in eter de petrol; depasirile nu au fost permanente.

societatea LACTAG care are ca profil de activitate achizitionarea si

prelucrarea laptelui a evacuat apa cu depasiri la urmatorii parametrii: pH

(valori peste 10 – 11), suspensii CCO-Cr si fosfor total; depasirile nu s-

au inregistrat permanent;

apa uzata evacuata de S.C. NOVATEX S.A. a prezentat depasiri

permanente la pH (valori de 10 – 13 fata de 8.5 conform NTPA

002/2002);

celelalte societati au avut depasiri fata de limitele impuse de NTPA

002/2002 in special la pH (valori mai mari de 8.5) si CCO-Cr; acestea nu

au fost permanente.

4.5.2.2 Concluziile determinarilor experimentale

Evaluarea gradului in care apele deversate de diversi agenti economici in

reteaua de canalizare exercita actiuni corozive asupra tuburilor din beton, s-a efectuat

in doua moduri, prin analizarea valorilor parametrilor apelor uzate si prin evaluarea

efectelor pe care acestea le au asupra pietrei de ciment. Monitorizarea s-a efectuat pe

o perioada de 3 luni. Rezultatele obtinute au condus la urmatoarele concluzii [24]:

apele deversate de ALPROM, pe perioada monitorizata au prezentat mai

multe tipuri de agresivitati, care confera acestor ape un pronuntat caracter

coroziv asupra pietrei de ciment (pe baza rezultatelor analizelor chimice,

interpretate conform STAS 3349/1-83 s-a remarcat, in mod deosebit,

coroziunea acida intensa si foarte intensa si coroziunea sulfatica pana

aproape de limita foarte intensa). Rezultatele au fost confirmate practic prin

faptul ca probele de mortar care au intrat in contact cu apele deversate de la


122

acest agent economic, au fost afectate incat nu s-a reusit exprimarea

coeficientului de stabilitate.

apele deversate de NOVATEX-VINALCOOL, pe perioada monitorizata au

prezentat mai multe tipuri de agresivitati de intensitati moderate (sulfatica,

dezalcalinizare si magneziana), dar si coroziune intensa data de oxizii

alcalini. Si in acest caz rezultatele au fost confirmate practic, coeficientul de

stabilitate obtinut fiind sub valoarea care confera pietrei de ciment

stabilitate in mediu agresiv (0,89 fata de 0,9).

apele deversate in sectiunea calea depozitelor - Gypstar, pe perioada

monitorizata au prezentat coroziune acida intensa. coeficientul de stabilitate

obtinut a fost sub valoarea care confera pietrei de ciment stabilitate in

mediu agresiv (0,89 fata de 0,9).

apele deversate in sectiunile ROLAST, Statia pompare intermediara si

ARGESEANA, pe perioada monitorizata nu au prezentat coroziuni chimice

care sa determine transformari majore in structura pietrei de ciment.

Valorile coeficientilor de stabilitate obtinuti s-au situat peste valoarea de 0,9

insa sub valoarea unitara, deoarece in toate cazurile analizate se manifesta,

pe langa diferitele tipuri de coroziuni chimice si coroziunea biochimica.

in toate cazurile analizate se remarca o buna corelare intre cauze (caracterul

agresiv scazut sau ridicat al apelor uzate analizate) si efecte (influenta

acestor ape asupra probelor din mortar, evaluata prin exprimarea

coeficientului de stabilitate).

Din graficele prezentate se remarca variabilitatea in timp a concentratiei

indicatorilor de calitate ai apelor analizate, care, impreuna cu exercitarea simultana a

mai multor tipuri de agresivitati sporesc gradul de agresivitate asupra pietrei de

ciment din betoanele tuburilor de canalizare (prin efecte de ciclicitate si sinergism).

4.5.3 Coroziunea biochimica

Acest tip de coroziune poate avea loc in medii in care se dezvolta

microorganisme. Este cazul elementelor din beton de la statii de epurare a apelor

uzate, statii de pompare, tuneluri subterane si galerii, conducte de transport al apelor

reziduale etc. Bacteriile care provoaca coroziunea biochimica a betonului, sunt de

doua categorii, dupa valoarea potentialului lor de oxido-reducere [21]:

bacterii aerobe - se dezvolta in medii cu mult aer;

bacterii anaerobe - se dezvolta in medii cu putin oxigen (sau in lipsa

oxigenului).


123

Bacteriile aerobe oxideaza, cu ajutorul enzimelor specifice, substantele

organice hidrocarbonate, proteice, detergenti, transformandu-le in: CO2, H2O, SO2,

saruri de calciu, magneziu, potasiu etc., aparand ca faze intermediare NH3 si H2S.

Hidrogenul sulfurat si SO2 sunt oxidati pana la acid sulfuric (sulfati), care exercita o

actiune agresiva sulfatica pentru beton si otel. Bacteriile anaerobe isi procura oxigenul

prin reducerea substantelor organice sau anorganice.

Cel mai frecvent tip de coroziune biochimica este acela cauzat de bacteriile

care obtin energia pentru procesele metabolice, prin oxidarea sulfului, pe care-l contin

in protoplasma. Aceste bacterii sunt atat aerobe cat si anaerobe. Mecanismul de

distrugere exercitat de bacteriile anaerobe este similar mecanismului coroziunii acide.

Microorganismele se dezvolta, in general, in urmatoarele conditii de mediu:

umiditate, temperatura cuprinsa intre 0 si 80 oC, pH10. Existenta lor este favorizata

de vegetatie, de depunerile de sedimente, de resturi vegetale si animale. Cauzele

distrugerii betonului de catre bacterii sunt variate, functie de natura si conditiile de

dezvoltare a microorganismelor, precum si de mediul in care actioneaza.

Coroziunea biochimica este cauzata, pe langa bacterii, si de alge, muschi,

ciuperci. Atat algele, cat si muschii si ciupercile, prin asimilatia clorofiliana, creeaza

un mediu acid puternic, care produce o coroziune acida asupra betonului [21].

Masurile care se recomanda pentru protectia betonului fata de coroziunea

biochimica se refera la respectarea compozitiei betonului si a compactitatii sale, dar

exista si masuri suplimentare specifice, cum ar fi: indepartarea sedimentelor depuse,

tratarea apelor, impregnarea superficiala sau peliculizarea betonului cu substante

fungicide.

4.6 Ape admise in reteaua de canalizare

4.6.1 Calitatea apelor descarcate in retelele de canalizare

Conditiile pe care trebuie sa le indeplineasca apa pentru a fi evacuata prin

canalizare sunt prezentate in continuare, in conformitate cu NTPA 002/2002.

Temperatura apei evacuate sa nu depaseasca valoarea de 400 C. La valori mai

mari efectul agresiv al apei asupra materialelor de executie a retelei produce

deteriorarea in timp a acesteia; se favorizeaza accelerarea proceselor de descompunere

a substantelor organice din apa producandu-se gaze (CH4, H2S, CO2).

pH - ul apei trebuie sa nu scada sub 6,5. Caracterul acid al apei produce

degradarea retelei de canalizare prin coroziune. In zonele unde nu se poate respecta

pH-ul se poate recurge la prevederea de materiale antiacide.


124

Sa nu contina suspensii mari sau grele care se pot depune pe canalele de

evacuare a apei producand infundarea acestora, reducerea sectiunii de scurgere.

Substantele volatile, care pot produce prin degajare gaze toxice sau amestecuri

explozive, nu sunt admise (produse petroliere usoare, substante chimice).

Substante peliculogene (grasimi, produse petroliere) pot produce pelicule la

suprafata apei (1 tf petrol poate produce o pelicula ce acopera ≈10 km2 suprafata de

apa), pelicule care impiedica introducerea oxigenului in apa, deci blocheaza epurarea

apei.

Substantele toxice, care in concentratii mici pot produce distrugerea

microorganismelor mineralizatoare din apa si deci ingreuneaza considerabil

tehnologia de epurare.

Microbi si spori ai bolilor contagioase (ape de la spitale, sanatorii, combinate

de carne, tabacarii) care pot provoca imbolnavirea personalului de exploatare sau

epidemii in localitate atunci cand reteaua functioneaza defectuos. Aceste ape sunt in

prealabil dezinfectate.

In tabelul 4.1. sunt date valorile concentratiilor admise in apa ce intra in

canalizare iar in tabelul 4.2. pentru apele uzate la iesirea din statia de epurare.

Tabel 4.16. Conditii de calitate a apelor uzate la introducerea in reteaua publica de canalizare [22]. Nr. crt.

Indicator de calitate U.M. Valori maxime admisibile

1 Temperatura 0C 40

2 pH unitati pH 6.5-8.5

3 Materii in suspensie mg/dm3

350

4 Consum biochimic de oxigen la 5 zile (CBO5)

mg O2/dm3 300

5 Consum chimic de oxigen (CCO-Cr) mg O2/dm3 500

6 Azot amoniacal (NH4+) mg/dm

3 30

7 Fosfor total (P) mg/dm3 5.0

8 Cianuri totale (CN) mg/dm3 1.0

9 Sulfuri si hidrogen sulfurat (S2-

) mg/dm3 1.0

10 Sulfiti (SO32-

) mg/dm3 2.0

11 Sulfati (SO42-

) mg/dm3 600

12 Fenoli antrenabili cu vapori de apa (C6H5OH)

mg/dm3 30

13 Substante extractibile cu solventi organici

mg/dm3 30

14 Detergenti sintetici biodegradabili mg/dm3 25

15 Plumb (Pb2+

) mg/dm3 0.5

16 Cadmiu (Cd2+

) mg/dm3 0.3

17 Crom total (Cr3+

+ Cr6+

) mg/dm3 1.5

18 Crom hexavalent (Cr6+

) mg/dm3 0.2

19 Cupru (Cu2+

) mg/dm3 0.2

20 Nichel (Ni2+

) mg/dm3 1.0

21 Zinc (Zn2+

) mg/dm3 1.0


125

Nr. crt.


22 Mangan total (Mn) mg/dm3 2.0

23 Clor rezidual liber (Cl2) mg/dm3 0.5

Tabel 4.17. Caracteristici ape uzate epurate evacuate in receptori naturali [23]. Nr. crt.


1 Temperatura 0C 35

2 pH unitati pH 6.5-8.5

3 Materii in suspensie mg/dm3

35

4 Consum biochimic de oxigen la 5 zile (CBO5)

mg O2/dm3 25

5 Consum chimic de oxigen (CCO-Cr) mg O2/dm3 125

6 Azot amoniacal (NH4+) mg/dm

3 3.0

7 Azot total (N) mg/dm3 15

8 Azotati (NO3-) mg/dm

3 37

9 Azotiti (NO2-) mg/dm

3 2

10 Sulfuri si hidrogen sulfurat (S2-

) mg/dm3 0.5

11 Sulfiti (SO32-

) mg/dm3 1.0

12 Sulfati (SO42-

) mg/dm3 600

13 Fenoli antrenabili cu vapori de apa (C6H5OH)

mg/dm3 0.3

14 Substante extractibile cu solventi organici

mg/dm3 20

15 Produse petroliere mg/dm3 5.0

16 Fosfor total (P) mg/dm3 2.0

17 Detergenti sintetici mg/dm3 0.5

18 Cianuri totale (CN) mg/dm3 0.1

19 Clor rezidual liber (Cl2) mg/dm3 0.2

20 Cloruri (Cl-) mg/dm

3 500

21 Floruri (F-) mg/dm

3 5.0

22 Reziduu filtrat la 1050 C mg/dm

3 2000

23 Arsen (As+) mg/dm

3 0.1

24 Aluminiu (Al3+

) mg/dm3 5.0

25 Calciu (Ca2+

) mg/dm3 300

26 Plumb (Pb2+

) mg/dm3 0.2

27 Cadmiu (Cd2+

) mg/dm3 0.2

28 Crom total (Cr3+

+ Cr6+

) mg/dm3 1.0

29 Crom hexavalent (Cr6+

) mg/dm3 0.1

30 Fier total ionic (Fe2+

, Fe3+

) mg/dm3 5.0

31 Cupru (Cu2+

) mg/dm3 0.1

32 Nichel (Ni2+

) mg/dm3 0.5

33 Zinc (Zn2+

) mg/dm3 0.5

34 Mercur (Hg2+

) mg/dm3 0.05

35 Argint (Ag+) mg/dm

3 0.1

36 Molibden (Mo2+

) mg/dm3 0.1

37 Seleniu (Se2+

) mg/dm3 0.1

38 Mangan total (Mn) mg/dm3 1.0

39 Magneziu (Mg2+

) mg/dm3 100

40 Cobalt (Co2+

) mg/dm3 1.0


126

Pentru toate cazurile in care apele uzate depasesc parametri indicati, utilizatorii

care evacueaza astfel de ape sunt obligati sa realizeze statii de preepurare in care, prin

tehnologii adecvate, sa aduca la conditii normate calitatea apei evacuate.

Din punct de vedere al influentei supra statiilor de epurare orasenesti, apele

uzate industriale se pot clasifica in mai multe categorii:

Categoria I – aici se incadreaza apele a caror compozitie nu se

deosebeste esential de aceea a apelor uzate orasenesti, si ca atare pot fi

epurate in comun cu acestea in orice conditii – aceste cazuri sunt foarte

rare;

Categoria II – ape uzate industriale cu caracter predominant organic dar

cu concentratii mult mai mari decat a celor menajere orasenesti. Acestea

nu se pot introduce in statia de epurare a orasului decat dupa o reducere a

concentratiilor acestora pana la valorile concentratiei apelor reziduale

orasenesti. Aceasta se realizeaza prin dilutie sau reglare corespunzatoare

a debitelor, prin compensare in bazine de uniformizare, sau prin tratari

prealabile (ape din industria alimentara);

Categoria a III-a o reprezinta apele reziduale industriale cu incarcare

predominant minerala sau chimica si care pot fi admise in statia de

epurare oraseneasca numai dupa o epurare prealabila (ape cu grasimi si

uleiuri care trebuie trecute prin separatoare de grasimi, ape acide sau

bazice care trebuie neutralizate in prealabil);

Categoria a IV-a o formeaza apele uzate industriale care datorita gradului

lor excesiv de murdarire, in special organica, nu pot fi epurate in comun

cu apele orasenesti, deoarece cu toate masurile prealabile care s-ar lua,

ele nu pot fi aduse la nivelul apelor orasenesti, decat dupa o epurare

foarte avansata, dupa care aducerea in reteaua oraseneasca nu mai este

rationala (ape reziduale provenite de la urmatoarele industrii: hartie si

celuloza, prelucrarea lemnului, furniruire si placaje, fabrici de matase

artificiala, acoperiri metalice, spalare de agregate pentru constructii).

4.6.2 Recomandari pentru calcul tarifelor suplimentare pentru nerespectarea conditiilor de descarcare a apelor uzate in reteaua de canalizare

Aceste recomandari au la baza respectarea prevederilor Legii Protectiei

Mediului privind principiul "poluatorul plateste" [25]:

art. 4. Introducerea parghiilor economice stimulative sau coercitive;


127

art. 21. Persoanele juridice au obligatia sa asigure, prin sisteme proprii

supravegherea mediului pentru identificarea si prevenirea riscurilor;

art. 79. d). Suporta costul pentru recuperarea prejudiciului si inlaturarea

urmarilor produse pana la restabilirea conditiilor anterioare;

art. 84. c). Infractiune – provocarea unei poluari accidentale datorita

functionarii instalatiilor tehnologice.

Sintetizat, pentru marea majoritate a retelelor de canalizare si statiilor de

epurare din Romania situatia existenta releva urmatoarele aspecte:

Retele de canalizare

Retele vechi, deteriorate construite conform conceptului tuburi din beton

simplu rostuite si in general neetanse;

Sistemul majoritar – retele in sistem unitar cu probleme de depuneri si

depasirea capacitatii la ploi mai mari decat ploaia de calcul; in anumite

perioade de dezvoltare intensiva a constructiilor de locuinte s-au executat

retele de ape uzate (Dn< 200 mm) la care s-au racordat "ilegal" si apele

meteorice; retele partial (total) umplute cu materii in suspensie;

Nu a existat un sistem de urmarire a agentilor economici din punct de

vedere al calitatii apelor uzate industriale pre-epurate/ sau nu, descarcate

in reteaua de canalizare;

In aceasta situatie - operatorii au ca principal obiectiv: refacerea/

reabilitarea retelei de canalizare si extinderea acestora in zone existente

fara si nou construite.

Statii de epurare

Functionarea defectuoasa: pre-epurare (grasimi, separatoare grasimi,

masurare debite), epurare mecanica (in special partea de utilaje), dificultati

suspensii gravimetrice;

Epurarea biologica functioneaza cu dificultati: numeroase statii de epurare

au aeratoare mecanice, aerare cu bule medii avand consumuri energetice

mai;

Linia namolului: fara concentrare namol, dificultati majore rezervoare de

fermentare namol, deshidratare namol si depozitare namol;


128

)/()()/( 33

.. mleitarifFzileTzimQC mmeduz

Functionarea afectata de incarcarile variabile: N, P, MS, CCO – Cr,

situatii pentru care statia de epurare – procesele tehnologice sunt/ nu sunt

pregatite.

Problema stabilirii tarifelor suplimentare trebuie sa considere:

cunoasterea situatiei tuturor agentilor economici din punct de vedere al

debitului, calitatea apelor uzate industriale, programele de lucru; operatorii

trebuie sa monitorizeze toti agentii economici;

implicatiile descarcarii unor cantitati de ape uzate la care indicatorii

conform NTPA 002/2002:

nu degradeaza constructiile si instalatiile retelei de canalizare si

statiei de epurare;

nu diminueaza capacitatea de transport;

nu aduc prejudicii igienei si sanatatii publice;

nu se perturba procesele de epurare

in NTPA 002/2003 sunt prevazuti 23 indicatori - normativul stipuleaza ca

enumerarea nu este limitativa – o analiza completa implica costuri

semnificative;

implicatiile complexe de:

natura constructiva – degradarea retelei de canalizare;

natura operationala – cheltuieli suplimentare pentru operarea

retelei de canalizare;

natura tehnologica din punct de vedere al proceselor din statia de

epurare; (la CCO – Cr peste 2500 mg/l reducerea cu o eficienta de

80% inseamna 100 – 150 g FeCl3/m3 deci, 0.065 Euro/m

3 apa

uzata.

4.6.2.1 Metode de calcul tarife suplimentare suplimetare

4.6.2.1.1 Metoda 1

In aceasta metoda taxele suplimentare se vor stabili cu expresia [25]:

[lei] (4.12)

unde:


129

Quz.med. – debitul mediu zilnic al apelor uzate poluate de la un consumator;

cantitatile se vor stabili de comun acord intre operator si beneficiar pe baza

de masuratori sau estimari in functie si de programul de functionare al

agentului economic;

T – perioada pentru care se efectueaza facturarea; aceasta este identica cu

diferenta de timp intre doua recoltari succesive de probe de ape uzate pentru

monitorizare; se va stabili de comun acord cu agentul economic in functie si

de perioadele de operare ale acestuia;

Fm – factor de multiplicare, variabil de la 1 la 5 stabilit conform tabelului

urmator.

Stabilirea factorului de multiplicare Fm va lua in consideratie:

C0 – valorile fiecarui indicator de calitate al apelor uzate conform tabelului 3

din NTPA 002/2002;

Ci – valorile fiecarui indicator de calitate a apelor uzate masurate la caminul

de racord al agentului economic cu reteaua publica.

Rapoartele Ci/C0 vor conduce conform tabelului urmator la determinarea

factorilor de multiplicare Fmi pentru fiecare indicator. Factorul Fm se va obtine ca

medie aritmetica a coeficientilor Fmi pentru fiecare indicator.

Indicatorii Fmi conform se vor stabili de catre fiecare operator pe baza:

cheltuielilor de intretinere, reparatii si retehnologizare a retelei de

canalizare;

cheltuielilor de amortisment, operare, reparatii si retehnologizare ale

statiei de epurare.

Tabel 4.18. Factorul de multiplicare conform fiecarui indicator [25].

Ci/C0 1 – 1.25 1.26 – 1.5 1.51 – 1.75 1.76 – 2.00 >2

Fmi 1.0 2.0 3.0 4.0 5.0

Nota:

Calculul global al coeficientului de multiplicare Fm permite o relaxare de 25 % la depasirea

indicatorilor C0 considerand ca in acest procent reteaua de canalizare si statia de epurare poate sa

se conformeze;

La valori Ci/C0 ≥ 2 se considera "situatii exceptionale" si in aceste cazuri este de preferat sa se

adopte metoda 2.


130

)/()()/( 0

3

.. gleitarifCCfzileTzimQC imeduz

100.

.%

terminatideindicatoridetotalnr

neconformerezultatenrtateneconformi

4.6.2.1.2 Metoda 2

In aceasta metoda tariful suplimentar pentru serviciul de canalizare – epurare a

apelor uzate, in cazul evacuarii in reteaua de canalizare a unor cantitati de ape uzate la

care parametrii depasesc limitele admise prin norme, autorizatia si contractul de

evacuare se va calcula cu formula [25]:

[lei] (4.13)

unde:

Quz.med. – debitul mediu zilnic al apelor uzate poluate de la un consumator;

cantitatile se vor stabili de comun acord intre operator si beneficiar pe baza

de masuratori sau estimari in functie si de programul de functionare al

agentului economic;

T – perioada pentru care se efectueaza facturarea; aceasta este identica cu

diferenta de timp intre doua recoltari succesive de probe de ape uzate pentru

monitorizare; se va stabili de comun acord cu agentul economic in functie si

de perioadele de operare ale acestuia;

f – coeficient care tine seama de procentul de neconformitate intr-o perioada

de timp (considerat intre doua prelevari succesive) calculat conform

tabelului 2;

C0 – valorile fiecarui indicator de calitate al apelor uzate conform tabelului 3

din NTPA 002/2002;

Ci – valorile fiecarui indicator de calitate a apelor uzate masurate la caminul

de racord al agentului economic cu reteaua publica;

tariful (lei/g) poate rezulta prin determinari exacte ale costurilor de operare

intretinere si reabilitare a retelei de canalizare si statiei de epurare.

Determinarea coeficientului f care tine seama de procentul de neconformitate

intr-o perioada de timp se propune sa se stabileasca conform tabelului urmator in

functie de procentul de neconformitate:

(4.14)

nr. rezultate neconforme – numar de parametrii la care Ci>C0;


131

nr. total de indicatori determinati – nr. total de indicatori din buletinul de

analiza.

Tabel 4.19. Coeficientul f functie de procentul de neconformitate [25].

% neconformitate 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Coeficient f 1 1.1 1.2 1.3 1.4 1.5 1.6 1.7 1.8 1.9 2

Probe si analize

Probele de apa pentru efectuarea analizelor se preleveaza in sectiunea de

control definita ca ultimul camin al canalizarii interioare a beneficiarului; inainte de

debusarea in canalizarea publica;

Valorile indicatorilor de calitate determinate prin analize vor fi inscrise:

in buletinele de analiza efectuate de laboratorul de ape uzate al

operatorului.;

in buletine de analize efectuate de alte laboratoare specializate agreate de

operator;

in procesele verbale de constatare ale Serviciului de Canalizare.

Pentru stabilirea coeficientilor de multiplicare (metoda 1) sau de

neconformitate (metoda 2), valorile indicatorilor de calitate se vor lua in consideratie

astfel:

daca rezultatele determinarilor efectuate de laboratorul utilizatorului de apa

sau a unui tert abilitat sau agreat de operator, difera cu mai mult de 20% fata

de valorile determinate de catre operator se iau ca baza de calcul

concentratiile determinate de catre operator, extrapolate pentru intreaga

perioada pentru care se calculeaza cantitatile de poluanti evacuati;

daca rezultatele determinarilor efectuate de laboratorul utilizatorului de apa

sau a unui tert abilitat si agreat de acesta difera cu mai putin sau cu 20% fata

de valorile determinate de operator se iau in calcul mediile valorilor obtinute

din fiecare analiza.

4.6.2.2 Concluzii privind aplicarea tarifelor suplimentare

Concluziile se bazeaza pe o interpretarea raspunsurilor primite de la operatori

de apa, administratii nationale, personalitati stiintifice [25].


132

1. Ar trebui inteles ca la baza stabilirii unui tarif suplimentar in aplicarea

principiului "poluatorul plateste" trebuie sa situam [25]:

cunoasterea (cat mai exacta) a situatiei fiecarui agent economic, din punct

de vedere: debit, calitate apa uzata industriala, existenta si functionalitatea

proceselor de pre-epurare, problemele proceselor tehnologice industriale

referitoare la utilizarea apei; orice situatie in care marimile (valorile) sunt

estimate sau apreciate poate duce la dificultati (majore) in aplicare;

se considera necesitatea obiectiva ca intr-un interval foarte scurt:

sa existe un plan de conformare pentru fiecare agent economic care sa

indice toate activitatile care trebuiesc derulate atat de operator

(monitorizare debit, calitate) cat si de agent economic (instalatii de

pre-epurare, reparatii, separarea tehnologica pe de calitate a apelor

uzate)

planul de conformare trebuie sa se bazeze pe intelegerea amiabila a

partenerilor (agent economic si operator) si trebuie sa cuprinda atat

solutiile tehnice in rezolvarea problemelor cat si acordul partilor

privind modalitatile si utilizarea platilor tarifelor suplimentare.

2. Sunt operatori care au solicitat eliminarea paragrafului privind indicatorul

pH. Se considera ca solutia propusa este cea mai echitabila, pentru ca este metoda cea

mai simpla prin care agentul economic poate sa-si rezolve situatia in incinta fara sa

plateasca tarif suplimentar.

3. Aplicarea recomandarilor nu se poate realiza daca operatorul nu-si face

ordine in sistemul propriu. Aceasta inseamna:

crearea bazei de date pentru reteaua de canalizare; este necesara cunoasterea

fiecarui tronson, camin si instalatie anexa din reteaua de canalizare; in

acelasi mod trebuiesc tratate racordurile; la acestea trebuiesc asociate

costurile de intretinere, operare, reabilitare;

elemente statiei de epurare: eficiente/trepte si indicatori asociate cu

cheltuielile de energie, reactivi si de personal;

acreditarea laboratoarelor, functionalitatea lor si capacitatea de operare in

timp real si cu rezultate.

4. Referitor la ideea acordarii unor bonusuri agentilor economici care se

incadreaza in prevederile NTPA 002:

18% s-au referit la acest aspect: 50% fiind impotriva ferm, 50% fiind de

acord sa se acorde bonusuri sub forma unor servicii;


133

rezolvarea nu este tocmai generoasa daca ne gandim la o intelegere a

operatorului vis-a-vis de situatia cel putin intr-o prima etapa si in situatiile in

care implicatiile sociale ale agentului economic sunt mari;

5. Se consider considera ca:

Exista un optim, ca de obicei tehnic si economic si chiar moral. Multi

operatori si numerosi agenti economici au probleme, asa ca doar prin

eforturile celor doi parteneri se vor gasi solutii care sa imbunatateasca

situatiile de poluare si de incadrare in normative si legi;

Fiecare operator trebuie sa-si elaboreze propria metodologie, bazata pe

situatiile reale din sistemul de canalizare si statia de epurare;

Metodele propuse in recomandari nu sunt obligatorii, doar optionale.

Capitolul 5. Metode moderne de reabilitare a conductelor de canalizare

134

5 Metode moderne de reabilitare a conductelor de canalizare

Pentru reteaua de canalizare sunt folosite urmatoarele criterii pentru stabilirea

momentului si modului de reabilitare:

Criterii generale de performanta:

- Capacitate redusa de transport;

- Consum de enegie cu mult peste cel proiectat;

- Restrictii de constructie pe calea de rurale, pentru trafic;

- Intretinerea si exploatare;

- Materiale disponibile;

- Posibilitatea de dezvoltare in viitor.

Conditii de performanta:

- Performanta hidraulica;

- Impact asupra mediului.

La reabilitarea retelei de canalizare modul de analiza al sistemului depinde de

dimensiunea problemei:

- reabilitare limitata; de regula o parte din retea sau numai unele colectoare

sunt deteriorate ca structura sau ca mod de functionare (capacitate de

transport depasita – punere sub presiune);

- reabilitare de mari dimensiuni, ce poate cuprinde toata reteaua si care

poate fi numita si retehnologizare a retelei; aceasta se face de regula la

depasirea duratei normate de lucru a retelei.

In cazul unei reabilitari limitate nu se pune problema cresterii debitului de ape

evacuate prin canalizare chiar daca se decide realizarea unui colector nou.

In acest caz problema expertizarii structurale a canalului vechi este esentiala.

Trebuie decis daca sistemul constructiv existent este bun sau daca acesta poate fi

consolidat la o limita de siguranta comparabila cu o lucrare noua. Pentru adoptarea

solutiei trebuie tinut seama si de alte elemente importante:

- cum poate functiona sistemul pe perioada reabilitarii si cat de complicata

este solutia provizorie;

- cat dureaza reabilitarea; solutia cu durata minima de reabilitare este de

preferat;


135

- daca tehnologia de reabilitare disponibila este si rationala / rentabila

pentru folosirea ei la dimensiunea reala a lucrarii.

Investigatia supra structurii depinde de marimea colectorului.

In cazul colectoarelor nevizitabile, investigarea este de obicei indirecta:

- Se spala colectorul, folosind mijloace hidraulice energice;

- Se intrerupe scurgerea apei in canalizare, pe tronsonul spalat;

- Se introduce un echipament cu camera TVCI si se obtin informatii

vizuale;

- Se analizeaza informatiile vizuale;

- Se completeaza cu informatiile obtinute de la lucrarile de reparatii facute

anterior;

- Se pot face sapaturi limitate, in spatii in care nu se produc probleme mari

pentru trafic si se verifica direct informatia asupra starii colectorului.

In cazul colectoarelor vizitabile dupa spalarea energica a tronsoanelor se face o

inspectie cu o echipa de specialisti. Constatarile se fac pe loc si sunt marcate pe un

profil longitudinal; profilul are un sistem de referinta pentru detectarea usoara a

sectiunilor, pot fi facute fotografii sau filme. Sunt luate toate masurile de siguranta

necesare pentru protectia personalului implicat.

In ambele sisteme de control se analizeaza:

- Marimea, amploarea, desimea si modul de dispunere al fisurilor;

- Starea imbinarilor;

- Dislocarea de material pe portiuni importante de tub;

- Ruperea si dislocarea tuburilor;

- Racordurile incorect facute;

- Marimea infiltratiilor din exterior;

- Intensitatea degradarii suprafetei si eventual cauza acesteia (coroziune,

abraziune, calitatea materialului, erori de executie etc.);

- Starea armaturii si betonului din structura.

Concluzia analizei trebuie transformata intr-o solutie constructiva:

- Structura colectorului este inca buna dar trebuie consolidata;


136

- Structura colectorului este buna si numai suprafata interioara trebuie

refacuta; refacerea poate fi facuta prin „dublarea” structurii existente sau

prin inlocuirea totala si realizarea alteia noi;

- Colectorul este total deteriorat si structura trebuie refacuta integral.

In cele ce urmeaza sunt prezentate metodele de reabilitare actuale,

aplicabilitatea si limitarile fiecareia dintre acestea.

In general, colectoarele de dimensiuni mari vor trebui curatate inainte de a se

trece la lucrarile de reabilitare. Unele tehnici pot fi aplicate prin recurgerea la

configuratia de acces existenta, in timp ce altele impun realizarea unor puncte

temporare de acces. Anumite tehnici pot fi utilizate in perioade cu debite scazute, in

timp ce altele impun golirea colectorului.

5.1 Umplerea golurilor prin injectii la interior si exterior

Injectarea in interiorul conductei – aceasta este o metoda obisnuita de

etanseizare a surselor de scurgere in colectoarele de canalizare cu structura intacta.

Prin torcretare se stabilizeaza conducta, etanseizandu-se fisurile simple si fisurile

penetrante, insa nu este considerata a reprezenta o metoda de raparare a structurii. In

puncte strategice se injecteaza substante chimice (fenomen numit stabilizare chimica)

sau rasina epoxidica, prin porturi de injectie instalate in perforatii practicate in

peretele conductei. Se impune accesul uman direct, iar zonele urmand a fi torcretate

vor fi curatate.

Figura 5.1. Reabilitare prin injectare in interiorul conductei.


137

Injectarea la exterior se va realiza in afara conductei, pentru a umplerea

golurilor din terenul invecinat. Injectarea va servi in acest caz la stabilizarea solului,

va reface capacitatea de sprijin si va reduce pierderile de apa Pentru injectii in teren se

vor utiliza substante chimice si materiale pe baza de ciment.

Injectiile in teren se vor face din interiorul conductei, prin perforatii special

realizate in peretele conductei, dar se pot face si de la suprafata, prin realizarea de

foraje de mici dimensiuni in sol. Este vorba despre o metoda relativ ieftina care poate

fi aplicata fara a exercita impact negativ asupra altor retele subterane de utilitati [26].

Injectiile in teren pot fi utilizate in cazul oricarui material de conducta, existenta unor

debite reduse prin conductele de canalizare la momentul efectuarii acestei operatiuni

nepunand nicio problema Desi injectiile in teren servesc la consolidarea structurii

solului, acestea nu vor duce si la cresterea rezistentei structurii colectoarelor.

5.2 Reparatii localizate – re-formarea conductei

Re-formarea sau re-rotunjirea este o metoda de stabilizare a conductelor,

utilizata pentru a readuce un colector deformat la forma sa originala. Este urmata de o

alta metoda de reparare localizata, cum ar fi captusirea. Se va monta un dispozitiv

mecanic articulat care se va dilat astfel incat sa aduca respectiva conducta la forma sa

initiala. Desi reformarea este o procedura care poate fi aplicata tuturor conductelor,

indiferent de materialul din care sunt acestea realizate, totusi dimensiunea este

extreme de importanta, nefiind posibila decat aplicarea pentru conducte circulare cu

diametre cuprinse intre 100 - 2800 mm.

5.3 Camasuirea conductei

Aceasta procedura (Cured in Place Pipe – CIPP) consta din introducerea unei noi

captuseli la interiorul unei conducte de canalizare existente. Camasuirea poate fi

structurala sau non – structurala, cu montaj continuu sau localizat, pe segmente.

Inainte de realizarea conductei, se impune curatarea acesteia. In situatiile in care

panza de apa freatica este amplasata mai sus decat generatoarea superioara a

conductei nu se va recurge la tehnici de camasuire non – structurala. Instalarea

camasuirii va duce la reducerea sectiunii transversale a conductei.

Pentru camasuirea colectoarelor de mari dimensiuni este disponibila o gama

variata de materiale, printre care: PVC, polietilena, polibutilena, otel, mase plastice

armate cu fibre de sticla (FRP), rasina termoreactiva RTR sau ciment.

Metoda “sub-lining” (sub-camasuirea) este o metoda care se poate utiliza atat

pentru reparatii structurale, cat si pentru reparatii non – structurale [27]. Dupa golirea


138

conductei de canalizare, prin aceasta se va introduce sau se va trage o captuseala

mentinuta in forma de U cu ajutorul unor benzi de polipropilena. Odata pozitionata

captuseala, aceasta va fi impinsa in forma dorita cu ajutorul unui jet de apa sub

presiune. Materialul captuselii este polietilena, iar diametrul maxim pentru care s-a

utilizat aceasta metoda pana in prezent este de 1100 mm.

Metoda “slip – lining” (dublare interioara continua - insertie de conducta) este

o metoda de reparatie structurala aplicabila (pana in prezent) pentru conducte cu

diametre cuprinse intre 63 si 2500 mm. Anterior inserarii, segmentele sunt imbinate

prin topire. Uneori se recurge la rulouri care sa sprijine conducta interioara si sa

mentina forma inelara din jurul acesteia, pe masura ce se realizeaza insertia [28].

Spatiul circular ramas va trebui stabilizat prin injectare, astfel incat sa se mareasca

rezistenta conductei. Metoda “slip - lining” nu poate fi utilizata in cazul unor coturi in

unghi ascutit, debitele vor trebui deviate pe parcursul desfasurarii acestei operatiuni,

iar spatiul de montaj va trebui sa fie suficient de mare pentru a permite tragerea in

pozitie a tevii interioare fara flexare excesiva. Aceasta metoda poate fi aplicata rapid

de muncitori calificati si experimentati.

Figura 5.2. Reabilitare prin metoda „CIPP”.


139

Metoda “interlining” este o metoda de reparatie structurala similara celei

anterioare, cu exceptia faptului ca nu exista continuitate a dublarii, aceasta fiind

montata pe segmente, in zonele specifice care necesita imbunatatire [28]. Mai intai, se

va introduce o captuseala non –structurala in conducta “gazda”, impinsa pentru a

adera la circumferinta interioara apoi vor fi montate in pozitie segmentele scurte ale

conductei de dublura, injectandu-se ciment in spatiul circular ramas intre captuseala

non – structurala si conducta de dublura.

Camasuire interioara prin metoda CIPP este vorba de o tehnologie de reparatie

structurala, utilizata in vederea reabilitarii unor conducte de canalizare cu diametrul

de pana la 2440 mm. Stratul de camasuire consta din rasina termoreactiva care, in

urma intaririi, asigura imbunatatirea caracteristicilor structurale si hidraulice ale

conductelor de canalizare. In vederea intaririi rasinii se va recurge la raze ultraviolete,

abur fierbinte sau apa calda.

Figura 5.3. Schema metodei de reabilitare prin metoda „CIPP”.

Doua tehnici sunt disponibile pentru reablizarea camasuirii tip CIPP. Tehnica

inversiunii implica fixarea tubului umplut cu rasina in jurul unui inel de inversie si


140

inversiunea tubului spart in urma contactului cu abur, aer sau apa sub presiune.

Tehnica tragerii implica tragerea tubului prin conducta de canalizare, urmata de

umflarea lui cu ajutorul aerului comprimat sau a aburului. Ambele metode impun

curatarea si golirea conductelor de canalizare.

Aplicarea ferocimentului este o metoda de reparatie structural care utilizeaza ca

material de reparatie a conductelor de beton betonul armat. Torcretul este un amestec

de ciment si nisip aplicat prin pulverizare, in timp ce recurgerea la betoane monolite

impune turnarea in anumite forme.

Ambele metode fac peretii interior ai conductelor de canalizare mai netezi,

ambele fiind tulizate cu success pentru canale colectoare cu diametre de cel putin

1200 mm. Printre avantajele acestei metode se numara faptul ca permite existenta

unor debite prin colectoare in momentul realizarii acestei operatiuni, ca permite

modificarea dimensiunilor conductei, precum si inglobarea cu usurinta a racordurilor

laterale. Cu toate acestea, infiltratiile vor trebui sa fie limitate in momentul aplicarii

acestei metode, intervalele de timp necesare accesului personalului sunt lungi, este

necesar sa existe un grad ridicat de specializare a personalului, reducerea sectiunii

transversale a conductei poate fi semnificativa, iar colectorul va trebui curatat serios

inainte de a se putea trece la reparatia efectiva [29].

Metoda “segmental lining” este o metoda de reparatie structurala care

presupune introducerea segmentelor prefabricate in interiorul conductei, fixarea

acestora in pozitie si cimetarea spatiului circular ramas intre cele doua. Materialele de

captusire vor include: ciment armat cu fibra de sticla (GRC), mase plastice armate cu

fibra de sticla (GRP), betoane armate cu fibre de sticla. Se recomanda curatarea

canalelor colectoare inainte de efectuarea reparatiilor. Aceasta metoda se poate aplica

atat in cazul conductelor circulare, cat si a celor non – circulare, iar montajul

segmentelor respective se va putea realiza si in conditiile prezentei unor debite prin

conducta (nu se impune recurgerea la pompare pe o conducta de derivatie) [30].

Imbinarea segmentelor este extreme de solicitanta, din punct de vedere al manoperei.

Metoda “spiral lining” este o metoda de reparatie structurala. O banda de

plastic profilata va fi introdusa print-o masina de faltuit cu ajutorul careia marginile

acesteia vor fi blocate [31]. Captuseala asamblata este apoi introdusa prin colector cu

ajutorul punctului de acces. In majoritatea situatiilor, captuseala spiralata poate fi

fabricata in asa fel incat acesta sa fie in contact direct cu suprafa interioara a

colectorului, caz in care nu se mai impune cimentarea.

Avand in vedere ca materialul de captusire va fi fabricat la fata locului, se vor

putea aduce modificari la diametrul acestuia, astfel incat ele sa corespunda

modificarilor diametrului conductei de canalizare. Captuseala va putea fi fixata intr-o

bucatam necesitand recurgerea la personal specializat.


141

Figura 5.4. Schema metodei de reabilitare „spiral lining”.

“Panel Lok 111” este un sistem de reparatie structurala aplicabila pentru

conducte de canalizare cu diametre de cel putin 900 mm. Acest sistem duce la

imbunatatirea integritatii structurii conductelor si preintampina deteriorarea

materialului din care este relizata conducta gazda. Panourile pot fi introduce usor prin

deschiderile de acces, nefiind necesara practicarea de puturi de acces. Imbinarile cep

si buza formeaza garnituri etanse. Pe partea interioara, captuseala este neteda, iar pe

cea exterioara prezinta striatii, astfel incat sa faca posibila fixarea in pozitie a

captuselii dupa cimentarea spatiului circular ramas .

Inainte de recurgerea la sistemul “Panel Lok” conducta de canalizare va trebui

curatata si golita Avantajele recurgerii la acest sistem sunt reprezentate de reducerea

minima a sectiunii trasversale, capacitatea hidraulica imbunatatite, si protejarea

eficienta impotriva coroziunii.


142

Etansare Cap dirijor Cap de frezat Ciocan perforator Transportor elicoidal

5.4 Inlocuirea conductei

Metoda “pipe eating” este o metoda de reparatie structurala utilizata pentru

inlocuirea directa a conductelor de canalizare. Scutul de impingere va distruge

conducta defecta, faramitand-o. Inlocuirea directa inseamna ca se va poza o noua

conducta in exact acelasi loc unde fusese anterior conducta defecta. Reziduurile

ramase in urma distrugerii conductei vor fi eliminate prin excavare si aspirare, sau cu

ajutorul unor pompe de beton, putand fi utilizate ulterior ca material de umplutura in

constructii. Apoi, o conducta continua noua, fixata pe scut, va fi asezata in pozitie, pe

masura ce conducta defecta existenta este distrusa si indepartata. Metoda este

actualmente limitata doar la conducte cu diametrul pana la 900 mm, nefiind prea

folosite pentru conducte cu diametre mai mari. Desi este necesara realizarea unor

puturi de acces, aceasta tehnica permite montarea noilor conducte cu perturbarea

minima a suprafetei, in comparatie cu metodele de inlocuire a conductelor care impun

realizarea de excavatii (metode “cu sapatura”).

Figura 5.5. Schema metodei de reabilitare „pipe eating”.

Metoda “pipe bursting” este o alta metoda de inlocuire directa a conductelor

de canalizare. Aceasta tehnologie consta in spargerea pneumatica sau hidraulica a

vechii conducte prin introducerea unui asa zis « cap de spargere » si inlocuirea

acesteia cu o alta de dimensiuni egale sau sensibil mai mari utilizand acelasi traseu,

prin tragerea sau impingerea noii conducte de catre capul de spargere. In unele cazuri,

noua conducta a fost cu pana 150% mai mare decat conducta veche.


143

Conducta noua

Camera de lansare

Cap de spargere

Camera de iesire

Conducta existenta din AC

Fragmente de conducta

Unitate hidraulica de spargere

Figura 5.6. Schema metodei de reabilitare „pipe bursting”.

Aceasta metoda nu poate fi utilizata in zone cu retele subterane de utilitati

aflate la o distanta mai mica de 300 mm de reteaua de canalizare si nici in cazul in

care exista coturi in unghi ascutit pe traseul conductei. Aceasta tehnica permite

montarea noilor conducte cu perturbarea minima a suprafetei.

5.5 Excavarea si inlocuirea conductei

Uneori pot interveni situatii in care solutia optima este aceea de a inlocui

conducta prin metode care presupun excavatii. Mai degraba decat repararea sau

recondiionarea din interior. Aceasta varianta s–ar putea dovedi a fi mai putin

costisitoare sau ar putea fi folosita cand se impune cresterea dimensiunii conductei de

canalizare.

Metodele cu sapatura directa sunt utilizate atunci cand nivelul deranjului

provocat opiniei publice poate fi mentinut in limite acceptabile. Pe masura ce

adancimea traseului conductei creste, aplicabilitatea metodelor cu sapatura deschisa

scade, impunandu-se metodele “fara sapatura”.


144

Figura 5.7. Transee conducta.

Executarea sapaturilor se incepe prin desfacerea imbracamintii asfaltice pe

latimi corespunzatoare (min. 0.60 m de o parte si de alta a transeei) in vederea

respectarii prevederilor privind protectia muncii.

Transeele se executa cu latimi minime necesare, cu respectarea conditiilor de

executie a lucrarilor, in functie de modul de executie a sapaturilor, de natura terenului

si de latimea exterioara a canalului sau al diametrului exterior al conductei.

Pentru canalele cu sectiune circulara avand diametrul interior 200 – 400 mm,

executate din tuburi de beton simplu, prefabricate se dau latimile maxime ale sapaturii

in tabelul urmator.

Tabel 5.1. Latimea transeelor pentru canale circulare [13].

Diametrul interior al tubului (mm) Latimea maxima a sapaturii (m)

200 0.8

250 0.85

300 0.9

400 1.05

Peretii transeelor se executa vertical sau in taluz, in functie de natura solului si

a spatiului disponibil pentru executarea sapaturilor. La adancimi mari si in cazul unor


145

conditii hidrogeologice nefavorabile, transeele se executa de multe ori combinat:

partea superioara mcanizat (in taluz) iar partea inferioara manual (cu pereti verticali).

Executarea sapaturilor (saparea si indepartarea pamantului din transee) se poate

face mecanizat, semimecanizat si manual.

Saparea mecanizata se executa cu excavatoare universale obisnuite cu cupa de

0.15 – 0.30 m3 sau cu lingura intoarsa, cu sapatoare frontale, numite si sapatoare de

santuri, cu dragline, cu greifere sau cu buldozere.

Saparea semimecanizata se practica in special pe strazile unde trebuie efacut

canalul si subsolul este partial ocupat de alte constructii edilitare. In aceste zone se

sapa fie manual, fie mecanizat, evacuarea pamantului facandu-se cu benzi

transportoare asezate pe radierul transeei direct in camioane ce asteapta pe mal.

Pentru sapaturi in terenuri foarte tari si tari se foloseste ciocanul pneumatic de

abataj dotat cu cazma si lopata.

Saparea manuala se practica din ce in ce mai putin; aceasta isi gaseste aplicare

in cazul transeelor de dimensiuni mici, pentru corectarea sapaturii mecanice in

portiunile cu retele subterane numeroase. Saparea se face cu tarnacopul si cazmaua,

iar indepartarea pamantului cu lopata.

Pe strazile mai inguste, daca nu se poate asigura o banda de cel putin 4 m

pentru circulatia vehiculelor se alege un amplasament la o distanta cat mai mica de

centrul de greutate al santierului in care se depoziteaza provizoriu pamantul pana la

inceperea umpluturii.

O problema importanta o reprezinta asigurarea stabilitatii constructiilor si

instalatiilor invecinate transeei, fiind necesare, uneori masuri de consolidare sau

protejare.

5.5.1 Sprijinirea transeelor

De cele mai multe ori, peretii transeelor sunt verticali. Pentru a impiedica

degradarea peretilor si alunecarea terenului din vecinatatea transeei acestea se sprijina

cu ajutorul dulapilor si bilelor de brad sau a sprijinirilor metalice de inventar, functie

de natura terenului.

In terenuri coezive sprijinirea se realizeaza cu dulapi orizontali asezati la

intervale de 0.5 – 1.0 m si dulapi verticali asezati la distante de 1.0 – 1.5 m. Intre

dulapii verticali se bat bile numite spraituri la intervale de 0.6 – 0.8 m, sub ale caror

capete se bat bucati de scandura pentru a impiedica spraitul sa cada. In locul

sprijinirilor cu material lemnos se pot folosi dulapi din metal si spraituri metalice.

Sprijinirea incepe cand transeea are 1 – 1.5 m.


146

In terenuri slab coezive si putin acvifere, dulapii orizontali se aseaza unul langa

altul.

In terenuri cu apa subterana se executa sprijiniri prin palplanse. in acest scop,

dupa ce s-a ajuns cu sapatura pana la cca. 1 m adancime se instaleaza pe fundul

sapaturii un cadru de lemn care se sprijina pe piloti asezati la distanta de cca. 2 m unul

fata de altul; la interior se aseaza un alt cadru si intre cele doua cadre se bat palplanse

de lemn sau metalice; la inceput, pentru ghidarea palplanselor se monteaza la

inaltimea de 2 m un cadru provizoriu.

Pe masura avansarii sapaturii se bat si palplansele, iar la distante de 70 – 80 cm

se monteaza la interior un alt cadru. In timpul lucrului palplansele trebuie sa fie

incastrate pe o inaltime minima de 0.5 m. Imbinarea intre palplanse se face prin nut si

feder, pentru o cat mai buna etansare a transeei. Baterea palplanselor se realizeaza

manual sau cu berbecul actionat mecanic.

5.5.2 Epuismente

Uneori reteaua de canalizare trebuie sa se execute sub nivelul apei subterane; in

astfel de situatii este necesar sa se execute epuismente. Procedeele de executie a

epuismentelor depind de natura terenului, nivelul apelor subterane, dimensiunile

transeelor.

In terenuri cu permeabilitate redusa si cantitati mici de apa, pe radierul transeei,

din loc in loc, se executa o serie de gropi, din care cu ajutorul moto sau

electropompelor se evacueaza apa.

In terenuri cu permeabilitate mai mare se executa sub viitorul radier al

canalului, drenuri, de o parte si de alta a acestuia sau in ax. Apa colectata de drenuri,

pe anumite tronsoane este apoi evacuata prin pompare. Dupa terminarea lucrarii,

drenurile nu sunt dezafectate, acestea colecteaza in continuare apa subterana care este

apoi evacuata direct in emisar. Aceste drenuri coboara nivelul apei subterane in zona

canalului, evitandu-se astfel inundarea subsolurilor sau infiltrarea apei subterane in

canal.

Daca terenurile au permeabilitate mare, pentru a se putea lucra in uscat, se

coboara nivelul apei subterane cu ajutorul unor siruri de puturi forate (ɸ 250 – 500

mm), plasate in lungul transeei, de o parte si de alta a acesteia, la 3 – 10 m distanta de

pereti. In locul acestor puturi forate se pot utiliza filtre aciculare, executate din tevi

metalice, de 1 m lungime si 0.05 m diametru, asamblate prin filet si care au elementul

filtrant la partea inferioara. Acesta consta in doua tevi concentrice perforate, de 1 m

lungime, infasurate cu plasa metalica; la partea inferioara este prevazuta o bila

supapa, pentru a antrena particulele fine in timpul epuizarii apei. Filtrele se introduc


147

in pamant, in pozitie verticala, pana la cota prevazuta in proiect, cu ajutorul instalatiei

de pompare, care impingand apa si aerul din sol in filtrul acicular, impinge in jos bila

sferica si lasa astfel ca apa sub presiune sa iasa la exterior. Se produce astfel o spalare

hidraulica a terenului, materialul dislocat fiind impins la suprafata solului.

In spatiul creat in jur, in cazul nisipurilor fine, se introduce pietris ciuruit, pana

la cota initiala a panzei freatice si apoi se executa un dop de argila. Puturile se

racordeaza la o conducta generala asezata paralel si lateral transeei, prin intermediul

unor mansoane flexibile de cauciuc. Instalatia de pompare consta din doua

electropompe speciale autoamorsate. Pe masura ce se spala terenul, filtrul acicular

patrunde mai adanc in sol, pana se ajunge la cota din proiect. Dupa aceasta operatie,

prin aceleasi conducte, se aspira apa din filtrul acicular – din sol – pentru a mentine

coborat nivelul apei subterane si a executa in uscat restul lucrarilor.

5.5.3 Montarea tuburilor si executarea caminelor

Montarea tuburilor incepe prin turnarea fundatiei caminelor la dimensiunile din

proiect; apoi se executa rigola de pe radierul caminului si se monteaza tuburile care

patrund in camin. In continuare, se poate executa, in paralel montarea tuburilor si

peretilor caminelor. In terenurile necorespunzatoare trebuie luate masuri speciale

pentru fundare. Dupa terminarea zidariei sau montarea tuburilor prefabricate din care

este construit caminul, se rostuieste zidaria cu mortar de ciment, se monteaza scarile,

capacele.

In terenuri cu pietrisuri grosiere, marne sau stanca nu este permisa rezemarea

directa pe sol a tuburilor circulare fara talpa. In asemenea situatii este necesara

executarea unui reazem de nisip, balast (cu granule de pana la 3 cm) sau beton.

Reazemul va avea grosimea de cel putin 10 + Dn/10 (cm) pentru nisip si balast si 5 +

Dn/10 (cm) pentru beton. Contactul dintre reazemul de beton si tub trebuie sa fie

continuu, fara denivelari, pentru a evita concentrarile de eforturi in tuburi.

Lansarea tuburilor in transee se poate executa cu trepiede de montare a

conductelor,macarale portal, tractoare speciale de lansare (pentru tuburi mai mici),

automacarale, excavatoare, dragline echipate cu brat de macara. Pentru lansare se

folosec chingi late, cablurile si lanturile deteriorand stratul superficial.

5.5.4 Executarea umpluturilor

Indepartarea sprijinirilor din transee se face pe masura efectuarii umpluturii de

jos in sus; numai daca exista pericolul degradarii malurilor si accidentarii muncitorilor

care lucreaza la umplerea transeei, sprijinirile nu se scot din transee partial sau total.


148

Umplerea transelor se face cu lopata pentru volume mici de pamant si canale de

dimensiuni reduse sau cu buldozerul pentru canale de dimensiuni mari.

Umplerea cu pamant a transeelor se face in straturi de 0.20 m; daca pamantul se

prezinta sub forma de bulgari, acestia trebuie sfaramati. In jurul canalului se asigura o

umplutura manuala, executata din straturi de cca. 10 cm, bine compactate pana la cel

putin 30 cm deasupra generatoarei superioare; compactarea peste acest nivel se

realizeaza mecanic. Dupa terminarea umpluturii este necesara refacerea imbracamintii

asfaltice si transportarea pamantului in exces.

Executarea canalizarilor prin metoda cu transee deschisa are urmatoarele

dezavantaje:

ingreunarea traficului in zona afectata de lucrari, blocaje si implicit cresterea

poluarii in zona;

deteriorarea imbracamintii asfaltice a strazilor;

necesitatea excavarii, transportarii si depozitarii pamantului conduce de

asemenea la o accentuare a poluarii datorita utilajelor folosite;

praf, zgomot, vibratii care produc disconfort populatiei;

risc de deteriorare a retelelor edilitare existente;

risc de deteriorare a monumentelor si cladirilor datorita vibratiilor ceea ce

conduce la costuri ridicate de refacere;

lucrarile depind de starea vremii;

serie de magazine si obiective din zona lucrarilor pot fi inchise pe termen

lung;

nemultumiri ale cetatenilor.

5.6 Executia canalizarilor fara transee deschisa

In cazul metodelor fara transee deschisa se diferentiaza doua tipuri de metode:

tehnologii fara transee deschisa pentru instalarea cablurilor si conductelor

prin impingere sau forare;

realizare tuneluri si galerii.

Prin aceste tehnologii se intelege: instalarea subterana a cablurilor si

conductelor prin tragere, impingere, presare, pilonare, intr-o cavitate executata in sol

prin forare.


149

In tabelul urmator sunt prezentate o serie de metode fara transee deschisa

pentru realizarea unor cavitati subterane cu diametre cuprinse in intervale de la cativa

centimetri pana la cativa metri.

Acestea se diferentiaza prin posibilitatile de acces la interfata de lucru (tehnici

care nu necesita personal de lucru in cavitatea excavata in timpul instalarii si tehnici

care necesita personal de lucru), determinarea pozitiei, corectia directiei forajului,

amplasarea capului de foraj sau a masinii de microtunelare (tehnici directionate si

nedirectionate) [38].

Tehnicile care nu necesita personal de lucru in cavitatea excavata sunt utilizate

pentru instalarea cablurilor si a conductelor neaccesibile pentru om sau in cazul in

care conditiile de lucru sau de protectie a sanatatii sunt greu de realizat.

Definitia pentru conducte ne-accesibile omului este diferita de la tara la tara.

Astfel, conform ATV-A 125E se intelege pentru conducte cu diametru interior mai

mic de 1200 mm. In cazuri exceptionale, aceasta valoare poate fi redusa pana la 1000

mm:

cand lungimea de impingere este mai mica de 80 m;

cand o conducta de lucru (diametrul interior 1200 mm) pe cel putin 2000

mm lungime este disponibila.

Valorile limita pentru tehnicile care nu necesita personal de lucru in unitatea

excavata sunt:

sectiune circulara

- pentru lungimi mai mici de 50 m 0.8 m;

- pentru lungimi intre 50 si 100 m 1.2 m;

- pentru lungimi de 100 m si mai mari 1.2 m.

sectiune rectangulara

- pentru lungimi mai mici de 50 m 0.8 m inaltime;

0.6 m latime;

- pentru lungimi intre 50 m si 100 m 1.0 m inaltime;

0.6 m latime;

- pentru lungimi peste 100 m 1.2 m inaltime;

0.6 m latime.


150

Tabel 5.2. Tehnici de instalare a conductelor fara transee deschisa [17].

Metode pentru

instalarea cablurilor si conductelor

fara transee

deschisa

Tehnici care nu necesita personal de

lucru in cavitatea excavata

Tehnici ne-

dirijabile

Tehnici cu dislocuirea

solului

Prin lovire

Prin batere tevi cu frontul tevii inchis

Impingere orizontala cu expandare

Tehnici cu indepartarea

solului

Prin batere tevi cu front deschis

Foraj cu freza netubat

Foraj cu freza

Forare prin lovire

Impingere orizontala cu sapa largitoare

Tehnici drijabile

Tehnici cu dislocuirea

solului

Prin lovire dirijabila

Forare orizontala prin lovire

Impingere cu teava pilot cu decopertare

sol

Microtunelare cu dislocuire sol

Tehnici cu indepartarea

solului

Impingere cu teava pilot

Microtunel

cu indepartarea solului excavat cu

freza

cu indepartarea solului excavat

hidraulic

cu indepartarea pneumatica a solului excavat

cu indepartearea solului excavat

prin alte metode mecanice

Foraje directionate cu fluid de spalare

Fluid de spalare lichid

Fluid de spalare gaz

Tehnici care necesita

personal de lucru in

cavitatea excavata

Impingere cu scut


151

Daca aceste dimensiuni sunt depasite atunci se pot utiliza tehnici cu personal de

lucru in interiorul cavitatii excavate.

A doua caracteristica – ne-dirijabil – metode la care nu este posibila corectia

directionala a capului de foraj.

Un criteriu de evaluare important pentru toate metodele de instalare a

conductelor fara transee deschisa il reprezinta rata de avansare sau viteza de

impingere care reprezinta lungimea de impingere/ timpul de impingere.

In ceea ce priveste aceasta rata de avansare se pot diferentia:

timpul global de forare reprezinta timpul total inclusiv timpul de pornire,

timpul pentru lucrari adiacente care servesc forajului;

timpul net de forare – timpul efectiv de realizare a forajului;

timpul pentru operatii de inlocuire – timpul necesar pentru inlocuirea

echipamentului de forare din cavitatea excavata pentru un alt punct setat;

timpul de start al forajului – timpul necesar pozitionarii capului de foraj si

inceperea forarii;

timp pentru pregatirea echipamentului – timpul pentru pregatirea

echipamentelor si indepartarea acestora de pe santier.

5.7 Tehnologia de executie prin impingere cu scut

Metoda de impingere cu scut (pipe jacking) se realizeaza prin presarea in

subsol de la un put de inceput pana la un put tinta, cu ajutorul unei statii de impingere

sau a unei statii de impingere principale ajutata de statii intermediare. Realizarea

metodei de impingere in linie dreapta sau curba este posibila prin intermediul unei

masini-scut pozitionata la capatul primei tevi. Operarea si directionarea masinii-scut

este realizata direct din subteran de catre un operator sau, in cazuri speciale cum ar fi

tunelele inguste, este controlata de la distanta cu ajutorul unei telecomenzi pentru

directionare, din putul de incepere sau de la suprafata. Pamantul sau straturile de roca

pot fi excavate la punctul de lucru folosind urmatoarele metode:

Excavare manuala partiala;

Excavare mecanica sau hidraulica partiala;

Excavare completa;

Prin deschiderile din capul de presiune.

Tevile de impingere au functie dubla: aceea de a sustine cavitatea excavata, si

in cazul unei singure sape, functia de conducta.


152

In cazul sapei duble, conducta de impingere are de obicei functia de tubare

temporara, si tubul ulterior inserat in interior, are functia de conducta finala.

Facand referire la diametrul exterior, se utilizeaza tevi pentru impingere

prefabricate de diametru ≥ DN/ID 1200 sau tevi pentru impingere produse intr-o

fabrica la locul de excavare.

In prezent, aproape fara exceptie, pentru toate metodele de instalare fara

sapatura deschisa, se utilizeaza tevi pentru impingere cu sectiune circulara.

Limita superioara a diametrului tevii utilizate este determinata de aspectele

economice ale fabricarii tevilor, de tehnologia de impingere, de regulamentele cu

privire la limitele de transport ale tevilor, precum si de greutatea tevilor.

Dimensiunile admise si greutatea totala a vehiculelor, precum si combinatiile

de vehicule in conformitate cu StVZO German (Ordonanta de Certificare a Traficului

Rutier) sunt redate in tabelul urmator [39]. Pentru dimensiuni mai mari sau greutati

totale mai mari, se apeleaza la transportatorii speciali care poseda permis special.

Limitele de transport pentru tevi, in Germania, sunt de aproximativ 5,4 m diametru

exterior si o masa de 50 t. Un exemplu de transport de tevi mari pentru impingere este

prezentat in figura urmatoare. Tevile cu o lungime de la 3.00 m la 4.20 m, cu un

diametru exterior de pana la 4.60 m si o masa de pana la 54 t, au fost transportate pe

timp de noapte intre 10 p.m. si 6 a.m. de la producator la santier.

Aceste masuratori sunt foarte costisitoare si nu pot fi intotdeauna realizate din

cauza conditiilor externe de limitare (de exemplu: capacitatea podurilor care urmeaza

sa fie trecute, dimensiunile clare existente ale profilului de-a lungul traseului de

transport). O solutie ar fi fabricarea tuburilor pentru impingere cu scut cu mari

dimensiuni direct pe santier.

Figura 5.8. Transportul conductelor pentru impingere (DN/ID 3200 si DN/ID 4100, lungime de 3.00 m, greutate 35 t) pe un autovehicul special [17], [39].


153

Tabel 5.3. Dimensiunile si masele admisibile ale vehiculelor si a combinatiilor de vehicule [17], [41].

Transporturi rutiere fara permis special in conformitate cu

StVZO

Transporturi grele si speciale

Cu permis anual (Cu identificarea vehiculului)

Cu permisiune pentru un singur transport

Latime [m] 2.55 3.00 >3.00

Inaltime [m] 4.00 4.00 > 4.0

Lungime [m] 18.75 ca. 25.00 > 25.00

Greutate Totala [t] 40.00 ca. 56.00 > 56.00 21

Costurile initiale asociate cu aceasta necesita lungimi de impingere minime si

reprezinta o limitare privind economicitatea metodei. Limita de greutate a conductelor

individuale in ceea ce priveste manipularea tevilor pentru impingere, precum si

pentru macaralele disponibile in mod normal este de 100 tone. Cele mai mari tevi de

beton armat pentru impingere care au fost produse intr-o fabrica pe santier si pozate

prin aceasta metoda in Republica Federala Germania au avut o dimensiune de DN/ID

4100 si de DN/ID 5000.

Anvergura lucrarilor prin metoda de impingere cu scut este limitata mai ales

din motive economice decat din motive tehnice.

Numarul de statii intermediare necesare pentru impingere creste odata cu

cresterea distantei de impingere. Aceasta include costuri suplimentare pentru statii si

pentru prelungirea timpului necesar realizarii lucrarii.

Prin metoda de impingere cu scut, este posibil, de asemenea, forajul in linie

curba. Asa-numitele masini articulate pentru microtunele sau masinile-scut articulate

sunt folosite in cazuri speciale. In combinatie cu tevi pentru impingere special

proiectate, acestea permit o raza de curbura de > 21 m, in functie de dimensiunea

nominala a tevii.

In conformitate cu ATV-A 125E, distanta intre peretele tunelului si conducta,

pe care o vom numi in continuare supralargire, in metoda de impingere cu scut, ca si

pentru tunelele inguste, depinde de tipul de pamant si diametrul nominal al conductei

si poate fi de pana la 20 mm, mai ales in linie curba. In cazuri speciale, aceasta poate

fi chiar de 30 - 50 mm (de exemplu, in roca sau lut).

O valoare ghid pentru aceasta distanta este recomandata la 1.005 x DN/ID. In

pamanturi necoezive, nisip si pietris, supralargirea poate fi redusa la 1.003 x DN/ID,

iar in pamanturi puternic coezive si pentru argilele cu o tendinta de umflare, poate fi

marita la 1.01 x DN/ID.

Din motive geometrice, pentru metoda de impingere cu scut in linie curba,

supralargirea, cu referire la raza de curbura, ar trebui sa fie:


154

1000

1

2

1

16

2

1

a

teava do

lR (5.1.)

Unde:

a

teava

dR

lo

2

1100016

2

(5.2.)

Unde:

lteava - lungimea tevii [mm]

da - diametrul exterior al tevilor pentru impingere [m]

o - supralargire [mm]

R - raza de curbura [m]

Aceasta ecuatie se bazeaza pe o proiectie bidimensionala ideala a conditiilor

geometrice a unui proces de impingere cu scut [39]. Nu a fost luata in considerare

toleranta sectiunii transversale excavate, deformarile sale si mai ales abaterea sirului

de conducte de la pozitia ideala, centrala, ca urmare a flotabilitatii sau din cauza

propriei greutati a conductelor.

Cele mai importante parti functionale in metoda de impingere cu scut sunt

prezentate in figura urmatoare:

Masina-scut;

Conducte pentru impingere;

Statia pentru impingere sau statia principala de impingere care cuprinde

cadrul pentru impingere, cilindrul, inelul de impingere si peretele de

sustinere;

Statiile de impingere intermediare pentru distante de impingere > 100 m;

Sistem de transmitere cu instalatii de transmitere atasate;

Macara mobila pentru asamblarea si demontarea masinii-scut precum si

pentru instalarea conductelor pentru impingere;

Sistem hidraulic de putere;

Sistemul de lubrifiere a sirului de tevi;

Instalatii de ventilatie (daca este cazul);


155

Puţ de lansare

Cabina de dirijare

Staţie principală de impingere

Staţie intermediară de impingere

Tronson de conductă

Mașina-scut

Staţie principală de

impingere

Instalaţie de separare

Ramă de ghidare

Succesul tehnic si economic al metodei depinde in mare masura de interactiunea

dintre partile functionale ale acestui ansamblu. De aceea, acestea trebuie sa fie

adaptate reciproc la dimensiunile, fortele si viteze lor.

Figura 5.9. Metoda de impingere cu scut – schita de principiu [41].

5.7.1 Injectare in regiunea capului de foraj

Atunci cand se aplica procedura de impingere cu scut folosind conducte

inaccesibile omului < DN/ID 800, sirul de conducte nu este de obicei lubrifiat intr-un

mod directionat; pe de o parte, lungimile pentru impingere cu scut de obicei sunt

relativ limitate si, pe de alta parte, sectiunea transversala a conductei nu poate fi

accesata pentru a scoate duzele si furtunurile de injectie dupa terminarea procesului de

impingere.

In cazul in care este necesara lubrifierea, injectarea de lubrifiant in regiunea

capului de foraj este posibila pentru punctele de lucru care nu sunt sustinute de un

fluid. In acest caz, lubrifiantul trebuie sa fie adus printr-un furtun de injectare separat

la capul de foraj si cel de directie al masinii de forare sau la scutul din fata, si trebuie

sa fie injectat in bresa inelara prin duzele de injectare cu vane anti-retur.


156

Atunci cand sunt sapate microtunele prin indepartarea hidraulica a rocilor si cu

masini-scut intr-un punct de lucru sustinut de un fluid pe baza de suspensie de

bentonita ca suport si lichid de transport, se presupune ca injectarea bresei inelare cu o

suspensie de bentonita conduce automat la presurizarea fetei de lucru. Pentru a putea

realiza acest efect, capul de foraj trebuie sa creeze sectiunea de deasupra conductei

suficient de larga si trebuie sa existe o legatura pe toate laturile intre excavare/

camera concasare si bresa inelara.

Pentru o egala distributie a lubrifiantului si un mediu suport imprejurul

circumferintei conductei, unele masini pentru saparea tunelelor inguste / masini-scut

au un inel de distributie amenajat la periferia lamei de taiere a scutului cu placi de

ghidare corespunzatoare. Doua grinzi individuale conduse si rotite de pre-taietori

(“Cap de foraj dublu”) contribuie la o mai buna omogenizare a rocilor cu suspensie de

bentonita si o lubrifiere controlata a bresei inelare.

Prin aceasta metoda este posibil sa fie umpluta bresa inelara, pana la o distanta

de foraj de aproximativ 200 m, cu noroi bentonitic cu o fluiditate ridicata realizata la

punctul de lucru, si sa asigure o presiune de sprijin cu 0.2 bar mai mare decat

presiunea apelor subterane, realizand o supralargire de aproximativ 35 - 50 mm, fara a

utiliza o statie de impingere intermediara. Dupa aceasta, bresa inelara se reduce din

cauza presiunii de sprijin in scadere pana cand, spre sfarsit, dupa 300 m, dispare

aproape integral efectul de sprijin sau de lubrifiere.

Figura 5.10. Lubrifierea coloanei de tubaj in METODA ULTIMATE; a) Injectie de lubrifiant si mediu support in capul de sapare in sensul unei distributii inelare; b) Cap dublu de sapare.


157

Presiunea exercitata de apa si pamant

Zonă de penetrare

Bresa inelara Presiunea exercitată de apă si

pămant

Presiunea exercitată de apă si pămant



Conducta

Conducta

Zonă de penetrare


Presiune de suport=presiunea apei freatice

Presine de suport≥presiunea apei freatice+0.2 bar

După 300 m

După 200 m

Conducta

Conducta

Conducta

Bresa inelară

Bresa inelara

Impingere pe distante de pană la 200 m

0 m

Presiune de suport<presiunea apei freatice

Conducta Bresa inelara Zona de penetrare

Bresa inelara

Figura 5.11. Efectul lubrifierii la o supralargire de 120 mm

Figura 5.12. Reducerea dimensiunii bresei inelare ca urmare a lubrifierii coloanei de tubaj [41].


158

Incercarea de a continua procedura pe inca un tronson, prin marirea bresei

inelare la mai mult de 120 mm, conduce la ridicarea sirului de conducte, datorita

erorilor sistemului de masurare cauzate de faptul ca traseul initial nu mai este urmat si

astfel se produc tasari semnificative.

In ciuda aplicarii cu succes a metodei prezentate anterior, trebuie luat in

considerare faptul ca nu este posibil ca in toate cazurile sa se asigure o presurizare

omogena pe toata suprafata conductei doar cu lubrifiant. Chiar atunci cand capatul

conductei este prevazut cu o garnitura etansa si se injecteaza bentonita prin duzele

integrate, aceasta metoda va avea un efect limitat pe directie longitudinala.

5.7.2 Injectie prin duze de injectare a coloanelor de tubaj inaccesibile omului prin metoda de impingere in doua faze

In metoda de impingere in doua faze, pentru conducte inaccesibile omului se

pot utiliza in prima faza conducte de lubrifiere acestea fiind conducte individuale

intermediare si segmente de scut, in care se instaleaza duze de injectie, obtinandu-se

astfel o lubrifiere omogena de-a lungul circumferintei conductei pe toata distanta de

foraj.

Aceasta metoda este posibila deoarece conductele de lubrifiere sunt recuperate

in a doua faza si astfel sunt recuperate si duzele.

5.7.3 Injectie manuala prin duzele de injectare in coloane de tubaj accesibile omului

Aceasta metoda de injectie manuala a conductelor accesibile omului poate fi

numita si lubrifiere manuala. Prin aceasta metoda lubrifiantul este injectat manual in

bresa inelara prin duzele de injectare distribuite in mod egal in jurul circumferintei

conductei, precum si in lungul conductelor prin activarea manuala a valvelor.

Datorita faptului ca la aplicarea metodei nu se tine cont de nicio limitare de timp,

volum sau presiune, efectul de lubrifiere si sustinere este de obicei resimtit doar in

zona din imediata apropiere a duzelor de injectie. Din cauza presiunii de injectie

necontrolata, bresa inelara poate fi marita in urma deplasarii pamantului.

In momentul de fata aceasta metoda este folosita doar pentru distante foarte

scurte, in special cu masini-scut cu excavare partiala la suprafata.


159

Interfaţa de lucru

Bresă inelară

Zona de penetrare

Conducta

Duze de injecţie

Bresă inelară Zona de penetrare

Conducta

Duze de injecţie Vană manuală Mașina-scut Vană manuală

Figura 5.13. Lubrifierea manuala a coloanei de tubaj pe toata circumferinta conductei [41].

5.7.4 Injectie automata prin duzele de injectare intr-o coloana de tubaj

5.7.4.1 Noroiul bentonitic

Pe distante lungi si traiectorii curbe, injectia automata cu noroi bentonitic

pentru asigurarea unei lubrifieri sigure si continue a sirului de conducte (≥DN/ID 800)

reprezinta apogeul tehnologiei.

Sistemele de lubrifiere automata sunt economice deoarece nu necesita personal

pentru operare.

In acest caz, lubrifierea este executata tinand cont de timp, volum si presiune

prin metode specifice de control a statiilor de lubrifiere individuale si a duzelor de

injectare. Conditiile de injectie sunt stabilite de operatorul masinii prin intermediul

unui PC, de la biroul de dirijare, tinand cont de diametrul conductei, de distanta de

conectare, precum si de conditiile hidrologice si hidro-geologice, acestea putand fi

schimbate in orice moment. In practica, valorile uzuale sunt: maxim 5 bari presiune

de injectare sau o durata de injectare de 20 secunde pentru fiecare duza de injectie. In

plus, folosind un software specializat, este posibila stabilirea mai multor tipuri de

lubrifiant putand astfel sa se excluda regiuni de neetanseitate ale statiilor intermediare

afectate, sau sa se actioneze optim in cazul in care pamantul pune probleme, pe

distante mari de conectare.


160

Masina-scut

Noroi

bentonitic

Statie de lubrifiant

Aer comprimat Vane

Furtune de distributie pentru

duze

Cablu de

ghidare

Birou de comandă Duze de

injectie Statie de

lubrifiant700x24

0x200 mm

Furtunuri cu valve pentru

duze

Generator

Distantele dintre statiile de lubrifiant – pentru conducte cu duze de injectie –

sunt determinate empiric avand valori intre 9 si 15 m pentru foraj pe distante mari si

in cazul in care se foloseste noroiul bentonitic ca lubrifiant si mediu suport. In cazul

pamanturilor cu o permeabilitate mai ridicata sau mai scazuta, aceste distante trebuie

sa fie mai mici. Prima statie de lubrifiant trebuie asezata cat mai aproape cu putinta

dupa primului segmentul al masinii-scut.

Duzele de injectie trebuie sa fie repartizate in mod egal pe toata circumferinta

conductei. Numarul si asezarea duzelor depind de abilitatea pamantului de a permite

imprastierea suspensiei. De obicei fiecare statie de injectare are trei duze de injectie

amplasate pe circumferinta conductei.

a. b.

c.

Figura 5.14. Sistemul de lubrifiere automata HERRENKNECHT [41].

a) Alcatuire; b) Mod de functionare; c) Detaliul unei statii de lubrifiere cu 3 duze de injectie si o conducta.

Furtunuri

de distributie pentru

duzele de injectie D

uze de

injectie Generator Sta

tie de lubrifiant

700x240x 200

mm

Cablu

de directie Aer

comprimat


161

In practica, utilizand sisteme de lubrifiere automate cu noroi bentonitic, s-au

obtinut frecari superficiale ≤1 kN/m2. Un exemplu in acest sens este proiectul

„Europipe” cu o frecare superficiala <1.0 kN/m2 si proiectul „Kieler Forde" cu o

frecare superficiala medie ≤0.2 kN/m2.

Conditiile hidro-geologice sunt foarte importante pentru dezvoltarea frecarii

superficiale, de exemplu atunci cand procesul se desfasoara in conditii precum:

- apele subterane (pamantul este saturat);

- in zone cu pamant partial saturat;

- in zone de pamant usor umed sau uscat.

Experimentele de laborator efectuate in acest sens au aratat faptul ca in

momentul trecerii de la un strat de pamant uscat la un strat partial umed, se produce o

deshidratare (filtrarea) a bentonitei ceea ce conduce la cresterea frecarii superficiale

cu mai mult de 4 ori fata de valoarea sa initiala.

5.7.4.2 Solutii pe baza de polimeri

Etansarea si stabilizarea peretilor forajului realizate prin lubrifierea si sustinerea

cu noroiul bentonitic depinde de tipul de pamant (granulometrie, permeabilitatea),

stabilitatea forajului si durata de executie, printre altele. Toate aceste coditionari

limiteaza foarte mult metoda.

Scopul cercetarilor T.B.K.-Schmiersystem (Sistemul automat de vidare a

presiunii de tip omnidirectional) a fost acela de a gasi o metoda care sa depaseasca

aceste limite, pentru a putea aplica fara probleme procedeul de impingere pe distante

mai mari, fara a utiliza statii de conectare intermediare, independent de tipul de

pamant.

Figura 5.15. Sistemul de lubrifiere T.B.K. [41].

Masina

-scut

Aer

comprimat

V

alve

Statie

de lubrifiant Noroi

bentonitic


162

Aceasta metoda se aseamana unui sistem automat de lubrifiere care asigura

fluidizarea frontului de lucru. Lubrifierea si mediul suport se realizeaza pe baza

silicatului de sodiu (Na2Si03 x H20). Aceasta este o solutie apoasa anorganica de

silicati alcalini care se comporta ca un polimer, fara a avea functie de protectie a

coloizilor. Aceasta functie precum si imbunatatirea proprietatii de filtrare prin

mijloace suplimentare de blocare a turtei de filtrare, sunt obtinute prin adaugarea

derivatilor de celuloza solubili in apa (Na+-CNC) si poliacrilat de sodiu.

Utilizarea simultana a poliacrilatului de sodiu si Na+-CNC conduc la

suprapuneri de efecte, de exemplu, cantitatea de substante rezultate in urma filtrarii

este mai mica, decat cea rezultata in urma folosirii individuale a unuia din cei doi

compusi, probabil datorita diferentelor de dimensiuni ale moleculelor.

Solutia cu vascozitate mare (pH = 7.5) este amestecata in situu cu 1 kg aditiv

(asa-numitul "agent T. B.") si cu 300 de litri de apa.

Schema generala a structurii si a modului de asamblare a Sistemului T.B.K. pe

o distanta de pana la 1000 m folosind SS (Super Slurry) MOLE este prezentata in

figura urmatoare.

Prima statie de lubrifant, alcatuita dintr-o conducta cu sase pana la opt duze de

injectie amplasate echidistant pe circumferinta acesteia, este instalata cu 200 m in

spatele masinii pentru saparea microtunelelor sau a masinii-scut deoarece, cum a fost

deja mentionat, lubrifiantul injectat la capul de foraj ofera o lubrifiere si un suport

suficient intr-o sectiune de 50 mm pentru aceasta distanta. Toate statiile de lubrifant

care urmeaza sunt amplasate din 50 m in 50 m.

Dupa finalizarea lucrarilor de impingere si dezasamblarea instalatiilor de

injectie, orificiile de injectie sunt inchise cu suruburi si acoperite cu mortar de

ciment.

In conformitate cu informatiile producatorului, aceste medii suport si lubrifiere

conduc la frecari superficiale, pentru diferite tipuri de pamant. Cu o frecare

superficiala medie de 1.5 kN/m2 este posibila aplicarea metodei de impingere cu

conducte din beton armat de tipul 700 K E in functie de diametrul nominal al

conductei, fara a se utiliza statii intermediare.

Dupa finalizarea lucrarilor de impingere, bresa inelara este de obicei injectata

cu o suspensie bazata pe un liant hidraulic ("Dämmer") prin sistemul de lubrifiere

disponibil.

Valva

automata de contol


163

Figura 5.16. Sistemul de lubrifiere T.B.K. [41].

a) Sectiune transversala prin statia de lubrifiant; b) Statie de lubrifiant din beton armat cu 6 orificii de injectie (diametrul DN/ID 1650, conducta de lungime 1,20); c) Sectiune longitudinala prin statia

de lubrifiant; d) Mediu de injectie; e) Duza de injectie cu valva antiretur.


164

In conformitate cu informatiile producatorului, aceste medii suport si lubrifiere

conduc la frecari superficiale, pentru diferite tipuri de pamant. Cu o frecare

superficiala medie de 1.5 kN/m2 este posibila aplicarea metodei de impingere cu

conducte din beton armat de tipul 700 K E in functie de diametrul nominal al

conductei, fara a se utiliza statii intermediare.

Dupa finalizarea lucrarilor de impingere, bresa inelara este de obicei injectata

cu o suspensie bazata pe un liant hidraulic ("Dämmer") prin sistemul de lubrifiere

disponibil.

Tabel 5.4. Frecarea superficiala pentru diferite tipuri de pamant atunci cand se utilizeaza polimerii ca mediu de suport si lubrifiere.

Tipul de pamant Frictiunea suprafetei [kN/m2]

Pamant normal (de exemplu argila, aluviuni)

1.2

Cu un procent de pietris de 26 % - 40 % 1.5 41 % - 70 % 1.7

21 % - 100 % 2.0

Pamant uscat 2.5

5.7.5 Impingere cu scut in linie curba

Timp de decenii principalele domenii de aplicare a metodei de impingere cu

scut au fost limitate la traiectorii in linie dreapta sau curbe cu raze mari.

Pentru a preveni deteriorarea conductelor conectate din cauza fortelor de

impingere, au fost intotdeauna adoptate raze de curbura care, din cauza deviatiei

unghiulare a conductelor la coturi, nu mai permit jocuri in punctele de racordare. Din

acest motiv, atunci cand sectiunile transversale sunt accesibile omului, raza de

curbura trebuie sa fie intotdeauna ≥200 m pentru a reduce cat mai mult riscul de

deteriorare a conductelor.

In afara de aceste instructiuni, mai sunt de asemenea si recomandari cu privire

la alegerea razei de curbura minime, cu referire la dimensiunea nominala si la

lungimea conductelor folosite, la dimensiunile si proprietatile inelelor prin care se

transfera presiunea, sau chiar la caracteristicile structurale ale conductelor. Astfel de

recomandari pentru conductele din beton armat cu DN/ID 1000 - 5000 si lungimi

cuprinse intre 2000 si 5000 mm sunt prezentate in figura urmatoare.


165

Figura 5.17. Raze de curbura recomandate functie de diametrul si lungimea conductelor din beton armat [41].

Tabel 5.5. Distante recomandate functie de diametrul nominal si frecarea superficiala medie de 1.5 kN/m2 utilizand SS MOLE [41].

Diametrul nominal DN/ID Forta de impingere maxima

permisibila pentru conducte din beton armat de tipul 700 K E [kN]

Distanta de conectare [m]

700 3159 900

800 3031 800

900 3944 900

1000 4974 1100

1100 5778 1100

1200 7014 1300

1350 8240 1300

1500 10487 1500

1650 12478 1700

1800 14646 1700

2000 18011 1700

2200 21729 1700


166

In cazuri exceptionale, in Germania, s-au realizat raze de curbura de pana la 95

m cu ajutorul conductelor din beton armat lungi de 1 m DN/ID 2000 (lungimea curbei

de 80 m, distanta de conectare de 170 m).

Pentru a executa curbe cu o raza foarte mica sau curbe in forma de „S”,

cercetarea a fost concentrata in ultimii ani in urmatoarele domenii:

- tehnologia utilajelor;

- tehnologia jonctiunii conductelor;

- lubrifierea coloanei de tubaj;

- tehnologii de masurare si ghidare.

Cercetarile din domeniul tehnologiei utilajelor s-au concentrat pe

imbunatatirea executiei curburilor cu masinile pentru saparea tunelurilor inguste sau

cu masinile-scut, prin instalarea racordurilor articulate aditionale. Aceste masini

special articulate sunt alcatuite dintr-un cap de foraj si ghidare, sau dintr-un segment

principal, urmate de mai multe segmente de scut articulate si folosite pentru instalarea

umatorului set cu cilindrii de ghidare, precum si pentru conturarea si uniformizarea

tunelului in care urmeaza sa fie amplasata coloana de tubaj.

Sistemele pentru evacare a pamantului trebuie de asemenea adaptate la traseul

in curba. Sistemele de transport tip spirala nu pot fi folosite in cazul saparii tunelelor

inguste. Atunci cand sunt folosite alte sisteme precum cele pneumatice sau cele pe

banda, trebuie sa fie luate in considerare eventualele pierderi si cerintele speciale care

apar in cazul traseelor curbe.

Exemple de masini pentru saparea tunelurilor inguste sau masini-scut special

articulate care sunt folosite in urmatoarele metode:

RASA DT-K cu indepartarea hidraulica a pamantului pentru DN/ID 700

pana la DN/ID 2000 si raza de curbura ≥ 30 m;

DEINO TYPE cu indepartarea pneumatica a pamantului pentru DN/ID 700

pana la DN/ID 1500 si raza de curbura > 30 m;

UNCLEMOLE TCT Scut Dublu Articulat cu indepartarea hidraulica a

pamantului pentru DN/ID 1500 pana la DN/ID 2400 si raza de curbura ≥ 50

m;

METODA ULTIMATE cu mediu de suport lichid sau prin echilibrarea

presiunii in pamant pentru DN/ID 800 pana la DN/ID 3000 si raza de

curbura ≥ 8 m;

SS MOLE cu mediu de suport lichd pentru DN/ID 700 pana la DN/ID 2200

si raza de curbura ≥ 21 m.


167

Figura 5.18. Curbe „S” din conducte cu diametrul DN/ID 800, cu raza de 85 m (a) si 50 m (b) [41].

In cele ce urmeaza sunt prezentate metode SS MOLE (Super Slurry Mole) si

METODA ULTIMATE.

A. METODA SUPER SLURRY MOLE

SS MOLE este o masina-scut cu mediu suport lichid la interfata de lucru si un

sistem de transport pneumatic. Este alcatuita dintr-un cap de foraj si ghidare, sau

dintr-un segment principal cu scut si, in functie de diametrul nominal al conductei,

doua sau trei segmente de scut articulate.


168

In conformitate cu informatiile producatorului, metoda SS MOLE este utilizata

pentru gama de conducte cu diametre nominale de la DN/ID 700 pana la DN/ID 2200

in pamanturi cu valori nominale N ≤ 100 si cu pietris intr-un procent mai mic de

90%.

Aceasta metoda nu poate fi aplicata in pamanturi cu o rezistenta la

compresiune uniaxiala > 5 N/mm2. In cazul unor pamanturi uscate este posibila doar

cu ajutorul unui sistem suplimentar de lubrifiere (sistemul T.B.K.).

Figura 5.19. Metoda SS MOLE- Sectiune longitudinala [41].

Figura 5.20. Conducte tip Standard E cu articulatii de tip W (fanta s2≤35 mm) [41].

Conducta tip Standard E

Inele de transmitere a presiunii

Perna de

amortizare


169

Distanta maxima pe care se poate aplica impingerea cu scut este de 500 m, dar

aceasta depinde in mod special de tipul de pamant, precum si de numarul si pozitia

coturilor. Raza de curbura se coreleaza cu diametrul si lungimea nominala a

conductelor precum si cu modul de racordare a acestora. In figura urmatoare este

prezentata o schema generala a modului de amenajare a spatiului in doua situatii:

santierul se afla pe strada, respectiv pe un teren liber.

Figura 5.21. Metoda SS MOLE- Organizare santier [41].

B. METODA ULTIMATE

METODA ULTIMATE utilizeaza mediul lichid de suport sau echilibrarea

presiunii in pamant la interfata de lucru pentru diametre nominale cuprinse in

domeniul DN/SD 800 - 3000. Aceasta metoda poate fi aplicata cu succes in

pamanturi cu o granulometrie diferita.

Aceasta metoda este asemanatoare metodei SS MOLE, dar permite impingerea

cu o raza minima mai mica datorita unei masini de articulare suplimentara cu cilindrii

de ghidare, un design special al capului de si de asemenea datorita unei piese de

racordare speciala.


170

Tabel 5.6. METODA ULTIMATE – Raze de curbura posibile [m] functie de diametrul nominal al conductelor, lungime si imbinari [41].

DN/ID Conducte cu lungimea de

2.43 m

Conducte cu lungimea de

1.20 m

Conducte cu lungimea

de 0.80 m

Conducte cu lungimea de 1.20

m si piese de imbinare

Conducte cu lungimea de

0.80 m si piese de imbinare

800 47 24 16 12 8

900 53 27 18 13 9

100 59 30 20 15 10

1100 64 32 22 16 11

1200 70 35 24 18 12

1350 78 39 26 20 13

1500 87 44 29 22 15

1650 95 48 32 24 16

1800 103 52 35 26 18

2000 115 58 39 29 20

2200 126 63 42 32 21

2400 137 69 46 35 23

2600 148 74 50 37 25

2800 160 80 54 40 27

3000 171 86 57 43 29

Figura 5.22. METODA ULTIMATE - Pozitia forezei si a cilindrilor de ghidaj [41].


171

Figura 5.23. METODA ULTIMATE - Conducte imbinate cu articulatie [41].

a) Sectiune; b) Vedere.

5.7.6 Conducte si imbinari pentru impingerea cu scut

In cele ce urmeaza, prin conducte pentru impingere cu scut se va intelege

conducte prefabricate cu urmatoarele caracteristici: libere, tubulatura cu blocare a

tensiunii sau conducte cu blocare, conducte cu imbinari flexibile sau rigide in

interiorul peretelui; conductele au contur extern neted (exceptie: fonta ductila cu soclu

turnat pentru supapa de aer (gaz) pentru foraj directional); Conductele sunt presate,

impinse, batute sau trase in pamant sau cavitate.

Din punct de vedere al functionalitatii lor, se disting urmatoarele conducte de

productie:

sisteme de drenaj si canalizare conform EN 752;

sisteme de canalizare sub presiune conform EN 1671;

sisteme de canalizare cu vacuum conform EN 1091;

sisteme de furnizare a apei conform EN 805;


172

sisteme de furnizare a gazului conform EN 12007 (pana la 16 bar) si EN

1594 (peste 16 bar);

sisteme de termoficare;

tubulatura de foraj;

conducte gazda;

canal pentru utilitati;

galerii pentru utilitati.

In instalarile fara sapatura, tubulatura de foraj, conductele gazda, canalele

pentru utilitati si galeriile au rolul de a proteja, de a transporta si de a fi suport pentru

conducte de productie propriu-zise.

In functie de materialul conductei, se face deosebire intre conductele de

impingere din material metalic, organic, nemetalic si anorganic, si cele din materiale

compozite. Acestea din urma sunt la randul lor impartite in materiale de constructii

compozite, materiale armate si materiale precomprimate. In plus, exista modele

speciale, de exemplu, in forma de conducte din beton sau beton armat cu protectie

integrata la coroziune.

Pentu alegerea conductelor folosite la impingerea cu scut, pentru instalarile fara

transee deschisa, este important de obicei tipul de conducta si incarcarea acesteia,

metoda de instalare aleasa si aspectele economice.

5.7.6.1 Cerinte pentru conductele utilizate in metoda prin impingere cu scut

Inca nu exista un standard national sau European referitor la cerintele generale

ale metodei de impingere cu scut indiferent de tipul conductelor. O prima incercare

pentru aceasta este standardul EN 12889 care intr-o forma foarte restransa, pentru

drenaj si canalizari formuleaza astfel:

"Instalarea nu trebuie sa inceapa inainte ca urmatoarele criterii sa fie aprobate

intre executant si beneficiar. Acestea pot fi obtinute din standardele corespunzatoare

pentru produse sau de la producatorul conductelor:

diametrul interior al conductei;

diametrul exterior al conductei;

lungimea conductei;

tolerante ale dimensiunilor;

forta de incarcare sau de tragere, de siguranta;


173

Materiale

Materiale multi-componente

Materiale nemetalice anorganice

Materiale metalice

Materiale organice

Materiale compozite Materiale armate

Beton Beton armat

Beton armat precomprimat

Poliesteri armati cu fibra de sticla

Bazalt Otel

Fonta ductila Polipropilena

Polietilena

PVC

Materiale multi-componente

tipul si performanta imbinarilor;

flexibilitatea longitudinala (raza de curbura acceptabila sau deviatia

unghiulara).

Figura 5.24. Materiale pentru conductele utilizate in metoda de impingere cu scut [41].

Tabel 5.7. Alegerea materialelor conductelor [41].

Conducte de impingere

Conducte de transport

Termoficare Tubaj

de foraj

Conducta gazda

Canal de

utilitati

Tunel utilitati

Canalizare (sistem de canalizare

gravitational)

Canalizare (sistem de canalizare

cu presiune)

Apa Gaz

Beton, beton armat

X X X X X X

Azbo-ciment X X X X

Argila vitrifiata X X X

Bazalt X X X X

Otel X X X X X X X X

Fonta ductila X X X X X X

GRP (UP) X X X X X X

PRC X X X X

PE, PE-X X X X X X X X X

PP X X X X

PVC-U X X X X X X X


174

Tabel 5.8. Metode pentru instalarea conductelor in functie de material.

Material Tragere Impingere Presare Batere

Beton, beton armat X X

Azbo-ciment X X

Argila vitrifiata X X

Bazalt X X

Otel X X X X

Fonta ductila X X X

GRP (UP) X X

PRC X X

PE, PE-X X

PP X X X

PVC-U X X X

O descriere mai explicita este continuta in EN 14457 (Specificatii generale

pentru componente proiectate special pentru utilizarea in constructia fara sapatura a

drenurilor si a canalizarilor). Structura acestora si continutul corespund in general

celor din EN 476.

In conformitate cu acest concept, care vizeaza conductele pentru drenuri si

canalizare cu sectiuni circulare dar si cu alte sectiuni in sistemele de canalizare

gravitationale cu presiune de 40 kPA, urmatoarele functii trebuie indeplinite si

urmatoarele specificatii dimensionale trebuie respectate:

Dimensiunile conductelor si a imbinarilor: standardele de productie

trebuie sa furnizeze informatii despre dimensiunile nominale, diametre si

tolerante, liniaritate, finisajul muchiilor, lungimea conductelor, continuitatea

radierului sau a diametrelor exterioare ale masinii de impins;

Rugozitatea peretelui conductei: peretii interiori ai conductei trebuie sa fie

fara defecte vizibile care sa scada drastic performanta hidraulica a acestora;

Aspect: conductele si imbinarile trebuie sa fie fara defecte care sa

influenteze instalarea si exploatarea;

Rezistenta la coroziune: conductele, imbinarile si puturile trebuie sa fie

rezistente la efectele corozive ale diverselor substante din canalizare, la

efectele pamantului si ale apelor subterane, tinand seama de asemenea, de

modul de instalare;

Rezistenta la abraziune: conductele trebuie sa aiba rezistenta impotriva

efectelor abrazive ale particulelor dure din apele uzate;

Rezistenta la jeturi: conductele trebuie sa reziste la eforturile aparute ca

efect al jeturilor;


175

Modificare: producatorii trebuie sa furnizeze informatii despre manipularea

pe santier;

Protectia si sprijinirea: daca sunt necesare captusirea, sprijinirea sau alte

masuri de protectie, trebuie sa se solicite indicatiile corespunzatoare in fisele

produselor si de asemenea recomandari pentru instalare. Este posibil sa fie

necesara specificarea protectiilor suplimentare ale imbinarilor;

Comportament pe termen lung: comportamentul pe termen lung al

componentelor trebuie specificat in fisele produselor, cat mai detaliat

posibil;

Durabilitate: fisele de produs trebuie sa dea detalii despre durabilitate;

Capacitatea de a suporta incarcarea: pentru conductele de impingere, este

bine sa se furnizaze, referitor la comportamentul mecanic caracteristic al

acestora, valorile calculate si caracteristice pe directie longitudinala si

radiala a conductelor, dar trebuie mentionate cel putin modulul de

elasticitate, densitatea, rezistenta la intindere, limita de curgere, rezistenta la

compresie, la arcuire, rezistenta la compresie longitudinala si amplitudinea

de vibratie;

Temperatura: conductele si imbinarile trebuie sa corespunda pentru

transportul continuu al apei la temperatura de 45°C pentru diametre

nominale mai mici sau egale cu DN 200, sau 35°C pentru diametre

nominale mai mari de DN 200;

Stabilitate dimensionala: fisele produselor trebuie sa cuprinda informatii

despre comportamentul la deformare pe directie longitudinala si radiala.

Informatiile de mai sus trebuie de asemenea, aplicate ca principiu si celorlalte

tipuri de conducte (de distributie). In plus, pentru aceste conducte trebuie luate in

considerare specificatii deosebite pentru tipul de exploatare.

Descrierile specifice impingerii, din EN 14457 (Specificatii generale pentru

componente special proiectate pentru utilizarea in constructii fara sapatura a

drenurilor si canalizarilor) se bazeaza in principal pe informatiile din ATV-A 125E

sau pe DVGW-GW 304 care sunt aplicabile pentru gaz si apa, si de asemenea pentru

drenuri si canalizari.

Dimensiunile nominale (diametrele interioare) DN/ID, ale conductelor pentru

impingere cu scut din gama disponibila comercial pentru aplicatii in sisteme de

alimentare cu apa sunt date in EN 805 si prezentate in tabelele urmatoare [39].


176

Tabel 5.9. Tolerante permise pentru diametrele interioare ale conductelor pentru canalizare.

Dimensiune nominala Toleranta sau diametru

interior mediu [mm] Tolerante ale diametrului

intern individual [mm]

150 ≤ DN/ID ≤ 250 ± 5 ± 10

250 < DN/ID ≤ 600 ± 0.02 DN ± 0.04 DN

DN/ID > 600 ± 15 ± 30

Tabel 5.10. Tolerante permise pentru diametrele interioare ale conductelor pentru alimentare cu apa.

Dimensiune nominala Toleranta sau diametru

interior mediu [mm] Tolerante ale diametrului

intern individual [mm]

DN < 80 0.05 DN 0.1 DN

80 ≤DN ≤250 5 10

250 < DN ≤ 600 0.02 DN 0.04 DN

DN > 600 15 30

Tabel 5.11. Liniaritatea conductelor pentru impingere cu scut: deviatia permisa de la liniaritate independenta de material.

Dimensiune nominala Deviatie de la liniaritate [mm]

≤ DN/ID 1000 5

1000 < DN/ID ≤DN/ID 2000 10

> DN/ID 2000 15

Cu putine exceptii, programarea dimensiunii nominale acopera toate cerintele

referitoare la diferite sisteme de furnizare si distributie.

Tolerantele permise pentru diametrul interior al conductelor utilizate in

metpoda de impingere cu scut pentru drenuri si canalizare si pentru conducte de apa in

tabelele anterioare.

Tolerantele permise pentru diametrul exterior al conductelor de impingere cu

scut sunt dimensionate fata de limita superioara a intervalului prescris, astfel incat

regulamentele permit doar sub-dimensionarea. Pentru drenuri si canalizare, acestea

sunt +0/-0.03 DN/ID, dar nu mai mult de + 0/- 30 mm.

Deviatia suprafetei exterioare a conductei de la liniaritate pentru conductele de

gaz si apa, dar si pentru drenuri si canalizare, indiferent de lungimea conductei, nu

trebuie sa depaseasca valorile indicate in tabelul urmator. Deviatia este masurata pe

intreaga lungime a conductei.


177

Tabel 5.12. Deviatii permise ale rectangularitatii suprafetei fata de materialul conductei si dimensiunea nominala de baza [13].

Dimensiunea nominala DN/ID

Beton, beton armat

Azbo-ciment

Argila vitrifiata,

bazalt Otel

Fonta ductila

GRP (UP-GF)

PRC PE, PP, PVC-U

≤200 4 0.5 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

> 200 ≤ 300 4 0.5 1.0 1.6 1.0 1.0 1.0 1.0

> 300 ≤1000 6 0.5 1.0 1.6 2.0 1.0 1.0 2.0

> 1000 ≤2800 8 0.5 - 1.6 3.0 1.0 1.5

> 2800 10 - - - - - - -

Rectangularitatea sectiunilor conductelor are o importanta particulara pentru

transferul fortelor aplicate la impingere, presare sau batere, si pentru dimensionarea

inelului de transfer al presiunii.

Deviatia de rectangularitate este definita ca suma deviatiilor generale ale

sectiunii conductei fata de forma patrata si deviatia fata de patrat cu grosimea

peretelui s. Rectangularitatea sectiunii este definita pentru fiecare sectiune a conductei

ca aaa minmax . Specificatiile prezentate anterior in tabel se aplica in acelasi

sens sectiunilor patrate care au un unghi de inclinare.

Masuratorile sunt executate fata de un perete fix sau o suprafata de referinta

corespunzatoare (laser rotativ) care este la unghiul corect fata de axa conductei.

Daca nici o suprafata avand unghiul corect fata de axa conductei nu este

disponibila, ∆a poate fi de asemenea determinat prin doua masuratori fata de orice

suprafata potrivita, a conductei intoarsa la 180°. Metodele de masura corespunzatoare

utilizarii pe santier sunt descrise in EN 295-7 pentru conductele din argila vitrifiata si

in EN 1916 pentru cele din beton, beton cu armatura din otel si beton armat cu alte

materiale.

Pentru determinarea lungimii traseului pentru conducta care trebuie impinsa

(lungimea conductei plus, daca e disponibila, grosimea inelului de transfer al presiunii

in stare necomprimata), trebuie avuta in vedere metoda de instalare. Lungimile

recomandate ale conductelor pentru presare, impingere sau batere sunt 1000 mm,

2000 mm, 3000 mm si 6000 mm. Tolerantele permise pentru lungimi, fata de

dimensiunea nominala a conductei sunt date in tabelul urmator.

Tabel 5.13. Tolerantele permise pentru lungimi, fata de dimensiunea nominala a conductei [41].

Dimensiunea nominala Tolerantele lungimii conductei, pentru toate materialele [mm]

≤ DN/ID 800 ± 5

> DN/ID 800 ≤ DN/ID 1200 ± 8

> DN/ID 1200 + 25/- 10

*) specificatia poate sa difere pentru imbinarile sudate ale conductelor


178

Figura 5.25. Masurarea rectangularitatii sectiunii [13].

Deviatia permisa pentru continuitatea radierului (pasul radierului) pentru

conductele pentru gaz, apa, ca si cele pentru drenuri si canalizare pentru toate

materialele este un procent din dimensiunea nominala in mm si suplimentar este

limitata superior la 30 mm.

Capitolul 6. Reabilitarea canalizarilor prin metoda camasuirii interioare - Studiu de caz

179

6 Reabilitarea canalizarilor prin metoda camasuirii interioare - Studiu de caz

6.1 Criterii privind alegerea metodei de reabilitare

Cel mai important pas in adoptarea metodei de reabilitare pentru o retea de

conducte il constituie selectarea metodei de reabilitare, astfel incat aceasta sa fie cea

mai potrivita situatiei date, cea mai eficienta din punct de vedere tehnico-economic si

cea mai sigura.

Alegerea solutiei de reabilitare se poate face numai pe baza cunoasterii in

detaliu a sistemului existent. O solutie de reabilitare este unica pentru o situatie data,

nu exista o solutie general valabila in toate situatiile aparute in practica. Uneori solutia

optima din punct de vedere tehnico economic consta in aplicarea unei combinatii de

metode de reabilitare.

Metodele de reabilitare fara sapatura deschisa se pot aplica cu succes in

situatiile cu probleme structurale, probleme legate de infiltratii/exfiltratii, depasirea

capacitatii de transport, probleme legate de coroziune, s.a.m.d. Zona cu probleme

poate fi identificata prin evaluarea completa a planurilor post-executie si a altor

proiecte care au stat la baza executiei, inspectia si monitorizarea sistemului respectiv.

Proiectarea reabilitarii conductelor prin metoda fara sapatura include urmatorii

pasi:

investigarea starii conductei, recunoasterea si clasificarea problemei;

prioritizarea problemelor tinand cont de strategiile si planurile de lunga

durata;

alegerea metodei de reabilitare in conformitate cu situatia data;

proiectare la detaliu de executie a solutiilor de reabilitare adoptate, in

concordanta cu situatia reala din teren;

implementarea si monitorizarea.

Criteriile de alegere a metodei de reabilitare fara sapatura implica principalele 2

aspecte:

evaluarea conditiilor specifice ale conductelor, inclusiv gradul de deteriorare

si identificarea principalelor probleme generate;

alegerea unei metode adecvate de reabilitare fara sapatura.

Pentru alegerea metodei de reabilitare este necesara cunoasterea in detaliu a

conditiilor conductei la interior (grad de corodare, depozite, fisuri, neliniaritati in


180

aliniament, sedimentari, imbinari defectuoase, etc.) si de asemenea conditiile solului

in jurul conductei.

Pentru fiecare situatie in parte trebuie evaluate elementele specifice ale

conductei respective: tipul de curgere, caracteristicile fluidului transportat, zona de

amplasare, curbe, pante, adancimi de ingropare, lungimi tronsoane, diametre, debite

vehiculate, etc. Evaluarea corecta a defectelor este fundamentala in alegerea celei mai

bune metode de reabilitare. De asemenea este important sa se estimeze o rata de

deteriorare a conducte, asfel incat sa poata fi prezisa aparitia unei avarii a conductei.

In general programul de reabilitare prin metoda fara sapatura poate fi sintetizat

in 4 etape:

planificarea initiala;

evaluarea integritatii conductei;

analiza solutiilor de reabilitare;

implementare si monitorizare.

1) In etapa de planificare initala sunt colectate toate informatiile disponibile, pe

cat este posibil, despre:

rezultatele inspectiei conductei;

caracteristicile fluidului vehiculat (pH, temperatura, compusi chimici, etc.);

conditii specifice ale conductei;

caracteristici amplasament si existenta spatiului disponibil.

2) In etapa de evaluare a integritatii conductei accentul se pune pe urmatoarele

elemente:

analiza rezultatelor inspectiei conductei;

capacitatea hidraulica a conductei;

defecte ale conductei (curgeri, coroziuni, defecte structurale,

infiltratii/exfiltratii, etc.);

conditii ale terenului si zonei in care este amplasata conducta (atat conditiile

de la suprafata terenului cat si cele din jurul conductei).


181

3) Pentru alegerea solutiei de reabilitare este necesara analiza complexa a

tuturor elementelor care intervin in cadrul proiectului. Decizia finala poate fi

aleasa numai dupa o analiza financiara, politici organizationale, strategii pe

termen mediu si lung in ceea ce priveste conducta respectiva, experienta

anterioara privind metodele de reabilitare utilizate pentru conducta

respectiva sau metodele luate in calcul anterior pentru reabilitarea acesteia,

compatibilitatea metodei de reabilitare fara sapatura cu sistemul existent,

experienta si calificarea antreprenorului in astfel de lucrari, usurinta

executiei si siguranta metodei.

4) In faza de implementare si monitorizare proprietarul conductei sau

operatorul acesteia trebuie sa desemneze un manager de proiect care sa

supravegheze si sa supervizeze lucrarile de reabilitare executate de un

antreprenor calificat in astfel de lucrari. Activitatile de monitorizare post-

executie trebuie sa se desfasoare in conformitate cu ghidurile de operare si

intretinere specifice.

6.1.1 Alegerea metodei de reabilitare pe baza conditiilor existente ale conductei

Dintre factorii mentionati anterior, selectarea metodei de reabilitare adecvata

depinde de tipul si functiunile conductei ce trebuie reabilitate si de tipul defectelor ce

necesita reparatii.

Pentru conducte intr-o stare precara din punct de vedere structural, dar care au

capacitate suficienta de transport din punct de vedere hidraulic, metodele de

reabilitare pot fi variate, de la metode de reparatii locale, camasuire, dublare totala sau

partiala pana la camasuire interioara (Cured in Place Pipe – CIPP).

Pentru conducte in stare buna din punct de vedere structural dar considerate

inadecvate din punct de vedere al capacitatii hidraulice metodele de reabilitare

constau in reparatii locale si uneori tehnologii de camasuire (dublare, CIPP, etc.); in

situatii foarte rare se poate considera solutia cu sapatura deschisa pe un anumit

tronson de conducta.

Pentru conductele in stare buna, dar la care s-au identificat defecte locale in

diferite puncte se pot alege solutii pentru reabilitarea punctuala a defectiunii prin

adoptarea metodelor de reabilitare prin chituire, injectii, impermebilizari locale.

Pentru conductele care necesita solutii de stabilizare anticoroziva sau

antiabraziva se pot folosi metode de captusire si acoperire a conductelor. De

asemenea se pot reabilita prin metode specifice caminele din retea.


182

In general, la dimensionarea sistemelor de reabilitare a conductelor prin

tehnologie fara sapatura sunt avute in vedere 2 categorii de metode:

metode in care conductele existente nu au probleme structurale si pot

suporta in continuare incarcarile pamantului si sarcinile dinamice, dar au

probleme ca cele date de coroziune sau sunt partial deteriorate;

metode in care se prevad conducte noi sau sunt utilizate alte sisteme de

consolidare pentru preluarea incarcarilor; in acest domeniu sunt intreprinse

cercetari permanente pentru identificarea unor noi criterii de proiectare care

sa conduca la eficiente maxime in conditii de siguranta, cu precadere in

domeniul diametrelor mari.

6.1.2 Alegerea metodei de reabilitare pe baza conditiilor specifice ale amplasamentului si ale proiectului

Similar altor lucrari de constructii, reabilitarea sistemelor de conducte este o

lucrare ce depinde de conditiile specifice ale amplasamentului si proiectului, iar

alegerea metodei de reabilitare este influentata de o multitudine de factori.

Disponibilitatea spatiului de lucru, conditiile amplasamentului, caracteristicile

solului si a stratului acvifer (inclusiv variatii ale nivelului apei subterane), numarul si

starea conexiunilor la conducta, diametrul, adancimea, panta, varsta, materialul si

tipul de folosinta al conductei, sunt exemple de factori ce trebuie evaluati in alegerea

metodei de reabilitare.

Alte restrictii ar putea fi generate de reguli si legi locale, cum ar fi restrictii

privind blocarea unor zone, accesul antreprenorului la punctele de lucru, etc. Din

aceste motive inainte de initierea procedurilor de proiectare a sistemului de reabilitare

este necesar sa se realizeze un audit al legilor locale si restrictiilor impuse in zona de

lucru.

Un alt criteriu important in adoptarea metodei de reabilitare utilizata este

perioada de viata a lucrarii si performantele cerute noului sistem. Nu toate conductele

au aceeasi durata de viata, fiecare operator trebuie sa ia decizii bazate in conformitate

cu strategiile proprii de intretinere si operare.

6.1.3 Alegerea metodei de reabilitare in 6 pasi

Procesul de alegere in 6 pasi constituie un instrument util ce permite o alegere

rapida a metodei de reabilitare, optima din punct de vedere tehnico-economic. De

asemenea, aceasta metoda are avantajul ca permite alegerea unei solutii de reabilitare


183

intr-o problema specifica, fara dezvoltarea excesiva a solutiilor tehnologice si fara a fi

necesare cunostinte detaliate despre toate metodele de reabilitare existente.

Succint metoda este prezentata in urmatorul tabel.

Tabel 6.1. Alegerea metodei de reabilitare in 6 pasi [48].

Pasul Obiective Procedura

1 Definirea problemei Realizarea unei evalurari complete si corecte a conditiilor conductei existente.

2 Identificarea metodelor aplicabile

2.1) Trecerea in revista a tuturor metodelor de reabilitare fara sapatura ce pot fi aplicate in situatia analizata, pe baza compatibilitatii parametrilor tehnici si selectarea metodelor ce au aplicabilitate in situatia data; 2.2) Trecerea in revista a restrictiilor specifice metodelor identificate ca aplicabile si confirmarea compatibilitatii metodelor selectate cu conditiile specifice ale proiectului; 2.3) Determinarea intervalului de costuri asociate aplicarii fiecarei metode in parte 2.4) Determinarea factorilor care influenteaza aplicarea unui proces, generati de experienta in aplicarea unei metode specifice.

3 Selectia finala Alegerea unei metodologii specifice

4 Aprofundarea metodei selectate pentru evidentierea tuturor aspectelor

Localizarea metodei selectate intr-o familie de metode si studiul in detaliu a modului de implementare si tuturor conditiilor tipice ce trebuie respectate la implementare

5 Identificarea potentialilor furnizori de tehnologie (antreprenori)

5.1) Identificarea furnizorilor capabili sa asigure tehnologia de reabilitare selectata (antreprenor ce poate implementa tehnologia selectata); 5.2) Contactul acestor furnizori (antreprenori) pentru detalii suplimentare.

6 Implementarea solutiei Intocmirea proiectului si documentelor de contractare necesare pentru implementarea metodei de reabilitare aleasa.

Pasul 1. Alegerea corecta a metodei de reabilitare si a materialelor ce vor fi

utilizate depind de intelegerea completa a problemelor specifice ce trebuie corectate,

inclusiv conditiile interne si exterioare ale conductei. In aceasta privinta, este

important să se realizeze un program de evaluare a integritatii conductelor, pentru a

reduce la minimum riscurile de un prabusiri neasteptate, blocaje, pierderi, deversari

necontrolate. Acest pas include o planificare initiala si o evaluare a integitatii

conductelor.


184

Pe parcursul periodei de planificare initiala operatorul trebuie sa obtina toate

datele disponibile despre ansamblul sistemului de conducte, inclusiv date despre

caracteristicile fluidului vehiculat, rezultate ale inspectiilor video si conditiile de

functionare.

Date de baza culese in etapa de planificare initiala sunt prezentate succint in

tabelul urmator [48]:

Tabel 6.2. Date si informatii de baza despre conducte, colectate in perioada de planificare initiala.

Categorie date Parametri

Elemente generale

Planuri ale sistemului de conducte inclusiv profile longitudinale

Forma, materiale si diametre conducte

Informatii geotehnice disponibile

Adancimi de ingropare

Conditiile terenului de pozare

Nivelul hidrostatic si variatiile acestuia

Obstacole majore pe traseu (radacini, constructii noi pe traseu, curbe, neliniaritati, etc.)

Tronsoane deja reabilitate (daca exista) cu specificarea materialului si grosimii acestuia

Tipuri de racorduri

Date despre fluid

Limite de variatie ale pH-ului

Caracterizare suspensii transportate

Temperatura

Presiuni, viteze, debite

Rezultate inspectii

Conditii interne ale conductei

Conditii ale solului in jurul conductei

Goluri localizate in jurul conductei

Constrangeri operationale

Accesibilitate

Intreruperi debite

Acces personal

Excavatii

Intreruperi in asigurarea serviciilor operatorului

Probleme de siguranta

Investigarea integritatii conductei se realizeaza de obicei de un antreprenor. Din

rezultatele investigatiei, operatorul trebuie sa poata deduce daca sistemul are

probleme asociate urmatoarelor elemente:

fisuri, crapaturi si perforari;

coroziune;

infiltratii, descarcari, exfiltratii;

deformatii;


185

neliniaritate;

capacitate de transport sau alte probleme hidraulice;

racorduri;

depuneri sau alte blocaje;

ruperi ale tronsoanelor.

Cateva elemente tipice acestui pas, referitoare la informatii culese si concluzii

ale investigatiilor sunt:

evaluarea avariei (local sau continua);

ramificatii pe traseu, vane, alte obstacole, etc. (numar si marime);

tipul avariei (pe circumferinta sau longitudinala) si dimensiunile acesteia;

conditia tronsoanelor reabilitate anterior (avarii structurale, coroziune);

imbinari neetanse;

imbinari deplasate (marimea deplasarii);

coroziune interna si externa a conductei (dimensiunea maxima si cea

acceptata la sfarsitul duratei de viata);

posibile incovoieri ale conductei;

necesitatea curatirii conductei inainte de reabilitare;

necesitatea maririi diametrului pentru cresterea capacitatii de transport;

se poate reduce diametrul fara a influenta capacitatea de transport;

aspecte constructive ce necesita utilizarea unei metode specifice de

reabilitare (by-pass-uri, gropi de acces);

materiale noi preferate a fi utilizate;

numar de racorduri sau bransamente.

Pasul 2. Dupa teminarea investigatiei si definirea problemelor urmeaza

identificarea metodelor de reabilitare ce pot fi aplicate in situatia curenta. Acest pas

necesita alegerea unui sau mai multor parametri ce descriu cat mai fidel starea reala a

conductei.

Odata determinati parametrii principali, pentru alegerea metodei de reabilitare

se foloseste un ghid de identificare, sintetizat in tabelul urmator in care este

specificata aplicabilitatea diferitelor metode de reabilitare.


186

Tabel 6.3. Domenii de aplicare pentru diferite metode de reabilitare [48].

Metoda de reabilitare Infiltratii / exfiltratii

Probleme structurale la imbinari

Coroziune Crapaturi /

sparturi

Probleme hidraulice la imbinari

Probleme structurale

Capacitate inadecvata

Camasuire (CIPP) Da Da Da Da Colateral Da Nu

Dublare continua (Slip-lining)

Da Da Da Da Colateral Da Nu

Sub-camasuire (Sub-lining)


Inlocuire prin spargere (Pipe bursting)

Da Da Da Da Colateral Da Da

Inlocuire prin inglobare (Pipe eating)

Da Da Da Da Da Da Da

Reparatie locala robotizata

Da Da Nu Colateral Colateral Colateral Nu

Reparatie locala prin cimentare

Da Da Nu Colateral Colateral Nu Nu

Reparatie locala prin injectare

Da Da Da Da Da Da Da

Reparatie locala prin camasuire


Dublare cu panouri Da Da Da Da Colateral Da Nu

Dublare prin spiralare Da Da Da Da Da Da Nu

Acoperiri cu mortar de ciment

Colateral Da Da Da Colateral Nu Nu

Acoperiri cu rasini epoxidice

Colateral Da Da Da Colateral Nu Nu

Acoperiri cu torcret umed (shotcrete)

Colateral Da Colateral Da Colateral Da Nu

Acoperiri cu torcret uscat (gunite)

Colateral Da Colateral Da Colateral Da Nu

Termoformare Da Da Da Da Colateral Da Nu

Pe baza costurilor curente practicate de antreprenori pentru diferite metode de

reabilitare, s-au dezvoltat strategii pentru a se determina cand este rentabil sa se

utilizeze solutii de reabilitare a integului colector (metode de reabilitare totala din

camin in camin) si cand sa utilizeze solutii de interventie locala (reabilitare pe zona

restransa sau punctual). O sugestie este ca atunci cand sunt necesare trei sau mai

multe solutii de interventie punctuala intre camine adiacente, ar fi mai bine sa se

foloseasca o metoda de reabilitare totala a tronsonului respectiv. Toate aceste strategii

pot fi utilizare in situatiile in care datele legate de costuri si eficientele nu sunt usor

accesibile. In restul situatiilor, cand calitatea datelor obtinute este buna, pentru a se

putea obtine rezultate optime, este necesar ca sa se foloseasca datele disponibile.

Dupa selectarea metodelor de reabilitare disponibile, ce pot fi aplicate pentru

situatia concreta, este necesar sa se verifice si limitarile impuse de fiecare metoda de

reabilitare selectata.

Capitolul 6. Reabilitarea canalizarilor prin metoda CIPP - Studiu de caz

187

Tabel 6.4. Restrictii impuse de diferite metode de reabilitare [48].

Metoda de reabilitare

Tre

bu

ie

inje

cta

t m

ort

ar

in

sp

ati

ul in

ela

r

Tre

bu

ie s

igilate

cap

ete

le m

ate

rialu

lui

de r

eab

ilit

are

Sap

atu

ra d

es

ch

isa

pen

tru

re

co

necta

re

ram

ific

ati

i

Nece

sit

ate

gro

ap

a d

e

acce

s

Nece

sit

ate

by

-pa

ss

Red

ucere

dia

metr

u

cu

mai m

ult

de 1

0%

Imb

inari

mu

ltip

le la

co

nd

ucte

le n

oi

Dif

icu

ltati

de m

on

taj

daca n

u s

un

t alin

iate

co

nd

ucte

le e

xis

ten

te

Po

ate

afe

cta

rete

le

din

vecin

ata

te

Nu

se p

rete

aza

tutu

ror

mate

riale

lor

Gam

a a

pli

cab

ila d

e

dia

metr

e [

mm

]

Nece

sit

ate

a a

ce

esu

lui

in c

on

du

cta

Nu

nece

sit

a s

tru

ctu

ri

ad

iacen

te

Camasuire (CIPP) x x 100 - 2700

Dublare continua (Slip-lining) x x x x Variaza x Variaza x 100 - 4000

Sub-camasuire (Sub-lining) x x x 75 - 1600

Inlocuire prin spargere (Pipe bursting)

x x x x x x x 100 - 1200

Inlocuire prin inglobare (Pipe eating)

x x x x Variaza x x 300 - 900

Reparatie locala robotizata x x x x 200 - 750 x

Reparatie locala prin cimentare

x x 75 - 4500 x

Reparatie locala prin injectare

x 150 - 2800 x

Reparatie locala prin camasuire

x x 100 - 1200 x

Dublare cu panouri x x x Variaza x Peste 1200 x

Dublare prin spiralare x x x 150 - 2700 Variaza

Acoperiri cu mortar de ciment x x x x 75 - 4500 x

Acoperiri cu rasini epoxidice x x x x 75 - 600 x

Acoperiri cu torcret umed (shotcrete)

x x x x 1200 - 4500 x

Acoperiri cu torcret uscat (gunite)

x x x 1200 - 4500 x

Termoformare x x x x 100 - 750


188

Dupa verificarea limitarilor si trierea metodelor de reabilitare compatibile cu

situatia concreta din teren este necesara o selectare pe criterii de cost si experienta in

aplicarea meteodelor de reabilitare.

Pentru o selectare preliminara pe criterii de cost si experienta ceruta se pot

utiliza indicatorii prezentati in tabelul urmator.

Tabel 6.5. Indicatori de cost si experienta ceruta pentru diferite metode de reabilitare [48].

Metoda de reabilitare Experienta necesara

Costuri de implementare

Camasuire (CIPP) pentru Dn > 250 mm Mare Mari

Camasuire (CIPP) pentru Dn < 250 mm Mare Mici

Dublare continua (Slip-lining) Mare Medii

Sub-camasuire (Sub-lining) Mare Mici

Inlocuire prin spargere (Pipe bursting) Medie Medii

Inlocuire prin inglobare (Pipe eating) Mica Mari

Reparatie locala robotizata Mare Mari

Reparatie locala prin cimentare Mare Mici

Reparatie locala prin injectare Medie Medii

Reparatie locala prin camasuire Mare Mari

Dublare cu panouri Medie Medii

Dublare prin spiralare Mare Medii

Acoperiri cu mortar de ciment Medie Medii

Acoperiri cu rasini epoxidice Medie Medii

Acoperiri cu torcret umed (shotcrete) Mare Mici

Acoperiri cu torcret uscat (gunite) Mare Mici

Termoformare Medie Mici

Nota:

1) Cost mare inseamna peste 1.0 Euro/m si mm de diametru; experienta mare inseamna peste 20 ani; cost mediu inseamna intre 0.5 si 1.0 Euro/m si mm de diametru, experienta medie inseamna intre 10 si 20 de ani; cost minim inseamna sub 0.5 Euro/m si mm de diametru, experienta mica inseamna sub 10 ani;

2) Costurile sunt influentate de o serie de factori si depind de conditiile specifice ale proiectului. Costurile din tabel sunt determinate pentru retele edilitare urbane si reprezinta costuri totale care includ spalarea, inspectia, by-pass-urile si evacuarea depunerilor colectate din conducte. Costurile prezentate trebuie folosite cu atentie, doar ca mijloc de comparatie, deoarece reabilitarile altor tipuri de conductelor (ex. conducte pentru industrie) pot varia intre 2 si 5 ori fata de costurile retelelor edilitare urbane.


189

Pasul 3. Se alege metoda finala sau se stabileste o lista finala a metodelor de

reabilitare. La acest pas nu este nevoie de cunostinte detaliate despre metoda de

reabilitare, dar este foarte important sa fie cunoscute toate detaliile legate de starea

conductei.

Pasul 4. Se aprofundeaza in detaliu de metoda de reabilitare sau fiecare metoda

in cazul unei liste de metode, urmarind in detaliu modul de implementare, limitari,

caracteristici specifice, costuri de implementare si alte elemente de detaliu. Pe

parcursul acestui pas este posibil ca din analiza detaliata sa rezulte elemente care vor

conduce la reiterarea procesului de selectare din pasul 2, uneori chiar reluarea

procesului de selectie cu pasului 1.

Dupa alegerea finala a metodei de reabilitare se cauta un antreprenor sau

furnizor de tehnologie ce poate asigura toate conditiile cerute pentru implementarea

metodei.

Pasul 5. In acest pas se contacteaza antreprenorul sau furnizorul de tehnologie

si se obtin si mai multe informatii detaliate si confirmari privind faptul ca metoda

aleasa este adecvata situatiei date.

Pasul 6. Reprezinta pasul final inainte de implementarea fizica a proiectului si

consta in intocmirea proiectului si documentelor de contractare a lucrarii, necesare

pentru implementarea metodei de reabilitare aleasa.

Procesul de decizie cu privire la oportunitatea alegerii unei metode specifice de

reabilitare este o problema complexa, care trebuie analizata din mai multe

perspective, iar pe langa factorii deja mentionati anterior sunt necesare analize cost-

beneficiu, analize ale costurilor pe durata de viata, precum si analiza obiectivelor pe

termen mediu si lung ale conductei, pentru atingerea tuturor obiectivelor dorite.

Este necesar ca in evaluare sa fie considerate toate tehnologiile disponibile, de

aceea, tinand cont de viteza cu care acest domeniu se modifica este necesar ca sa se

mentina un permanent contact cu ultimele tehnologii dezvoltate si ultimele

perfectionari ale tehnologiilor existente.


190

6.1.4 Consideratii generale la proiectarea lucrarilor de reabilitare fara sapatura

6.1.4.1 Elemente generale

Selectarea tehnologiei de reabilitare depinde, pe langa alti factori, de tipul

materialului conductei ce trebuie reabilitata si de tipul avariei ce necesita reabilitare.

In situatiile in care prin reabilitare se reduce usor diametrul conductei initale trebuie

avuta in vedere problema capacitatii hidraulice de transport.

Majoritatea metodelor de reabilitare a conductelor prin tehnologii fara sapatura

nu aduc prejudicii capacitatii de transport prin reducerea minora a diametrului,

deoarece noile conducte instalate au coeficienti de frecare mai mici decat cei ai

conductei initiale, ceea ce compenseaza reducerea sectiunii transversale efective de

curgere. Cu toate acestea, este obligatorie verificarea capacitatii de transport.

6.1.4.2 Generalitati privind by-pass-urile

Pentru aplicarea metodelor de reabilitare a conductelor, marea majoritate a

tehnologiilor de reabilitare necesita asigurarea unui by-pass temporar, pentru perioada

in care se desfasoara lucrarile de reabilitare la conductele existente, pentru a nu

intrerupe asigurarea serviciului catre consumatori.

Functie de caracteristicile locale, asigurarea continuitatii functionarii in

perioada de interventie poate constitui un cost semnificativ, in unele situatii,

asigurarea unui by-pass conducand la o treime din costul total al reabilitarii.

In unele situatii de interventie locala, metoda de reabilitare nu necesita

asigurarea unui by-pass (dublare locala, metode specifice pentru interventii punctuale,

metode de acoperire interna in camine). In aceste situatii, pot deveni semnificative din

punct de vedere financiar costurile generate de anumite limitari in aplicarea metodelor

de reabilitare, ca limitarea accesului personalului la locul de interventie, in camine sau

a accesului in anumite perioade de utilizare a conductei.

In oricare alta situatie decat cele mentionate anterior, in proiectarea lucrarilor

de reabilitare este obligatoriu sa se ia in consideratie si sa se coteze financiar toate

lucrarile adiacente necesare asigurarii functionarii sistemului in perioada de executie a

lucrarilor de reabilitare.


191

6.1.4.3 Refacerea ramificatiilor

Pentru alte conducte decat cele principale, refacerea ramificatiilor cu diametre

mai mici constituie o sarcina dificila, cu implicatii importante atat tehnice cat si

financiare.

In marea majoritate a metodelor de reabilitare fara sapatura pentru izolarea

ramificatiilor este necesara taierea conexiunii din interiorul conductei principale

folosind un echipament robotizat cu control video si etansarea imbinarii folosind un

alt set de echipamente robotizate. Procesele de taiere si etansare pot fi optimizate si

realizare printr-o singura deplasare a carului de interventie. Pentru reconectarea

ramificatiilor este necesar sa se localizeze aceste ramificatii dupa reabilitarea

conductei principale.

Tehnicile de reabilitare fara sapatura care utilizeaza la refacerea conductei

materiale flexibile, se preteaza la identificarea ramificatiilor prin investigare video,

deoarece apare o "depresiune" a materialului utilizat pentru reabilitare in zona de

racord.

In cazul metodelor de reabilitare ce folosesc materiale rigide, identificarea se

realizeaza mai dificil, prin examinari video detaliate inainte de reabilitare, iar in unele

situatii folosind metode mai sofisticate (ultrasunete, radiolocatie, etc.) dupa realizarea

reabilitarii.

In situatiile in care nu sunt restrictii de acces la capatul amonte al conductei de

ramificatie, se poate realiza reconectarea acesteia la conducta principala din exterior,

prin interiorul conductei de ramificatie.

Indiferent de modul in care sunt amplasate ramificatiile, etansarea imbinarilor

cu ramificatiile reprezinta o problema mult mai dificil de realizat decat etansarea

conductei principale. O atentie speciala trebuie acordata imbinarilor in cazurile in care

reabilitarea conductei a aparut ca necesara preponderent pe criterii hidraulice. Nu

trebuie neglijat faptul ca toate testele se efectueaza pe conducta principala fara

conectarea ramificatiilor, iar in functionarea curenta la conducta principala sunt

conectate si functionabile racordurile.

6.1.4.4 Sapatura deschisa

Cu toate ca nu este o metoda de reabilitare fara sapatura, aceasta metoda trebuie

luata in permanenta in considerare in cadrul proiectelor de reabilitare a conductelor.

Comparata cu metode fara sapatura, in anumite situatii sapatura deschisa poate fi mai

costisitoare si poate necesita un timp mai mare de finalizare.


192

In majoritatea situatiilor, costurile suplimentare ale metodei cu sapatura

deschisa, comparativ cu metodele fara sapatura, (aproximativ 70% din costurile

totale) il reprezinta costurile legate de readucerea carosabilului la starea initiala.

De asemenea metodei cu sapatura deschisa ii sunt asociate riscuri legate de

avarierea conductei la pozare, dupa indepartarea sprijinirilor, la umplere si

compactare. Metoda cu sapatura deschisa implica deranjarea terenului in care de

realizeaza interventia (atat la suprafata cat si la adancime), iar in unele situatii poate

genera costuri suplimentare pentru protectia mediului, generate de solul contaminat

prin interventie sau descoperite in urma interventiei (zone cu scurgeri mai vechi din

conducte, scurgeri de la suprafata, de la utilaje, etc.).

Reabilitarea prin sapatura deschisa implica, de asemenea, o serie de costuri

sociale importante, ce nu pot fi neglijate, date de intreruperea traficului, perturbarea

unor activitati in mod direct si indirect, disconfortul si siguranta cetatenilor, siguranta

constructiilor in zona, poluarea atmosferei si contaminarea solului, etc.

6.2 Metodologia utilizata pentru executarea lucrarilor de reabilitare prin camasuire interioara a conductei de evacuare SE Focsani

Selectarea procesului de reabilitare a conductelor fara sapatura, pentru

reabilitarea conductei de evacuare SE – emisar din cadrul SE Focsani, cu lungime

totala de 2.297 m, a urmarit metodologia expusa anterior de selectie in 6 pasi.

Astfel, au fost urmarite procedurile de prezentate succint in cele ce urmeaza:

s-a realizat o evaluare a conditiilor conductei existente;

s-au trecut in revista toate metodele de reabilitare fara sapatura ce pot fi

aplicate, disponibile la noi in tara, ce se incadreaza intr-un interval rezonabil

din punct de vedere financiar; in aceasta situatie a existat din start o limitare

data de marimea bugetului disponibil pentru realizarea lucrarii, ceea ce

implica din start o selectare a metodelor de reabilitare; din acest motiv,

importul si implementarea de tehnologie din tarile avansate a fost eliminat

din start;

s-au analizat restrictiile specifice fiecarei metode identificate ca aplicabila si

s-au selectat metode compatibile cu conditiile specifice ale proiectului;

s-au stabilit pentru fiecare metoda limitele intervalului de costuri asociate cu

implementarea metodei respective;


193

s-au determinat principalele metode candidate si s-au identificat

antreprenorii ce pot asigura si implementa tehnologiile de reabilitare

selectate;

s-au contactat antreprenorii pentru detalii suplimentare si s-a trecut la studiul

in detaliu a modului de implementare si tuturor conditiilor tipice ce trebuie

respectate la implementare;

s-a stabilit solutia de reabilitare optima tehnico-economic in sitautia

concreta din teren;

s-a trecut la intocmirea de detaliu a proiectului de reabilitare si asigurarea

tuturor elementelor necesare pentru implementarea metodei de reabilitare

aleasa.

In vederea reabilitarii starii interioare a conductei existente s-a propus refacerea

prin camasuire a conductei pe toata lungimea tronsonului, in final rezultand o

conducta camasuita avand caracteristicile hidraulice ale celei initiale.

Reabilitarea prin camasuire interioara a fost aleasa deoarece conducta de

evacuare in functiune aferenta SEAU Focsani, realizata din beton Dn 1400 mm, era

pozata la adancimi mari (4 – 6 m), subtraversa proprietati private sau inaccesibile

pentru executia cu sapatura deschisa (Penitenciarul Focsani etc.) precum si un canal

de irigatii, neexistand o alternativa de modificare a traseului.

Procedeul de reabilitare propus pentru aceasta este de reabilitare cu tuburi

flexibile interioare, care consta din aplicarea pe intreaga suprafata interioara a

tronsonului de conducta necesar a fi reabilitat a unui tub textil flexibil. Acesta este

constituit din mai multe straturi, imbibat cu rasina poliesterica prin procedeul de

inversare in conditii de presiune si viteza constanta de avansare a tubului flexibil.

Imbibarea cu rasina se realizeaza prin intermediul caminelor de control existente sau

prin gropi de executie.

Tubul flexibil montat in interiorul conductei vechi, intarit prin polimerizarea

rasinii poliesterice, confera conductei etanseitatea ei initiala si inlatura toate pierderile

de fluid la garnituri, prin crapaturi sau fisuri.

In vederea executarii reabilitarii conductelor deteriorate prin procedeul

tehnologic de captusire interioara sunt necesare urmatoarele lucrari:

asigurarea accesului la conducta de reabilitat prin camine de vizitare;

efectuarea curatirii cu trenuri de dispozitive de curatire de diverse tipuri

(curatire mecanica si daca este necesar si chimica);

examinarea starii interioare a conductei vechi prin inspectie cu camera TV;


194

efectuarea curatirii la gradul necesar in functie de starea de deteriorare a

conductei;

introducerea si fixarea tubului flexibil in interiorul conductei;

probe de etanseitate si de presiune.

Dupa atribuirea Contractului de Lucrari, Antreprenorul a prezentat spre

aprobare Consultantului de Supervizare subcontractorul de specialitate si Procedura

Tehnica de Executie a lucrarilor de reabilitare prin procedeul fara sapatura.

Subcontractorul de specialitate, a fost aprobat atat de Consultantul de

Supervizare cat si de Beneficiar iar procedura tehnica propusa de acesta a fost de

asemenea aprobata de Consultant si Beneficiar.

Dupa primirea acceptului, s-a trecut la executarea efectiva a lucrarilor prin

procedeul de reabilitare prin camasuire interioara.

6.2.1 Analiza economico-financiara pentru selectarea metodei de reabilitare

Pentru selectarea metodei de reabilitare s-a realizat o analiza de economico

financiara pentru a se putea determina in primul rand categoria de lucrari ce va fi

selectata pentru reabilitare, lucrari cu sapatura deschisa sau lucrari de reabilitare fara

sapatura. Decizia finala de reabilitare a fost luata dupa aceasta prima analiza de

selectie a metodei.

In alegerea metodelor de reabilitare s-au considerat restrictiile tehnice pe care le

implica fiecare metoda de reabilitare in parte si restrictii locale ce au o influenta

majora in procesul de selectare.

S-a tinut seama de faptul ca traseul conductei de evacuare in functiune

subtraverseaza proprietati private sau inaccesibile pentru executia cu sapatura

deschisa (Penitenciarul Focsani), precum si un canal de irigatii, iar conducta este

pozata la adancimi mari (4 – 6 m).

In analiza de optiuni s-au considerat numai costurile suplimentare implicate

pentru realizarea obiectivului.

6.2.1.1 Optiunea 1 – Sapatura deschisa

Pentru aceasta optiune s-au considerat elemente caracteristice realizarii

reabilitarii prin aceasta metoda.

Limitarile existente duc la schimbari ale traseului conductei existente pentru

optiunea cu sapatura deschisa. In aceste conditii s-a propus un posibil nou traseu, cu


195

mentiunea ca si acest traseu strabate o proprietate privata iar in calculul economic s-a

considerat ca se poate expropria o zona pe care sa poata fi amplasata conducta.

Lungimea colectorului in aceasta situatie devine 2600 m.

Datorita modificarii traseului si cotei radierului impusa in punctul amonte al

tronsonului ce se reabiliteaza, (adancimea de ingropare initiala de 4.07 m) si pastrarii

pantei colectorului existent, impusa de mentinerea capacitatii de transport, devine

necesara executia unei statii de pompare noi pentru a evita ingroparea excesiva a

colectorului si ridica cota acestuia la cota necesara de descarcare. Cota de descarcare a

colectorului este de impusa de variatiile de nivel ale emisarului.

In calcul nu s-au considerat costuri suplimentare de reamenajare a facilitarilor

de descarcare a efluentului.

In aceasta optiune s-au considerat urmatoarele elemente specifice:

lungimea colectorului in noua configuratie, L = 2600 m;

colector realizat din tuburi PAFSIN cu diametrul Dn 1400 mm;

statie noua de pompare Q = 224 l/s, Hp = 5 m; statia de pompare prevazuta

are rolul doar de a ridica apa in zona superioara a colectorul din sectiunea

aval acesteia, curgerea in colectorul aval intre statia de pompare si punctul

de descarcare fiind gravitationala;

realizare post trafo necesar functionarii statiei de pompare.

necesitatea exproprierii unei suprafete de teren de 4200 m2, necesara

realizarii statiei de pompare si amplasarii colectorului.

6.2.1.2 Optiunea 2 – Reabilitare fara sapatura

Pentru aceasta optiune s-au considerat urmatoarele elemente caracteristice

prezentate succint in cele ce urmeaza.

Traseul conductei ramane neschimbat, lucrarile prevazute fiind lucrari

neinvazive structural pentru colectorul reabilitat.

In cadrul acestor metode de reabilitare fara sapatura, cel mai important element

in alegerea metodei il reprezinta tehnologiile de reabilitare disponibile pe piata

romaneasca.

Costurile pentru importul de tehnologie sunt in momentul de fata prohibitive iar

aducerea unui antreprenor strain detinator de tehnologie trebuie analizata minutios

pentru ca implica costuri mari, de multe ori cu extensii neprevazute sau cu costuri

nejustificabile la lucrari mai mici.


196

Pentru realizarea acestei lucrari s-au analizat tehnologiile existente in momentul

de fata pe piata interna.

Tehnologiile disponibile pentru realizarea unui astfel de obiectiv sunt cele de

relining si tehnologii de camasure interioar cu tub textil.

Relining-ul consta in introducerea unor tuburi prefabricate in interiorul tubului

existent cu ajutorul unor ghidaje si injectarea spatiului ramas liber intre cele 2 tuburi.

Prin utilizarea acestui procedeu are loc o reducere a diametrului conductei existente si

implicit o diminuare a capacitatii de transport a acesteia.

Considerand acest procedeu diametrul conductei finale se reduce de la 1400

mm la 1200 mm ceea ce implica o scadere a capacitatii de transport cu aproximativ

34% a colectorului existent. Aceasta reducere a debitului transportat este considerata

inacceptabila in conditiile in care sistemul de canalizare este unitar iar prin colectorul

existent se evacueaza si apele meteorice epurate mecanic. Reducerea sectiunii duce la

incapacitatea colectorului de a evacua apa si punerea acestuia sub presiune.

In aceste conditii metoda de reabilitare prin relinig nu este fezabila.

Cealalta metoda de reabilitare prin camasuire interioara cu tub textil conduce la

o reducere nesemnificativa a diametrului conductei, fara influenta asupra capacitatii

de transport, din contra, aduce o crestere usoara a capacitatii de transport prin

reducerea rugozitatii conductei existente.

Limitarile pentru situatia actuala au dus la analiza financiara a obtiunii de

reabilitare prin camasuire interioara cu tub textil.

In aceasta optiune s-au considerat urmatoarele elemente specifice:

inspectia video a colectorului existent;

by-pass-area tronsoanelor;

curatirea colectorului in vederea reabilitarii;

reabilitarea propriu-zisa;

lucrari finale.

6.2.1.3 Analiza comparativa a celor doua optiuni selectate

Ambele optiuni realizeaza reabilitarea colectorului existent cu mentinerea

functiunilor existente si asigurarea parametrilor hidraulici necesari unei bune

functionari a sistemului.

Principalii parametri financiari ai optiunilor analizare sunt prezentati in tabelul

urmator:


197

Tabel 6.6. Costuri de investitie si operare ale optiunilor analizate. Nr. crt.

Parametru Optiune 1

Sapatura deschisa Optiune 2

Camasuire interioara

1 Costuri de investitie (Euro) 3,022,000 3,216,000

2 Costuri de operare (Euro/an) 80,675 3,216

3 Cost unitar suplimentar apa epurata (Euro/m3) 0.011 0.005

NOTA: In estimarea initiala a costurilor pentru metoda de reabilitare fara sapatura s-a utilizat pretul

indicat de literatura americana pentru astfel de tipuri de lucrari. Dupa contactarea antreprenorului si

analizarea conditiilor reale din teren costul lucrarii a fost mai mic decat cel estimat cu aproximativ

75.000 euro.

Deoarece costurile de investitie ale metodei cu sapatura deschisa sunt mai mici

decat cele cu camasuire interioara, dar genereaza costuri de operare mai mari, este

necesara realizarea unei analize financiare care sa evidentieze alegerea solutiei de

reabilitare.

6.2.1.4 Analiza financiara a celor doua optiuni selectate

In urma analizei financiare in tabelul urmator sunt prezentate valoarile nete

actualizate pentru o rata de actualizare de 5% si o perioada de functionare de 20 de

ani.

Tabel 6.7. Valoare neta actualizata (perioada de operare 20 ani) pentru optiunile analizate. Optiune U.M. Investitii Operare Total Valoare

Neta Actualizata

an de referinta

2013 an de referinta

2013 Total

Rata de actualizare - 5% Rata 1.00 1.00

Optiune 1 – METODA CU SAPATURA DESCHISA

Cheltuieli de investitii Euro 3,022,000 0 3,022,000

Cheltuieli de operare, exceptand energia Euro 0 63,330 789,232

Costuri cu energia Euro 17,345 216,155

TOTAL cheltuieli Optiunea 1 Euro 3,022,000 80,675 4,027,386

Optiune 2 – METODA PRIN CAMASUIRE INTERIOARA

Cheltuieli de investitii Euro 3,216,000 0 3,216,000

Cheltuieli de operare, exceptand energia Euro 0 3,216 40,078

Costuri cu energia Euro 0 0

TOTAL cheltuieli Optiunea 2 Euro 3,216,000 3,216 3,256,078


198

Dupa cum se poate observa din tabelul anterior, Optiunea 2 genereaza cheltuieli

minime de investitie si operare in scenariul normal, dupa o perioada de operare de 20

ani.

In urma analiza financiare se poate concluziona ca solutia optima de reabilitare

pentru situatia analizata este Optiunea 2 – Reabilitare fara sapatura prin camasuire

interioara cu tub textil.

6.2.2 Procedeul selectat pentru implementare

Procedeul selectat pentru reabilitare este procedeul de camasuire interioara ce

consta in utilizarea unui tub textil alcatuit din mai multe straturi, ce se imbiba cu

rasina poliesterica, iar apoi este aplicat pe toata suprafata interioara a tronsonului de

conducta necesar a fi reabilitat prin procedeul de inversare, sub presiune si cu viteza

constanta.

In fiecare caz in care se utilizeaza metoda de camasuire interioara, este necesara

o investigatie complexa a caracteristicilor conductei existente, deoarece

caracteristicile tubului textil si adezivului utilizat sunt adaptate exact la cerintele

impuse de starea existenta a conductei. Polimerizarea (intarirea) rasinii se face sub

presiune, prin utilizarea aburului supraincalzit. Astfel, se realizeaza o intarire si o

mulare perfecta a tubului flexibil si se obtine un sistem nou: conducta veche – strat

rasina – tub flexibil, cu caracteristicile initiale ale conductei.

6.2.3 Domenii de aplicare

Sintetic, principalele situatii in care se preteaza aplicarea acestei metode sunt

prezentate in tabelul urmator.

Tabel 6.8. Recomandari de aplicare a metodei de camasuire interioara [62].

Caracteristica Aplicare eficienta: Nerecomandat (neeconomic):

Tipul avariei pierderi la mufe

aparitia fisurilor (infiltratii / exfiltratii)

peretele conducta cu deteriorari

conducta relativ veche

racorduri directe

mentinerea capacitatii hidraulice

numai o mufa neetansa

deteriorare redusa

nu apare inca fisuri

conducta relativ noua

suprasolicitare hidraulica

Material conducta toate

Profil conducta circular, ovoid si special

Dimensiuni profile circulare Dn 80 - 1800 mm

Curbe acceptate


199

In cadrul lucrarilor de reabilitare prin procedeul de camasuire interioara pot fi

parcurse si reabilitate curbe si schimbari de directie ale conductelor in urmatoarele

conditii:

1. La unghiuri de maximum 60° raza de curbura trebuie sa fie de R < 3Dn;

2. la unghiuri de maximum 90° raza de curbura trebuie sa fie R = 3 - 5Dn;

3. la raze de curbura cu R > 5Dn se admite existenta mai multor curbe la 90°;

4. diferentele de marime intre diametrul exterior si cel interior ale unei curbe

genereaza formarea de cute pe lungimea de arc mai scurta, care insa nu trebuie

considerate ca fiind defecte.

6.3 Desfasurarea procesului de lucru

6.3.1 Lucrari pregatitoare pentru conducta

6.3.1.1 Curatirea

Pentru curatirea conductei, functie de gradul de colmatare si tipul depunerilor

pe peretii conductei se utilizeaza dispozitive de raclare sau razuire si spalarea la

presiune inalta. Este necesara verificarea calitatatii curatirii inainte de inceperea

camasuirii. In mod uzual verificarea calitatii curatirii se realizeaza prin inspectie

video, intr-un sistem de televiziune cu circuit inchis (CCTV).

La reabilitarea conductelor prin procedeul de camasuire interioara este

importanta efectuarea unei curatiri de grad inalt, deoarece de aceasta depinde

asigurarea unei legaturi stranse intre conducta veche si tubul flexibil nou.

Scoaterea din functiune a tronsonului de conducta care se reabiliteaza se face

prin sectorizarea acestuia, aceasta insemnand blindarea tuturor conductelor racordate

si realizarea unui by-pass pentru ocolirea tronsonului pe care se realizeaza

reabilitarea.

Functie de traseul disponibil al by-passului se aleg solutiile optime din punct de

vedere economic, iar in cele mai multe situatii trebuie realizat un calcul tehnico-

economic pentru determinarea diametrului optim al conductei de by-pass, deoarece

este necesara realizarea unui sistem prin pompare.

6.3.1.2 Inspectia video

Inspectia video reprezinta operatia de baza pentru stabilirea starii de deteriorare

interioara a conductei si serveste la localizarea obstacolelor de curgere si la verificarea

modului in care s-a realizat curatirea.


200

Un echipament de inspectie video pentru canele este prezentat in imaginile

urmatoare.

Figura 6.1. Echipament video de inspectie conducte [62].

6.3.1.3 Calibrarea conductelor

In timp, datorita multitidinii de factori externi si interni ce actioneaza asupra

conlectirului de canalizare apar modificari radicale in ceea ce prezinta sectiunea de

curgere la care a fost proiectat sa functioneze colectorul initial. In vederea refacerii

sectiunii libere initiale trebuie efectuate urmatoarele masuri in concordanta cu tipul de

perturbatie intalnita in urma exploatarii.


201

Tabel 6.9. Masuri pentru calibrarea conductelor la situatia proiectata initial [62].

Schimbari fata de situatia proiectata Masura adecvata pentru reabilitare

Deplasari axiale mari Umplerea spatiilor cu ajutorul instaltiilor robotizate

Infiltratii mari de apa Etansare prin injectie

Inlaturarea obstacolelor transversale:

Obstacole inlaturate fara decopertare:

racorduri proeminente

deplasari transversale

radacini patrunse

incrustatii

sparturi si resturi locale

depuneri intarite

robot de frezare

robot de frezare

robot de frezare, foarfece de roca

duze rotative, cap cu lant de aruncare centrifuga

freza hidromecanica

cap cu lant de aruncare centrifuga, robot frezare

procedeu cu roboti

curatire la presiune foarte inalta, robot de frezare

Obstacole care pot fi inlaturate numai prin decopertare:

camine si conducte prabusite

deformatii mari ale sectiunii conductei

traversari ale conductei

curbe

racordari gresite

tasari mari (mai mari de Dn/3)

6.3.1.4 Tronsonarea conductei ce se reabiliteaza si spatiul de lucru necesar

Sistemul de conducte se imparte in tronsoane, care pot avea lungimi de pana la

350 m pentru diametre de peste 500 mm si de pana la 650 m pentru diametre mai mici

de 300 mm. Lungimea reala a unui tronson posibil a fi reabilitat printr-un tub flexibil

continuu depinde de o multitudine de factori, anume de configuratia traseului de

conducte, capacitatea utilajului de inversare, de metoda de curatire aplicata, si inainte

de toate, de conditiile locale (acces auto, zone protejate, folosirea caminelor si

instalatiilor existente, retele de conducte subterane existente, intersectii, bransamente,

s.a.).

Spatiul necesar redus mentine in mare masura in limite acceptabile

neplacerile cauzate de santier, indeosebi pe cele privind:

circulatia stradala;

deteriorarea strazilor si solurilor;

neplacerile provocate riveranilor, proprietarilor de magazine, etc.;


202

riscul de a deteriora alte retele subterane.

Spatiul necesar pentru utilaje si lucrari se limiteaza la cel necesar pentru un

camion si un compresor mobil destinat inversarii tubului flexibil.

6.3.2 Pregatirea adezivului poliesteric si tubului flexibil

Rasina poliesterica este livrata pe santier intr-un autovehicul frigorofic. Rasina

este constituita din doua componente care se amesteca cu amestecatoare mecanice.

Pentru a evita dozarea gresita a componentelor, acestea se livreaza in bidoane la

volume corespunzatoare, iar ca masura suplimentare de siguranta sunt colorate diferit.

Tubul flexibil este adus pe santier infasurat pe un tambur, pregatit cu exteriorul

(partea pe care se va aplica rasina) la interior (intors pe dos). In vederea umplerii

tubului se deruleaza cativa metri de tub si se asaza pe folii pentru a evita deteriorarea

acestuia.

Dupa umplerea cu adeziv prin intermediul unui stut de umplere, tubul este

inchis la capat si este legat de cablu de tragere al utilajului de inversare.

Intreaga cantitate de rasina poliesterica se afla initial in primii cativa metri ai

tubului flexibil.

In vederea distribuirii uniforme a rasinii pe intreaga suprafata interioara a

tubului flexibil si a realizarii unui strat uniform, de grosime constanta, tubul flexibil

este trecut printr-un dispozitiv cu cilindri reglabili, dupa care este infasurat pe un

tambur de inversare.

Figura 6.2. Dispozitiv cu cilindri pentru distributia uniforma a rasinii in tubul flexibil [62].


203

Tubul flexibil pe a carui suprafata exterioara a fost aplicata rasina poliesterica

este infasurat pe tamburul de inversare. Apoi, capatul tubului este fixat de capul de

inversare care inchide etans tamburul de inversare.

In functie de dimensiunea nominala a conductei pot fi infasurati pe tamburul de

inversare pana la 500 m de tub flexibil, care apoi este apoi inversat si introdus in

conducta veche in flux continuu.

6.3.3 Montarea tubului flexibil in interiorul conductei vechi prin procedeul de camasuire interioara

Introducerea tubului flexibil

In scopul intoducerii tubului flexibil in conducta se foloseste o autospeciala pe

care este deja montat tamburul de inversare. Autospeciala este amplasata langa

punctul de acces la conducta ce necesita reabilitare, camin de control sau groapa de

lucru.

Tubul flexibil imbibat cu rasina poliesterica si infasurat pe tamburul de

inversare este introdus in conducta veche prin alimentarea cu aer comprimat a

tamburului. Presiunea aerului comprimat este dependenta de diametrul tubului flexibil

si de configuratia traseului conductei vechi, deoarece la trecerea in curbe sau la

schimbari de directie intervin forte de frecare mari.

Prin operatia de inversare, suprafata tubului imbibata cu rasina se rasfrange si

se pliaza pe peretele conductei vechi.

Figura 6.3. Introducerea tubului flexibil in conducta cu inversarea tubului flexibil [62].


204

Tubul flexibil avanseaza in interiorul conductei vechi datorita presiunii aerului

comprimat introdus. Viteza de inversare este de 2 pana la 5 m/min si este reglata cu

exactitate prin intermediul unui cablu insotitor.

Datorita capacitatii de intindere axiala, tubul flexibil poate prelua diferente de

diametre si deplasari axiale mici. Cantitatea de rasina in exces asigura umplerea

fisurilor, a adanciturilor, a gaurilor sau a altor defecte de pe traseu.

Figura 6.4. Schema de montaj a tubului flexibil in interiorul conductei [62].

Intarirea rasinii poliesterice

Dupa ce tubul flexibil a parcurs intreaga lungime a conductei ce se reabiliteaza

si a ajuns la capatul final, se monteaza la ambele capete ale acestuia elemente de

obturare si aerisire, necesare circulatiei aburului supraincalzit ce se va introduce in

conducta in scopul intaririi accelerate a rasinii.

Tubul introdus este alimentat la capatul in care s-a inceput reabilitarea cu un

amestec de abur si aer comprimat. La capatul final al conductei amestecul este

evacuat prin elementele de aerisire in atmosfera, dupa ce in prealabil este introdus

intr-un sistem de condensare. Prin realizarea unei temperaturi ridicate in interiorul

tubului flexibil, operatia de intarire a rasinii se accelereaza. In vederea polimerizarii

netensionate a rasinii temperatura amestecului abur – aer comprimat este limitata la

maximum 90 0C.

Durata de intarire a rasinii epoxidice variaza in functie de lungime, diametrul

nominal, grosimea tubului interior si a anotimpului si poate varia intre 2–8 ore.

Dupa incheierea operatiei de polimerizare urmeaza faza de racire cu aer

comprimat, in anumite situatii utilizandu-se chiar racit racit.

6.3.4 Lucrari finale

Adaptarea tubului interior la panta caminului

In cazul trecerii tubului interior printr-un camin este necesara adaptarea

radierului tubului interior la panta caminului existent. Pentru aceasta se decupeaza


205

partea superioara semirotunda a tubul interior intarit si apoi se realizeaza legatura la

denivelarile caminului cu mortare speciale.

Redeschiderea ramificatiilor si a racordurilor

Redeschiderea sectiunilor ramificatiilor sau a racordurilor obturate de tubul

interior se executa prin decuparea tubului cu ajutorul robotilor comandati, cu ajutorul

imaginilor video.

Curatirea finala

Dupa incheierea tuturor lucrarilor tronsonul reabilitat se curata printr-un

procedeu de spalare la presiune inalta, se inregistreaza video rezultatul spalarii si

inspectia finala a conductei, iar inregisrearile constituie baza receptiei finale.

6.3.5 Durata lucrarilor

Durata necesara efectuarii curatirii este destul de dificil de estimat initial. Ea

depinde de tipul depunerilor si incrustatiilor, de cantitatea si aderenta acestora si de

structura tevii. Legat de acesti factori se stabilesc metoda si numarul curatirilor.

Introducerea tubului flexibil nu dureaza in general mai mult de o zi pentru

tronsoane mari, normale (200 m pana la 350 m).

Prelucrarea finala dureaza aproximativ o jumatate de zi pentru fiecare tronson,

neluand in considerare receptia.

6.3.6 Materiale utilizate

6.3.6.1 Tubul flexibil interior

Pentru realizarea reabilitarii conductelor de canalizare, tehnologia de camasuire

interioara propune utilizarea tuburilor flexibile multistrat. Principalele caracteristici

ale tuburilor utilizate sunt prezentate in tabelul urmator.

Tabel 6.10. Caracteristici generale tuburi flexibile pentru canalizare [62].

Mediu Strat purtator de rasina Strat interior

Apa uzata Dn > 300

Impaslitura cu tesatura filtranta grosimea peretelui brut: 4.5 – 15 mm

LLDPE (Linear Low-Density Polyethylene), grosime 1 mm

Apa uzata Dn < 300

Impaslitura cu tesatura filtranta grosimea peretelui brut: 4.5 – 8 mm

LLDPE (Linear Low-Density Polyethylene), grosime 0,7 mm


206

Structura multistrat a tubului flexibil destinat conductelor cu curgere

gravitationala utilizata in cadrul proiectului de reabilitare are urmatoarea structura:

strat interior rezistent la frecare (LLDPE - Linear Low-Density

Polyethylene) avand grosimea de 0.4 pana la 1.0 mm;

stratul purtator de rasina (furtun tesut circular, fara cusatura, din fire de

poliester sau nailon, avand un strat aplicat de LLDPE) de 4.0 pana la 15 mm

grosime;

tesatura pentru filtre (pâsla).

Acest tip de tub este constituit dintr-un strat de impaslitura de o grosime aleasa

in functie de structura care trebuie sustinuta si dintr-un strat din LLDPE. Este destinat

reabilitarii conductelor de canalizare si poate fi utilizat la canale avand diametre de la

150 mm pana la 1800 mm.

Tubul flexibil este suficient de elastic pe directia radiala pentru a prelua

diferente variatii de diametre, insa pe directia longitudinala acesta nu se poate intinde.

Tesatura tubului rezista liber (fara suportul de rasina si patul conductei vechi)

unei presiuni interioare de 1.5 bar.

Tubul flexibil este confectionat din fabrica la un perimetru transversal cu 4%

mai mic decat cel interior al conductei de reabilitat pentru a preintampina formarea

cutelor.

In functie de domeniu de utilizare se extrudeaza peste tesatura un strat de

material adecvat mediului vehiculat si avizat de autoritati. Pentru toate mediile fluide

se foloseste un strat din LLDPE (Linear Low-Density Polyethylene).

Acest material adecvat si pentru apa potabila si totodata impermeabil asigura

suprafete perfect netede, confera o rezistenta chimica si mecanica foarte buna si este

cunoscut pentru capacitatea sa redusa de reactie in diferite medii. Proprietatile

materialului confera o aderenta redusa la suprafata acestuia a diferitelor substante in

suspensie sau dizolvate cu care vine in contact. Aceasta caracteristica face ca pe fetele

interioare ale conductelor depunerile sa fie minime.

6.3.6.2 Rasina din doua componente

Se utilizeaza in exclusivitate rasina din doua componente care se intareste in

mediu umed si nu se contracta. Toate materialele in stare intarita nu sunt solubile si

nici poluante.


207

Rasina intarita prezinta rezistenta mecanica mare (module de elasticitate de

pana la 3700 MPa), este dura, rezistenta la lovire si rezistenta la forte mari de frecare

ceea ce impiedica smulgerea materialului sub actiuni dinamice.

La alegerea rasinii se iau in considerare solicitarile fizice, chimice, biologice si

biochimice care pot aparea in timpul exploatarii, astfel ca pentru fiecare cerinta

(mediu, tipul fluidului vehiculat, etans fata de gaze, rezistenta statica, timp de

prelucrare) este utilizata rasina optima.

6.3.7 Proprietati ale conductei reabilitate

Refacerea capacitatii debitului de transport

Procedeul de reabilitare prin camasuire confera conductei etanseitate si inlatura

toate pierderile de fluid prin garnituri, prin crapaturi generate de coroziune sau prin

fisuri.

Prin aplicarea sa, tubul reduce diametrul initial al conductei foarte putin, astfel

incat debitul vehiculat dupa reabilitare nu este afectat. De fapt, in comparatie cu

conducta veche, corodata sau cu depuneri sau hidraulic mai rugoasa, prin aplicarea pe

peretele interior a unui strat de polimeri de calitate se realizeaza o crestere a

capacitatii de transport a debitului vehiculat.

Protectia anticoroziva

Procedeul garanteaza inlaturarea coroziunii interioare in conducte. In

comparatie cu procedeele obisnuite de reabilitare prin aplicarea straturilor protectoare

(strat de ciment, bitum) metoda prezinta urmatoarele avantaje:

nu se formeaza fisuri;

nu apar desprinderi, exfolieri;

pH-neutru;

nu exista reziduuri de hidrocarburi;

rezistent la miscari ale solului;

grosime constanta.

Procedeul de camasuire interioara nu ofera protectie anticoroziva exterioara,

aceasta trebuie realizata independent, prin metodele specifice acestui tip de protectie.


208

Formarea depunerilor

Prin realizarea unei suprafate interioare netede, cu caracteristici antiaderente,

procedeul de camasuire interioara minimizeaza formarea depunerilor pe suprafata

interioara a conductelor reabilitate.

Repunerea in functiune

Procedeul face posibila repunerea in functiune imediata a conductelor, fara

probleme sau restrictii de functionare. Proprietatile mecanice ale legaturii tub

flexibil/rasina sunt demonstrate prin incercarile efectuate pe tronsoane reabilitate.

6.4 Implementarea metodologiei la colectorul de evacuare a SE Focsani

Primul pas pentru realizarea lucrarilor de reabilitare a fost efectuarea operatiei

de blindare a conductei. Operatiunea de blindare este prima operatie din procedeul de

reabilitare a conductelor de canalizare. Aceasta operatiune are ca scop separarea unui

tronson de conducta ce urmeaza a fi curatit si mai apoi reabilitat de restul sistemului

de canalizare. Prin blindare se blocheaza accesul fluidului si a gazelor in zona de

lucru.

Blindarea s-a executat prin introducerea de blind-uri (obturatoare) in aval si

amonte ale tronsonului reabilitat, umflate cu aer comprimat de la un compresor

independent sau aflat in interiorul unei autoutilitare. Lansarea blind-urilor s-a realiza

manual, cu ajutorul unui muncitor echipat cu echipament de protectie adecvat.

Figura 6.5. Blind-uri pentru izolarea tronsonului ce se reabiliteaza [62].


209

Dupa realizarea blindarii colectorului si verificarea eficientei acesteia s-a

realizat un by-pass al colectorului existent.

Operatia de by-pass-are se efectueaza dupa blindarea canalizarii si are ca scop

pomparea fluidelor acumulate in spatele balonului obturator montat pe un tronson de

canalizare pe care se vor efectua lucrari de curatare si reabilitare.

Realizarea by-pass-ului a implicat un numar de 3 persoane si un echipamente

specifice acestei operatii:

autoutilitara transport pompe;

pompe submersibile;

motopompe;

furtune de aspiratie si refulare;

chei pentru mufare furtune;

macara pentru manipulare furtune de aspiratie;

furtune de by pass;

gard de protectie;

rampe de trecere peste furtunele de refulare;

generatoare de curent independente sau aflate in interiorul autoutilitarei;

prelungitoare si cuple de curent mono si trifazic;

trepied.

Pompele de by-pass s-au montat in caminele amonte de tronsonul reabilitat.

Montarea pompelor submersibile in caminele de canalizare s-a facut cu ajutorul

trepiedului. Pompele au avut capacitati cuprinse intre 150 – 450 mc/h.

Figura 6.6 Echipament utilizat pentru realizarea by-pass-ului [62].


210

Dupa realizarea by-pass-ului s-a trecut la etapa de curatare a colectorului in

conditii de siguranta.

Lucrarile de curatare au necesitat personal minim (un conducator auto -

operator pe autospeciala si un ajutor al acestuia) si au fost utilizate echipamentele

specifice acestor operatiuni:

autoutilitara transport scule si compresor;

autospeciala pentru curatire;

furtune alimentare cu apa autospeciala;

autovidanja pentru aspiratie;

banda avertizoare;

conuri de avertizare;

CCTV;

echipament individual de protectie in spatiu inchis;

detector de gaze;

ventilator de aer pentru evacuarea gazelor.

Autospeciala utilizata a fost dotata cu pompa de vid si un sistem format din

pompe, tambur rotativ si furtun de inalta presiune.

Presiunile de lucru pentru pompe sunt de pana la 250 bar si cantitatea de apa

vehiculata 400 l/min iar la aspiratie pompa de vid lucreaza cu o depresiune de 0.85

bar.

Furtunul de presiune are un capat cuplat la pompa de inalta presiune, iar la

celalalt capat se monteaza capul de spalare.

Capul de spalare este prevazut cu diuze care concentreaza jetul de apa pe peretii

conductelor. Prin pozitionarea diuzelor din capul de spalare, se genereaza un curent

puternic si constant care in prima faza impinge furtunul spre caminul de capat contrar

directiei de curgere a fluidului, iar apoi, in a doua faza, capul de spalare de la capatul

furtunului este tras usor inapoi cu ajutorul tamburului.

Acesta asigura transportul apei si al depunerilor spre capatul conductei de unde

este aspirat cu ajutorul pompei de vid in autospeciala.

Gradul de colmatare si natura depunerilor s-au estimat in urma unei vizualizari

a tronsonului cu ajutorul sistemului CCTV-ul.


211

La terminarea operatiei de vizualizare, datele preluate in programul de

inspectie video s-au prelucrat si s-au emis rapoarte de inspectie pe suport de hartie

insotit de filmul intregului tronson inspectat pe suport optic (CD/DVD).

Figura 6.7. Autospeciala utilizata pentru curatire [62].

Figura 6.8. Operatiunea de curatire camin [62].

Figura 6.9. Camera video pentru inspectie [62].


212

Raportul de inspectie contine imagini cu zonele critice identificate si tipul

avariilor constatate si de reabilitare recomandata a acestora.

La funalizarea operatiunii de curatire a colectorului, acesta a fost segmentat

pentru a avea front de lucru continuu. Au fost alese tronsoane de lucru cu o lungime

cuprinsa intre 250 si 350 de metri, in functie de traseul conductei existente, curburi si

modificari de panta.

S-a trecut la operatiunea de montare a tubului flexibil (liner). Aceasta

operatiune este cea mai sensibila parte a operatiei, implicand un numar de 10

muncitori, 8 dintre acestia operand instalatia necesara montarii liner-ului.

Materialul utilizat ca liner a fost tub flexibil multistrat de 15 mm grosime,

format din strat interior de 1.0 mm din LLPDE, strat de tesatura din fibra de sticla si

fibra de carbon de 0.2- 0.4 mm si strat purtator de rasina – furtun tesut circular fara

cusatura din fire de poliester, avand aplicat un strat de LLPDE pana la concurenta

grosimii maxime de 15.0 mm.

Procedura de realizare a operatiei de montare a liner-ului a necesitat mai multe

etape.

1. Pregatirea furtunului

Aceasta etapa de pregatire la randul ei a necesitat o serie de operatii:

taierea furtunului la lungimea exacta a tubului ce urmeaza a fi reabilitat;

intinderea intregului furtun pe o suprafata plana in vederea impregnarii;

pregatirea prin malaxare a solutiei de impregnare;

impregnarea stratului fibros aflata in interior cu solutie – Sadurit;

trecerea furtunului prin valt pentru impregnarea corecta a intregii suprafete

a materialului fibros;

tragerea furtunului impregnat cu solutie in interiorul tamburului cu ajutorul

unei chingi de mare rezistenta si rularea acestuia pe tambur.

2. Introducerea furtunului in canalizare

Dupa rularea furtunului pe tambur capatul liber ramane afara si se fixeaza de

corpul tamburului cu ajutorul unei flanse inversoare.

Aceasta flansa se prinde de corpul tamburului cu ajutorul suruburilor de

prindere. Dupa fixarea flansei inversoare echipamentul de inversie se pozitioneaza cat

mai aproape de gura de acces catre conducta veche ce urmeaza a fi reabilitata. Dupa

pozitionarea echipamentului incepe procedeul de inversie. Acest procedeu consta in


213

cresterea volumului de aer si a presiunii din interiorul tamburului cu ajutorul

compresorului. Prin cresterea volumului si a presiunii aerului din tambur, acesta

impinge furtunul din interior catre exterior.

Liner-ul avand capatul prins intre corpul tamburului si flansa, incepe sa iasa

afara prin interiorul flansei astfel incepand inversia. Linerul inversat este ghidat si

introdus in interiorul conductei fiind dirijat pana la capatul conductei de reabilitat.

Figura 6.10. Montare liner [62].

Dupa ce furtunul a ajuns la capat acesta este fixat pentru a se realiza o presiune

constanta in interiorul furtunului.

3. Intarirea furtunului sau coacerea furtunului

Dupa ce presiunea a fost fixata si furtunul a luat forma conductei vechi incepe

procedeul de coacerea a furtunului.

Acest lucru se realizeaza prin introducerea in interiorul tamburului a aburului

sub presiune cu ajutorul compresorului, in linerul nou instalat. Aburul introdus are o

temperatura de coacere optima pentru intarirea liner-ului.

Surplusul de abur este evacuat printr-o conducta montata pe liner in capatul

opus tamburului de inversare. Prin circulatia continua a aburului in interiorul

conductei se realizeaza coacerea linerului.

Zonele de schimbare de directie ale conductei existente au fost executate

monolit, conducta fiind din beton.


214

Acestea au fost identificate in urma inspectiei cu camera video si au fost

folosite ca guri de acces, dupa decuparea semicilindrului superior, pe lungimea

elementului monolit.

Dupa reabilitarea conductei, zonele decupate din conducta de beton

preexistenta au fost captusite cu acelasi material ca si camasuiala si lipite utilizand

rasina epoxidica, iar apoi au fost remontate pe pozitia initiala.

Dupa intarirea furtunului s-a trecut la racirea si mai apoi la operatia de debitare

a liner-ului.

Figura 6.11. Imagini de la inspectia finala a colectorului reabilitat [62].

Duratele de realizare a lucrarilor de camasuire pe trosoane au diferit in functie

de lucrarile de decolmatare si reparatii necesare pe fiecare tronson. Acestea au fost

cuprinse intre 2 si 5 zile, fiind intalnite zone cu exces de beton din turnare, care a

trebuit spart cu ajutorul uneltelor pneumatice, indepartat si nivelata zona respectiva.

Montarea tubului de camasuire s-a realizat in cca. 6-8 ore, dupa care s-a

procedat la aplicarea procedeului de polimerizare a rasinii epoxidice cu ajutorul

aburului supraincalzit, sub presiune. Presiunea de lucru la polimerizare este functie de

diametrul conductei si grosimea camasuielii, fiind cuprinsa intre 0.5 si 1.5 bari.

Temperatura amestecului de aer-abur a trebuit sa fie de 900C pentru a preveni

intarirea tensionata a rasinii epoxidice. Pentru realizarea intaririi camasuielii conducta

a fost supusa amestecului de aer-abur supra-incalzit timp de 2 pana la 8 ore, in functie

de lungimea tronsonului, diametrul nominal al conductei si a temperaturii mediului

ambiant.

La finalizarea lucrarilor s-au intocmit procese verbale de lucrari ce devin

ascunse, procese verbale de proba de etanseitate s-a realizat o inspectie video dupa

terminarea lucrarilor, inregistrare ce face parte integrala din documentele de calitate

pentru lucrarile de reabilitare executate.


215

6.5 Avantajele aplicarii metodei

In situatia data, procedeul de camasuire interioara a reprezint o solutie rentabila

si sigura pentru reabilitarea tronsoanelor de canalizare vizate.

Principalele avantaje care au condus la alegerea procedeului de reabilitare

aplicat sunt prezentate in cele ce urmeaza:

Traseu de conducte continuu fara mufe avand rugozitate redusa;

Formarea depunerilor in conducta reabilitata este minimizata pana la disparitie;

Reducerea diametrului interior al conductei initiale nu afecteaza debitele

transportate, din contra, caracteristicile tubului flexibil duc la o usoara crestere a

capacitatii de transport hidraulic;

Etanseitate totala garantata; Inlaturarea pericolului generat de scurgeri de gaze;

Protectie anticoroziva interioara integrala;

Spatiu necesar redus pentru organizarea de santier si pentru eventualele lucrari

de sapatura necesare, lucrarile subterane nefiind necesare;

In situatii favorabile lucrarile pot fi executate prin caminele de control existente

conductele de canalizare;

Aplicarea metodei nu depinde decat in mica masura de materialul de executie si

de forma sectiunii transversale a conductei;

Schimbarile de directie, curbele si deformatiile conductei nu influenteaza

procedeul tehnologic;

Metoda se preteaza la existenta ramificatiile laterale;

Functie de grosimea aleasa a peretelui tubului interior, se reface si capacitatea

portanta statica a trosonului reabilitat;

Metoda adaptabila diferitelor solicitari prin alegerea adecvata a rasinii;

Nivelul cheltuielilor se situeaza la o valoare acceptabila, apropiat de cel al

lucrarilor de refacere obisnuite, pentru cazul colectoarelor analizate;

Nu genereaza cheltuieli sociale (blocaje, praf, starzi murdare etc.);

Durata de executie scurta (cca. 1 pana la 2 zile pentru un tronson de conducta,

fara a lua in considerare lucrarile adiacente de spargere a betoanelor in exces si

amenajare a frontului de lucru);

Prejudicii minime aduse consumatorilor racordati la conductele care se

reabiliteaza.

Capitolul 7. Concluzii

216

7 Concluzii

7.1 Continutul lucrarii

Lucrarea cuprinde 229 pagini, 85 figuri, un numar de 56 tabele si o bibliografie

cu 64 titluri.

In Capitolul 1 al lucrarii sunt prezentate elemente generale privind dezvoltarea

strategiei de utilizare a materialelor si metodelor de implementare a investitiilor.

Reabilitarea conductelor trebuie sa constituie o parte a unei abordari integrate a

domeniului retelelor subterane corelat cu obtinerea fondurilor prin gospodarirea

resurselor, dezvoltare tehnica, rationalizare si standardizare.

Capitolul 2 prezinta elemente de proiectare a retelelor de canalizare. Primul pas

in proiectarea retelei de canalizare il reprezinta stabilirea traseului, iar urmatorii pasi

de deosebita importanta sunt calculul hidraulic si static al retelei, pentru care trebuie

avute in vedere o serie de caracteristici ale miscarii apei uzate in canale, precum si

conditiile necesare unei bune functionari a retelei.

In acest capitol sunt detaliate elementele de baza legate de:

notiuni de hidraulica pentru retelele de canalizare;

cantitati de apa uzata evacuate;

calculul debitelor de ape uzate menajere;

determinarea debitului de calcul al apelor meteorice si metode de evaluare a

debitelor de ape meteorice;

elemente impuse de dimensionarea hidraulica: gradul de umplere, viteza de

autocuratire, viteza maxima de curgere a apei.

In Capitolul 3 al lucrarii sunt abordate elemente de calcul static si de rezistenta

a conductelor. Se prezinta o analiza pentru calculul static si de rezistenta al canalelor

in care se stabilesc solicitarile la care sunt supuse elementele de constructie, necesare

dimensionarii de rezistenta in ambele categorii de incarcari: fundamentale si

accidentale.

Un caz special din punct de vedere structural il reprezinta calculul conductelor

pentru impingerea cu scut. In capitolul 3.2 sunt analizate eforturile structurale si

dinamice ce rezulta din incarcarile din trafic ale conductelor, precum si actiunile

dinamice in caz de cutremure. Aria de aplicatie cuprinde conducte cu sectiune

transversala circulara din beton armat, otel, azbociment si argila vitrifiata care sunt

presate sau impinse prin metoda de instalare a conductelor fara sapatura cu deplasare


217

a solului prin impingere sau forare cu traiectorii rectilinii sau curbe, in pamanturi

coezive sau necoezive.

In Capitolul 3.3 se analizeaza comportarea retelelor de canalizare la actiunile

din exploatarea normala si comportarea structurilor ingropate la actiunea seismica.

In exploatarea normala acest gen de structuri sunt solicitate la o serie de actiuni

statice ca: greutatea proprie, presiunea verticala a pamantului, impingerea activa a

pamantului, presiunea hidrostatica precum si actiuni cu caracter dinamic provenite din

circulatia mijloacelor de transport sau in cazul in care se pompeaza din presiunea

hidrodinamica rezultata ca urmare a modificarii bruste sau foarte rapide a regimului

de curgere al apei. Comportarea structurii la actiunile din exploatarea normala este

influentata in principal de modul de interactiune al structurii cu patul de fundare si

pamantul de umplutura.

Datele privind comportarea lucrarilor subterane arata ca la cutremure cu

intensitate mare structurile acestora au suferit avarii serioase si diferentiate in functie

de adancimea de ingropare, dat fiind faptul ca la adancimi relativ reduse nu se produc

modificari sensibile ale parametrilor undelor seismice, in timp ce odata cu cresterea

adancimii de ingropare are loc o reducere a principalilor parametri de intensitate a

cutremurelor (deplasari, viteze si acceleratii ale particulelor de pamant). Avariile

lucrarilor subterane sunt provocate de un complex de fenomene fizice care insotesc

miscarea seismica, ca: desprinderi, ruperi, lunecari, prabusiri in masivul de pamant,

dar si de modificarea starii de eforturi si deformatii in masiv precum si de

distorsiunile care apar in campul acestora, determinate de prezenta lucrarilor

subterane.

Problemele comportarii retelelor de canalizare urbane la actiunea apelor uzate

(amestec de ape uzate menajere si ape uzate industriale partial epurate) sunt abordate

in Capitolul 4. Efectele apelor uzate sunt complexe si agravate de o serie de factori

care in sinteza pot fi definiti in urmatoarele:

conceptul constructiv al retelelor de canalizare a fost total deficitar:

executie din tuburi de beton simplu prefabricate cu rosturi la 1.0 m; in

putine cazuri colectoarele principale si generale au fost protejate luand in

consideratie dilutia;

dezvoltarea industriala pana in 1989 a avut ca obiect fundamental

productia fara analiza factorilor de mediu; practic toate statiile de pre-

epurare ale agentilor economici sunt deficitare;

nu a existat si nu s-a aplicat conceptul de risc in filosofia retelelor de

canalizare; exploatarea si intretinerea retelelor de canalizare s-a efectuat

cu dificultati, lipsa de utilaje, materiale si specialisti;


218

s-a considerat totdeauna ca apele uzate urbane nu sunt agresive.

Sunt analizate pe baza datelor din literatura si a unor cercetari efectuate "in

situ" influenta apelor uzate descarcate de catre diferiti agenti economici asupra

colectoarelor existente din reteaua de canalizare, deoarece acesta influenta este in

directa concordanta cu durata de viata a colectorului.

In Capitolul 5 este abordata problema reabilitarii retelelor de canalizare prin

metode moderne. Sunt definte criterii pentru stabilirea momentului si modului de

reabilitare, astfel:

Criterii generale de performanta:

- Capacitate redusa de transport;

- Consum de enegie cu mult peste cel proiectat;

- Restrictii de constructie pe calea de rurale, pentru trafic;

- Intretinerea si exploatare;

- Materiale disponibile;

- Posibilitatea de dezvoltare in viitor.

Conditii de performanta:

- Performanta hidraulica;

- Impact asupra mediului.

La reabilitarea retelei de canalizare modul de analiza al sistemului depinde de

dimensiunea problemei:

- reabilitare limitata; de regula o parte din retea sau numai unele colectoare

sunt deteriorate ca structura sau ca mod de functionare (capacitate de

transport depasita – punere sub presiune);

- reabilitare de mari dimensiuni, ce poate cuprinde toata reteaua si care

poate fi numita si retehnologizare a retelei; aceasta se face de regula la

depasirea duratei normate de lucru a retelei.

Trebuie decis daca sistemul constructiv existent este bun sau daca acesta poate

fi consolidat la o limita de siguranta comparabila cu o lucrare noua. Pentru adoptarea

solutiei trebuie tinut seama si de alte elemente importante:

- cum poate functiona sistemul pe perioada reabilitarii si cat de complicata

este solutia provizorie;

- cat dureaza reabilitarea; solutia cu durata minima de reabilitare este de

preferat;


219

- daca tehnologia de reabilitare disponibila este si rationala / rentabila

pentru folosirea ei la dimensiunea reala a lucrarii.

Capitolul 5 prezinta detaliat metodele de reabilitare actuale, aplicabilitatea si

limitarile fiecarei metoda analizate.

Capitolul 6 prezinta un studiu de caz cu aplicarea metodologiei de executare a

lucrarilor de reabilitare prin camasuire interioara pentru reabilitarea conductei de

evacuare SE – emisar din cadrul SE Focsani, cu lungime totala de 2.297 m.

Sunt detaliati toti pasii care au condus la alegerea metodei de reabilitare,

deoarece cel mai important pas in adoptarea metodei de reabilitare pentru o retea de

conducte il constituie selectarea metodei de reabilitare, astfel incat aceasta sa fie cea

mai potrivita situatiei date, cea mai eficienta din punct de vedere tehnico-economic si

cea mai sigura.

Alegerea solutiei de reabilitare se poate face numai pe baza cunoasterii in

detaliu a sistemului existent. O solutie de reabilitare este unica pentru o situatie data,

nu exista o solutie general valabila in toate situatiile aparute in practica. Uneori solutia

optima din punct de vedere tehnico-economic consta in aplicarea unei combinatii de

metode de reabilitare.

Criteriile de alegere a metodei de reabilitare fara sapatura implica principalele 2

aspecte:

evaluarea conditiilor specifice ale conductelor, inclusiv gradul de deteriorare

si identificarea principalelor probleme generate;

alegerea unei metode adecvate de reabilitare fara sapatura.

Pentru alegerea metodei de reabilitare este necesara cunoasterea in detaliu a

conditiilor conductei la interior (grad de corodare, depozite, fisuri, neliniaritati in

aliniament, sedimentari, imbinari defectuoase, etc.) si de asemenea conditiile solului

in jurul conductei.

Pentru fiecare situatie in parte trebuie evaluate elementele specifice ale

conductei respective: tipul de curgere, caracteristicile fluidului transportat, zona de

amplasare, curbe, pante, adancimi de ingropare, lungimi tronsoane, diametre, debite

vehiculate, etc. Evaluarea corecta a defectelor este fundamentala in alegerea celei mai

bune metode de reabilitare. De asemenea este important sa se estimeze o rata de

deteriorare a conducte, asfel incat sa poata fi prezisa aparitia unei avarii a conductei.

Programul de reabilitare prin metoda fara sapatura poate fi sintetizat in 4 etape:

planificarea initiala;

evaluarea integritatii conductei;


220

analiza solutiilor de reabilitare;

implementare si monitorizare.

Sunt definite principalele criterii dupa care se alege metoda de reabilitare

optima:

alegerea metodei de reabilitare pe baza conditiilor existente ale conductei;

alegerea metodei de reabilitare pe baza conditiilor specifice ale

amplasamentului si ale proiectului;

alegerea metodei de reabilitare in 6 pasi;

Procesul de decizie cu privire la oportunitatea alegerii unei metode specifice de

reabilitare este o problema complexa, care trebuie analizata din mai multe

perspective, iar pe langa factorii deja mentionati anterior sunt necesare analize cost-

beneficiu, analize ale costurilor pe durata de viata, precum si analiza obiectivelor pe

termen mediu si lung ale conductei, pentru atingerea tuturor obiectivelor dorite.

Este necesar ca in evaluare sa fie considerate toate tehnologiile disponibile, de

aceea, tinand cont de viteza cu care acest domeniu se modifica este necesar ca sa se

mentina un permanent contact cu ultimele tehnologii dezvoltate si ultimele

perfectionari ale tehnologiilor existente.

Selectarea procesului de reabilitare a conductelor fara sapatura, pentru cazul

practic, a urmarit metodologia expusa anterior de selectie in 6 pasi. Astfel, au fost

urmarite procedurile de prezentate succint in cele ce urmeaza:

s-a realizat o evaluare a conditiilor conductei existente;

s-au trecut in revista toate metodele de reabilitare fara sapatura ce pot fi

aplicate, disponibile la noi in tara, ce se incadreaza intr-un interval rezonabil

din punct de vedere financiar; in aceasta situatie a existat din start o limitare

data de marimea bugetului disponibil pentru realizarea lucrarii, ceea ce

implica din start o selectare a metodelor de reabilitare; din acest motiv,

importul si implementarea de tehnologie din tarile avansate a fost eliminat

din start;

s-au analizat restrictiile specifice fiecarei metode identificate ca aplicabila si

s-au selectat metode compatibile cu conditiile specifice ale proiectului;

s-au stabilit pentru fiecare metoda limitele intervalului de costuri asociate cu

implementarea metodei respective;

s-au determinat principalele metode candidate si s-au identificat

antreprenorii ce pot asigura si implementa tehnologiile de reabilitare

selectate;


221

s-au contactat antreprenorii pentru detalii suplimentare si s-a trecut la studiul

in detaliu a modului de implementare si tuturor conditiilor tipice ce trebuie

respectate la implementare;

s-a stabilit solutia de reabilitare optima tehnico-economic in sitautia

concreta din teren;

s-a trecut la intocmirea de detaliu a proiectului de reabilitare si asigurarea

tuturor elementelor necesare pentru implementarea metodei de reabilitare

aleasa.

In vederea reabilitarii starii interioare a conductei existente s-a propus refacerea

prin camasuire a conductei pe toata lungimea tronsonului, in final rezultand o

conducta camasuita avand caracteristicile hidraulice ale celei initiale.

Aplicarea practica a procesului de reabilitare prin metoda camasuirii interioare

este prezentata detaliat pe fiecare faza de executie in Capitolul 6.3. Sunt descrise toate

lucarile executate in cadrul studiului de caz, de la inceputul proiectului si pana la

finalizarea acestuia:

lucrari pregatitoare pentru conducta: curatirea, inspectia video, calibrarea

conductelor, tronsonarea conductei ce se reabiliteaza si asigurarea spatiului

de lucru necesar;

pregatirea adezivului poliesteric si a tubului flexibil;

montarea tubului flexibil in interiorul conductei vechi prin procedeul de

camasuire interioara;

lucrari finale: adaptarea tubului interior la panta caminului, redeschiderea

ramificatiilor si a racordurilor, curatirea finala.

Sunt descrise caracteristicile materialelor utilizate si proprietatile conductei

reabilitate.

Se evidentiaza principalele avantaje ale procedeului de camasuire interioara

comparativ cu alte metode de reabilitare, pentru situatia data din teren. Dintre acestea

s-au mentionat:

Nu genereaza cheltuieli sociale (blocaje, praf, starzi murdare, etc.).

Durata de executie scurta (cca. 1 pana la 2 zile pentru un tronson de

conducta).

Prejudicii minime aduse consumatorilor racordati la conductele care se

reabiliteaza.

Etanseitate totala garantata.


222

Protectie anticoroziva interioara integrala.

Spatiu necesar redus pentru organizarea de santier si pentru eventualele

lucrari de sapatura necesare, lucrarile subterane nefiind necesare.

Aplicarea metodei nu depinde decat in mica masura de materialul de

executie si de forma sectiunii transversale a conductei.

Schimbarile de directie, curbele si deformatiile conductei nu influenteaza

procedeul tehnologic.

Metoda se preteaza la existenta ramificatiile laterale.

Functie de grosimea aleasa a peretelui tubului interior, se reface si portanta

statica a trosonului reabilitat.

Metoda adaptabila diferitelor solicitari prin alegerea adecvata a rasinii.

Nivelul cheltuielilor se situeaza la o valoare acceptabila, apropiat de cel al

lucrarilor de refacere obisnuite, pentru cazul colectoarelor analizate.

Traseu de conducte continuu fara mufe avand rugozitate redusa.

Formarea depunerilor in conducta reabilitata este minimizata.

Reducerea diametrului interior al conductei initiale nu afecteaza debitele

transportate, din contra, caracteristicile tubului flexibil duc la o usoara

crestere a capacitatii de transport hidraulic.

7.2 Elemente originale ale lucrarii

In lucrare se realizeaza o sinteza detailata a metodelor de calcul utilizate

actualmente pentru retele de colectarea a apelor uzate, cu punctarea restrictiilor in

dimensionare si executie.

Se realizeaza o sinteza documentara la zi privind metodele fara sapatura

deschisa si in special se abordeaza problema exterm de importanta a selectarii metodei

de reabilitare, astfel incat aceasta sa fie cea mai potrivita situatiei date, cea mai

eficienta din punct de vedere tehnico-economic si cea mai sigura in ceea ce priveste

implementare.

In capitol 6 se prezinta un studiu de caz in care se analizeaza aplicarea metodei

de reabilitare cu camsuire interioara, prin camasuire cu tub flexibil, de la inceputul

procesului de selectare a metodei de reabilitare pana la implementarea fizica a

acesteia.


223

Sunt analizate caracteristicile tuturor elementelor care intervin in procesul de

alegere si conduc la alegerea unei metode specifice de reabilitare. Analiza de selectare

a metodei de reabilitare pentru situatia concreta din teren releva avantajele utilizarii

metodei de reabilitare prin camasuire interioara a conductelor din mediul urban in

raport cu montajul in transee deschisa.

Teza are caracter aplicativ si se constituie intr-un ghid de proiectare tehnologica

a lucrarilor de alegere si implementare a metodei de reabilitare a conductelor de

canalizare fara sapatura deschisa, metoda de reabilitare cu camasuire interioara.

7.3 Dezvoltari viitoare

Deficientele retelelor de canalizare existente in cele mai multe cazuri sunt

generate de:

o executie din tuburi de beton simplu (l=1 m) imbinate cu cep si buza, in

general neetanse; aceasta conduce la exfiltratii de ape uzate in mediu

subteran si infiltratii (sistem drenaj) acolo unde reteaua este pozata in apa

subterana;

o lipsa in totalitate privitor la controlul calitatii apelor uzate descarcate in

reteaua publica de canalizare; studii si cercetari efectuate "in situ" au pus in

evidenta efectul distructiv al apelor uzate asupra materialului retelei de

canalizare.

Intretinerea retelelor de canalizare implica un ansamblu de masuri preventive si

curative necesare care sa asigure ca reteaua este mentinuta in conditiile care-i pot

permite sa-si indeplineasca functiunile sale in mod satisfacator. Masurile includ:

repararea locala sau inlocuirea colectoarelor deteriorate sau a altor structuri;

eliminarea depunerilor, a obturarilor pentru restabilirea capacitatii hidraulice;

intretinerea instalatiilor mecanice.

O exploatare si o intretinere optima a retelei de canalizare necesita: planificare,

cai de acces, personal suficient si competent, o stabilire clara a responsabilitatilor,

echipament adecvat, cunoasterea retelei si a elementelor sale functionale, a

utilizatorilor racordati, banci de date si studii adecvate.

Constrangerile tot mai mari in ceea ce priveste traficul, conditiile de amplasare

in trama stradala, conditiile de sol si imposibilitatea in anumite situatii de a realiza

lucrari cu sapatura deschisa recomanda metodele fara sapatura care nu afecteaza

infrastructura existenta si care nu produc deranjamente importante caracteristice

santierelor deschise.


224

Puse in balanta din punct de vedere tehnico-economic, metodele fara sapatura

deschisa sunt in unele situatii mai avantajoase in raport cu sapatura deschisa. Din

acest motiv selectarea metodei de reabilitare reprezinta pasul fundamental in

rezolvarea unei probleme dificile.

Se considera ca dezvoltarea metodelor fara sapatura deschisa ca metode de

montaj ale conductelor in zone urbane dense va capata o amploare din ce in ce mai

mare, odata cu progresul tehnologic important in domeniul specific al acestor metode,

coroborat cu cresterea nivelului de aglomerare a tramei stradale.

Datele si experienta acestei lucrari pot sta la baza elaborarii unui Ghid de

proiectare tehnologica pentru lucrari de canalizare fara sapatura deschisa prin metoda

de reabilitare prin camasuire interioara.

Bibliografie

225

Bibliografie

[1] O. Luca – Hidraulica, Editura U.T.C.B., 1986.

[2] C. Mateescu – Hidraulica, Editura de Stat Didactica si Pedagogica, 1961.

[3] D. Cioc – Hidraulica, Editura Didactica si Pedagogica, 1975.

[4] SR 1846/1-2006 – Canalizări exterioare. Prescripţii de proiectare. Partea1:

Determinarea debitelor de ape uzate de canalizare.

[5] NP 133/2 – 2013 – Proiectarea, executia si exploatarea sistemelor de

alimentare cu apa si canalizare a localitatilor. Partea a II-a. Sisteme de

canalizare a localitatilor – Normativ (MDRL), Monitorul Oficial, Partea I nr.

660 din 28.10.2013.

[6] U.T.C.B., A.R.A., Worldwide Environmental Protection Services -

Managementul Apelor Meteorice Urbane - Curs de perfectionare profesionala

post – universitara CONSPRESS 2003, ISBN 973-8165-40-7.

[7] Drobot, R. Serban P. – Aplicatii de hidrologie si gospodarirea apelor, Editura

H.G.A., 1999.

[8] R. Bourier – Les reseaux d'assainissement – TEC & DOC, Lavoisiser, 1991.

[9] Nix, S.J. – Urban Stormwater Modelling and Simulation, CRC Press, Inc., Boca

Raton, Florida, 1994.

[10] V.A. Stanescu – Hidrologie urbana – Editura Didactica si Pedagogica –

Bucuresti, 1995.

[11] Bentley SewerGEMS V8 XM Edition – User’s Guide, 2013.

[12] SR 1846/2-2006 - Determinarea debitelor de apă meteorică evacuată prin

canalizare.

[13] M. Negulescu – Canalizari – Editura didactica si pedagogica, Bucuresti, 1978.

[14] E. Biltz – Proiectarea Canalizarilor – Editura Tehnica Bucuresti, 1970.

[15] Angelescu, M. - Retele edilitare urbane - Editura Didactica si Pedagogica,

Bucuresti, 1996

[16] Drilling Contractors Association, Aachen (DCA-Europe) – DCA Technical

Guidelines – information and recomandations for the planning, construction

and documentation of HDD – projects. 2nd edition, February 2001.

[17] Dietrich Stein – Trenchless Technology for Installation of Cables and Pipelines,

Stein& Partner, Bochum, Germany, ISBN 3-00-014955-4.

Bibliografie

226

[18] Dumitrel Furiş, Mircea Eugen Teodorescu, Lucian Sorohan - Calculul

structurilor pentru transportul apei - Bucureşti : Conspress, 2005, ISBN 973-

7797-65-5.

[19] V. Moldovan – Durabilitatea betonului – Editura Tehnica, 1982.

[20] M. Negulescu si colab. – Epurarea apelor uzate industriale, vol I + II, Editura

Tehnica, Bucuresti – 1989.

[21] R. Letourneux – Bacteriogenic corrosion of concrete – Central Laboratory,

Lafarge Aluminates – France, 2002.

[22] NTPA – 002/2002 M.O. nr. 187/ 20 martie 2002 - Normativ privind conditiile

de evacuare a apelor uzate in retelele de canalizare ale localitatilor si direct in

statiile de epurare.

[23] NTPA – 001/2002 M.O. Nr.187/20 martie 2002 - Normativ tehnic privind

stabilirea limitelor de incarcare cu poluanti a apelor uzate industriale si

orasenesti la evacuarea in receptori naturali.

[24] UTCB, Catedra ISPA - Efectele impurificatorilor industriali asupra reţelelor

de canalizare şi a proceselor de epurare - Contract UTCB nr. 272 / 10.09.2003

[25] M. Sandu – Recomandări pentru calcul tarifelor suplimentare pentru

nerespectarea condiţiilor de descărcare a apelor uzate în reţeaua de canalizare,

ExpoApa, 19-21 mai 2004, CTS-ARA, 2004.

[26] Isley D.T. and M. Najafi – Trenchless Pipe Renewal – The National Utility

Contractors Association (NUCA), Arlington, Va., 1995).

[27] Scandinavian Society for Trenchless Technology (SSTT) – No-Dig Handbook,

Copenhagen, Denmark, 2002.

[28] Statewide Urban Design and Specifications (SUDAS) – Design Manual – Ames,

Iowa, 2004.

[29] North American Grout Marketing Association – Guide to Successful Chemical

Grouting, Brentwood, Tn.

[30] Australian Society for Trenchless Technology, ASTT-ISTT, Trenchless

Technology Guidelines: Sliplining, 2004.

[31] SEKISUI SPR GROUP, 2013, http://www.sekisuispr.com/technology/gravity-

solutions/spr.

[32] Meinolf, R. – New developments in trenchless lateral connection, Proceedings

of 18th International Conference ISTT No-Dig 2000, Perth, Australia, October 15-

19, 2000, ASTT, Perth, Australia.

http://www.sekisuispr.com/technology/gravity-solutions/spr

http://www.sekisuispr.com/technology/gravity-solutions/spr

Bibliografie

227

[33] Kramer, S. R., McDonald, W.J. and Thomson J.C. – An Introduction in

Trenchless Technology, Van Nostrand Reinhold, New York, 1992.

[34] Brahler, C. – How to use pipe bursting effectively, Proceedings of UCT 2000

Conference, Huston, Tex., January 25-27, 2000.

[35] Glynn, J. and Simonds, W. – Multiple diameter pipe bursting: Is it the right

sewer rehabilitation solution for your project, Proceedings of NASTT No-Dig

2000, Anaheim, Ca., April 9-12, 2000.

[36] BS EN 12889:2000 – Trenchless construction and testing of drains and sewers,

2000.

[37] Najafi, M. – Overview of pipeline renewal methods, Proceedings of Trenchless

Pipeline Renewal Design and Construction '99, Kansas, Missouri, November 1-

2, 1999.

[38] Colectiv prof.univ.dr.ing. M. Sandu – Canalizari si epurarea apelor uzate,

Bucuresti, 2003.

[39] MTCT – Ghid de proiectare, executie si exploatare a lucrarilor de alimentare

cu apa si canalizare in mediul rural, 2004.

[40] Bent, C., Lowe, M., Griffiths, C – Evolution of guidance systems for tunneling.

Tunnels & Tunneling International, Issue 7, pp 40 – 43, 1999.

[41] Kanaby, K. M. – Metode si tehnologii moderne de executie a retelelor de

canalizare, Teza de doctorat, 2010.

[42] Maidl, B., Schmid, L., Ritz, W., Herrenknecht, M., - Tunel boring machines in

hard rock, Verlag Ernst & Sohn, Berlin, 2003.

[43] Lamzo Lining Services – Engineering Manual for Rehabilitation of Cured in

Place Pipe, 2004.

[44] Guice, L. K. and Li J. Y. – Buckling models and influencing factors for pipe

renewal design, Design Theory Workshop, North American No-Dig '94,

Conference Proceedings, NASTT, Dallas, Tex., 1994.

[45] Delleur, J. V. – Sewerage Rehabilitation, Hydroinformatics Tools, NATO ASI

Series. Kluwer Academic Publisher, Dordrecht, 1998.

[46] Milligan, G., Norris, P. – Pipe jacking research results and recomandation, Pipe

Jacking Association, 1994.

[47] Drilling Contractors Association, Aachen (DCA-Europe) – DCA Technical

Guidelines – information and recomandations for the planning, construction

and documentation of HDD – projects, 2nd Edition, February 2001

Bibliografie

228

[48] Najafi M., Gokhale S. – Trenchless Technology – Pipeline and Utility Design,

Construction and Renewal, McGraw Hill, ISBN 0-07-142266-8, 2005.

[49] Boyce, G.M. and Bried E.M. – Benefit-cost analysis of microtunneling in urban

area, Proceedings of No-Dig 1994, Dallas, Tx., 1994.

[50] Boyce, G.M. and Bried E.M. – Estimating the cost social savings of trenchless

technique, Proceedings of No-Dig 1994, Dallas, Tx., 1994.

[51] FHA – Manual for Controlling and Reducing the Frequency of Pavement Utility

Cuts, Federal Highway Administration, Washington DC, 2002.

[52] Hughes D.M. – Assessing to Future: Water Utility Infrastructure Management,

American Waterworks Association, Denver, Colorado, 2002.

[53] Sterling, R.L. – Indirect Cost of Utility Placement and Repair Beneath Streets,

Final Report, Underground Space Center, University of Minnesota, March 1994,

Minneapolis, 1994.

[54] Vickridge, I., Ling, D.J., Read, G.F. – Evaluating the social costs and setting the

changes for road space occupation, Proceedings of ISTT No-Dig 92, April 5-8,

Washington DC, 1992.

[55] Association of Metropolitan Sewerage Agencies – Managing Public

Infrastructure Assets to Minimize Costs and Maximize Performance,

Washington DC, 2004.

[56] Chi Yuan F. – Sewer Sediment and Control: A Management Practice Reference

Guide, EPA, Edison, N.J., 2004.

[57] Gokhale, S. and Hastak, M. – Automated assessment technologies for sanitary

sewer evaluation, Proceedings of ASCE New Pipeline Technologies, Security

and Safety Conference, Baltimore, Md., 2003.

[58] Liu, H. – Pipeline Engineering, CRC Press, New York, 2003.

[59] Water Environment Research Foundation – New pipes for old: A study of recent

advances in sewer pipe materials and technology, Project 97-CTS-3, Final

Report, Alexandria, Va., 2000.

[60] CALA Romania – Tehnologii No-Dig: Reabilitari de conducte prin camasuire,

Inspectie si diagnosticare stare conducte, Curatiri de conducte cu presiune de

apa, Sancraiu de Mures, jud. Mures, 2013.

[61] Lanzo Lining Servicies – Engineering Design Manual for Renewal of Cured in

Place Pipe, Company Manual, 2004.

[62] Rain, O., Pichler, K. – Metodologia de executare a lucrarilor de reabilitare prin

camasuire (CIPP) a conductelor de canalizare, RABMER Romania, 2012.

Bibliografie

229

[63] RABMER Romania – Metodologia de instalare liner, RABMER Romania,

2012.

[64] Rain, O., Pichler, K. – Proceduri tehnice de executie reabilitare prin camasuire

(CIPP) a conductelor de canalizare, RABMER Romania, 2012.

Documents

REABILITAREA RETELELOR DE CANALIZARE PRIN CAPTUSIRE …digilib.utcb.ro/repository/ccn/pdf/munteanumihail.pdf · Clasificarea tipurilor de agresivitate (STAS 3349/1 – 83. Betoane