Universitatea „Ovidius” Constanţa Facultatea de Construcţii

REZUMATUL TEZEI DE DOCTORAT

Cercetări privind tehnica şi tehnologia drenajului superficial coroborat e cu folosinţa terenului amenajat

CONDUCĂTOR, DOCTORAND, Prof.dr.ing. Dumitru Ion ARSENIE ing. Constantin BUTA

In memoriam,

Prof. dr. ing. Eftimie Niţescu

Prefaţă

Fenomenele climato-hidrologice extreme din ultimele decenii au evidenţiat necesitatea elaborării de soluţii tehnice şi tehnologice destinate rezolvării problemei excesului temporar de umiditate al terenurilor, cu o viteză de reacţie care să facă faţă precipitaţiilor de intensitate mare, tot mai frecvente, atât la noi în ţară cât şi în alte ţări din Europa, Asia, America, Africa.

Amenajările de drenaj (închis sau deschis) pe terenurile care prezintă, permanent sau temporar, exces de umiditate sunt lucrări hidoameliorative absolut necesare înt-o economie agrară concurenţială, întrucât reglează regimul apei în sol, asigurând condiţii optime dezvoltării culturilor agricole şi implicit producţii superioare. Efectele negative ale excesului de umiditate asupra agriculturii sunt bine cunoscute, dar şi terenurile cu alte destinaţii (folosinţe) au de suferit din punct de vedere funcţional (de exemplu terenurile de sport prevăzute cu gazon).

În cazul terenurilor slab permeabile, fenomenul excesului de umiditate în stratul superficial al solului este amplificat de capacitatea redusă de infiltrare a acestor soluri, ceea ce face, chiar în cazul terenurilor amenajate cu sisteme de drenaj, ca timpul de evacuare a excesului de umiditate să fie nepermis de mare.

În ansamblu, cercetările vizează creşterea eficienţei drenajului pe terenurile slab permeabile prin accelerarea evacuării excesului de umiditate impusă de unele culturi sensibile, sau de funcţionalitatea unor terenuri.

Pentru abordarea şi rezolvarea problemelor prezentate mai sus, cercetările s-au efectuat în laborator pe un model fizic experimental echipat cu instalaţii de simularea ploii şi de determinare a parametrilor ce influenţează mişcarea apei în sol spre drenuri. În acest model de drenaj a fost introdus un sol stratificat slab permeabil şi s-au aplicat diverse soluţii tehnice pentru accelerarea drenajului superficial. Performanţele soluţiilor propuse s-au pus în evidenţă pe baza criteriilor tehnice de drenaj exprimate în termeni hidraulici. Ca mijloc de validare a rezultatelor obţinut pe modelul fizic a fost ales un model matematic, în care ca date de intrare s-au folosit datele obţinute pe modelul fizic de drenaj

*** Doresc să aduc călduroase mulţumiri în mod deosebit conducătorului meu ştiinţific, domnul prof.dr.ing

Dumitru Ion Arsenie, care m-a sprijinit cu îndrumările competente ale domniei sale şi care mi-a acordat încredere deplină în toate deciziile pe care le-am luat privind organizarea activităţilor din cadrul programului de cercetare.

În egală măsură, alese mulţumiri adresez referenţilor şi membrilor comisiei de examinare, pentru bunăvoinţa şi acceptul lor de a analiza această lucrare.

Consiliere, încredere, ajutor în momentele dificile şi sprijin total pe tot parcursul programului de cercetare, am beneficiat din partea d-nei prof. dr ing. Carmen Maftei care şi-a rupt din timpul ei pentru a-mi fi de ajutor mie, iar pe această cale îi mulţumesc şi îmi exprim toată recunoştiinţa. Cuvintele sunt sărace în raport cu efortul depus de domnia sa.

Mulţumiri deosebite adresez pentru sprijinul acordat: d-nului ş.l. dr ing. Cornel Ciurea, în ceea ce priveşte partea experimentală de laborator; d-nului dr.ing. Dacian Teodorescu în prelevarea probelor experimentale, d-nilor ş.l. dr. ing. Cosmin Bucur şi dr. ing. Lucian Bălaşa pentru partea de programare computerizată a experimentelor realizate; d-nului asist.drd.ing. Pericleanu Dan şi masterand ing. Claudiu Chivu la realizarea modelului fizic experimental.

Mulţumiri aduc şi tuturor colegilor din cadrul Facultăţii de Construcţii pentru cadrul propice creat şi sugestiile oferite în vederea finalizării cu succes a acestei lucrări.

În sfârşit, dar nu în ultimul rând, îmi manifest cu drag recunoştiinţa faţă de familia mea. Mulţumesc părinţilor care m-au susţinut permanent, mulţumesc fraţilor pentru încurajări. Ţin să mulţumesc Danei pentru înţelegere, răbdare şi suport, atât de importante pentru mine. Mulţumesc pentru tot!

Primii paşi, în pregătirea şi elaborarea lucrării, au fost făcuţi sub îndrumarea riguroasă şi sprijinul deosebit al

regretatului prof.dr. ing. Eftimie Niţescu. Din păcate, datorită unui eveniment tragic, a plecat de lângă noi. Dedic această lucrare memoriei sale.

Autorul

CUPRINS

PARTEA I DRENAJUL SUPERFICIAL ŞI METODE DE CERCETARE

INTRODUCERE.................................................................................................................................................................................... 9 CAPITOLUL I EXCESUL DE UMIDITATE AL SOLURILOR.................................................................................................... 15 CAPITOLUL II NOŢIUNI TEORETICE DESPRE SOL CA MEDIU POROS............................................................................ 19 II.1. MEDIUL POROS – SOLUL – ALEGEREA SCĂRII DE REPREZENTARE ........................................................................ 19 II.2. PROPRIETĂŢILE SOLULUI .................................................................................................................................................... 21 II.2.1. DENSITATEA SOLULUI ................................................................................................................................................................... 22 II.2.2. POROZITATEA SOLULUI ................................................................................................................................................................. 24 II.2.3. UMIDITATEA SOLULUI ................................................................................................................................................................... 26 II.2.4. POTENŢIALUL APEI DIN SOL ........................................................................................................................................................... 29 II.2.5. PERMEABILITATEA SOLULUI .......................................................................................................................................................... 31 II.2.6. RELAŢIILE ŞI ........................................................................................................................................................ 33 )h(θ )h(KII.2.6.1 Relaţia umiditate volumică-potenţial de presiune: )h(θ .......................................................................................................... 34 II.2.6.2 Relaţia conductivitate hidraulică-potenţial de presiune: ................................................................................................ 35 )h(KCAPITOLUL III TEHNICA ŞI TEHNOLOGIA DRENAJULUI SUPERFICIAL AL TERENURILOR – STADIUL ACTUAL............................................................................................................................................................................................................... 36 III.1.1. NOŢIUNI DESPRE DRENAJUL SUPERFICIAL AL TERENURILOR .......................................................................................................... 36 III.1.2. EVOLUŢIA TEHNICII ŞI TEHNOLOGIEI DRENAJULUI......................................................................................................................... 38 III.2. RECOMANDĂRI PRIVIND TEHNICA ŞI TEHNOLOGIA DRENAJULUI SUPERFICIAL PE SOLURILE GRELE.. 42 III.2.1. MĂSURI CLASICE ......................................................................................................................................................................... 43 III.2.2. NIVELAREA ................................................................................................................................................................................. 43 III.2.3. MODELAREA................................................................................................................................................................................ 43 III.2.4. SCARIFICAREA ............................................................................................................................................................................. 44 III.2.5. DRENAJUL CÂRTIŢĂ ..................................................................................................................................................................... 45 III.2.6. MĂSURI SUPLIMENTARE............................................................................................................................................................... 46 III.2.7. DRENAJ SUBTERAN ORIZONTAL COMBINAT CU DRENURI CÂRTIŢĂ (ÎNCRUCIŞAT) ........................................................................... 46 III.2.8. PERMEABILIZAREA SOLULUI......................................................................................................................................................... 47 III.2.8.1 Permeabilizarea mecanică ........................................................................................................................................................ 47 III.2.8.2 Permeabilizarea chimică........................................................................................................................................................... 47 III.2.8.3 Permeabilizarea mecano-chimică ............................................................................................................................................. 48 III.2.9. BIODRENAJ .................................................................................................................................................................................. 49 III.3. MATERIALE DE DRENAJ....................................................................................................................................................... 50 CAPITOLUL IV METODE DE CERCETARE................................................................................................................................ 56 IV.1. INTRODUCERE......................................................................................................................................................................... 56 IV.2. MODELE EXPERIMENTALE ................................................................................................................................................. 56 IV.3. MODELE ANALOGICE............................................................................................................................................................ 60 IV.4. MODELE MATEMATICE........................................................................................................................................................ 62 CAPITOLUL V CONCLUZII ............................................................................................................................................................ 68 LISTA FIGURILOR............................................................................................................................................................................70 LISTA TABELELOR..........................................................................................................................................................................72

PARTEA A II-A REZULTATELE ANALIZELOR EXPERIMETALE

CAPITOLUL I DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A PROPRIETĂŢILOR FIZICE ŞI HIDRICE ALE SOLULUI 73 I.1. INTRODUCERE............................................................................................................................................................................73 I.2. STABILIREA PROPRIETATILOR FIZICE ALE SOLULUI ÎN CONDIŢII NATURALE (INIŢIALE) .............................74 I.2.1. CARACTERIZARAREA SOLULUI DIN CÂMPUL EXPERIMENTAL ............................................................................................................74 I.2.2. DETERMINAREA DENSITĂŢII SOLULUI..............................................................................................................................................76 I.2.3. DETERMINAREA TEXTURII SOLULUI.................................................................................................................................................79 I.2.4. DETERMINAREA POROZITĂŢII SOLULUI............................................................................................................................................84 I.2.5. DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A UMIDITĂŢII SOLULUI ................................................................................................................85 I.2.6. DETERMINAREA INDICILOR HIDROFIZICI AI SOLULUI ........................................................................................................................87 I.2.7. DETERMINAREA CONDUCTIVITĂŢII HIDRAULICE ÎN LABORATOR.......................................................................................................89 I.3. STABILIREA PROPRIETATILOR HIDRODINAMICE ALE SOLULUI ÎN CONDIŢII NATURALE..............................91 I.3.1. DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A RELAŢIA UMIDITATE VOLUMICĂ - POTENŢIAL DE PRESIUNE (SUCŢIUNE): )(hθ ..........................91 I.3.2. DETERMINAREA RELAŢIEI UMIDITATE VOLUMICĂ – CONDUCTIVITATE HIDRAULICĂ: )(k θ ..............................................................95 I.4. PARAMETRIII HIDRODINAMICI AI SOLULUI ....................................................................................................................97 I.5. CONCLUZII ................................................................................................................................................................................101 CAPITOLUL II TEHNICI NOI DE PERMEABILIZARE A SOLULUI.....................................................................................104 II.1. INTRODUCERE ........................................................................................................................................................................104 II.2. DESCRIEREA COMPOZIŢIEI TERRACOTTEM-ULUI ....................................................................................................104

1

2

II.3. EXPERIENŢE REALIZATE CU TERRACOTTEM .............................................................................................................107 II.4. REZULTATE OBŢINUTE........................................................................................................................................................108 CAPITOLUL III PROIECTAREA BAZEI EXPERIMENTALE DE DRENAJ..........................................................................112 III.1. INTRODUCERE ......................................................................................................................................................................112 III.1.1. MODEL FIZIC PENTRU STUDIUL DRENAJULUI ORIZONTAL..............................................................................................................113 III.1.1.1 Stabilirea criteriilor de modelare fizică pentru realizarea modelului de drenaj.......................................................................113 III.1.1.2 Realizarea instalaţiei de simulare a precipitaţiilor ..................................................................................................................119 III.1.1.3 Realizarea instalaţiei de drenare .............................................................................................................................................121 III.1.1.4 Realizarea instalaţiei de măsurare a nivelului apei freatice ....................................................................................................122 III.1.1.5 Realizarea instalaţiei de măsurare a sucţiunii vs. umiditate....................................................................................................122 III.1.1.6 Gestiunea electronica şi informatică a sistemului...................................................................................................................124 III.2. PROTOCOL EXPERIMENTAL ............................................................................................................................................130 III.3. CONCLUZII .............................................................................................................................................................................131 CAPITOLUL IV REZULTATE OBŢINUTE PE MODELUL FIZIC ..........................................................................................132 IV.1. CARACTERISTICILE SOLULUI INTRODUS ÎN MODELUL FIZIC DE DRENAJ .......................................................132 IV.2. STUDIU EXPERIMENTAL ÎN REGIM NEDRENAT – CURGERE LIBERĂ...................................................................133 IV.2.1. REZULTATE PRIVIND CONDUCTIVITATEA HIDRAULICĂ A SOLULUI DIN MODELUL FIZIC DE DRENAJ ...............................................135 IV.2.1.1 Determinarea conductivităţii hidraulice echivalente, pe direcţie verticală .............................................................................136 IV.2.1.2 Determinarea conductivităţii hidraulice echivalente, pe direcţie orizontală …………………………….…………………..136 IV.2.2. REZULTATE PRIVIND FORMAREA EXCESULUI DE APĂ...................................................................................................................141 IV.2.3. REZULTATE PRIVIND STABILIREA SATURĂRII SOLULUI ................................................................................................................141 IV.3. STUDIU EXPERIMENTAL ÎN REGIM DE DRENAJ..........................................................................................................143 IV.3.1. REZULTATE PRIVIND DEBITELE EVACUATE DE DRENURILE PROPUSE ............................................................................................146 IV.3.1.1 . Funcţionarea şi analiza separată a celor două drenuri. În acest caz distanţa dintre drenuri pe model este L=6m (caz dren riflat respectiv spirală îngropat fără tranşee) ........................................................................................................................................147 IV.3.1.2 Funcţionarea concomitentă a celor două drenuri. În acest caz distanţa dintre drenuri pe model este L=3m. .........................149 IV.3.1.3 Analiza debitelor evacuate de cele două drenuri prevăzute cu coloane filtrante. În acest caz distanţa dintre drenuri pe model este L=3m.............................................................................................................................................................................................151 IV.3.2. ANALIZA REDUCERII REZISTENŢELOR LA CURGEREA APEI SPRE DRENURI PRIN EVALUAREA CONDUCTIVITĂŢII HIDRAULICE ÎN REGIM DE DRENAJ.............................................................................................................................................................................................154 IV.3.3. REZULTATE PRIVIND DETERMINAREA POROZITĂŢII DRENABILE ŞI A FACTORULUI INTENSITĂŢII DE DRENAJ ..................................163 IV.4. CONCLUZII .............................................................................................................................................................................170 LISTA FIGURILOR..........................................................................................................................................................................173 LISTA TABELELOR........................................................................................................................................................................175

PARTEA A III-A MODELAREA MATEMATICĂ

CAPITOLUL I DESCRIEREA MODELULUI HYDRUS ............................................................................................................. 176 I.1. INTRODUCERE ......................................................................................................................................................................... 176 I.2. PREZENTAREA MODELULUI HYDRUS .............................................................................................................................. 177 I.2.1. ECUAŢIILE CURGERII ÎN MEDIUL SATURAT-NESATURAT ................................................................................................................. 178 I.2.2. METODA DE REZOLVARE............................................................................................................................................................... 179 I.2.3. CONDIŢII INIŢIALE ŞI LA LIMITĂ .................................................................................................................................................... 183 I.2.4. PARAMETRII NECESARI ................................................................................................................................................................. 184 I.2.5. REZOLVAREA INDIRECTĂ .............................................................................................................................................................. 184 I.2.6. REZULTATE FURNIZATE ................................................................................................................................................................ 185 I.2.7. UTILIZAREA PROGRAMULUI DE CALCUL HYDRUS ÎN LITERATURA DE SPECIALITATE ....................................................................... 185 CAPITOLUL II . REZULTATELE MODELĂRII......................................................................................................................... 186 II.1. MODELAREA UNIDIMENSIONALĂ .................................................................................................................................... 186 II.1.1. ALEGEREA DOMENIULUI MODELAT, CONSTITUIREA REŢELEI, CONDIŢII INIŢIALE ŞI LA LIMITĂ, PARAMETRII ...................186 II.1.2. REZULTATE MODELARE UNIDIMENSIONALĂ .......................................................................................................................... 189 II.2. MODELAREA BIDIMENSIONALĂ ....................................................................................................................................... 194 II.2.1. DEFINIREA DOMENIULUI MODELĂRII............................................................................................................................................ 194 II.2.2. INTRODUCEREA PROPIETĂŢILOR MEDIULUI MODELAT................................................................................................................... 196 II.2.3. INTRODUCEREA CONDIŢIILOR LA INIŢIALE ŞI LA LIMITĂ................................................................................................................ 196 II.2.4. DURATA SIMULĂRII ..................................................................................................................................................................... 197 II.2.5. DATELE DE IEŞIRE ....................................................................................................................................................................... 198 II.2.6. REZULTATELE SIMULĂRII ............................................................................................................................................................ 198 CAPITOLUL III CONCLUZII ........................................................................................................................................................ 205 LISTA FIGURILOR………………………………………………………......................................................……………………..206 CONCLUZII ŞI PERSPECTIVE……………………………….....................………………….................................…………….207 BIBLIOGRAFIE………………………………................................………......................………….…………………………...….214 ANEXE

INTRODUCERE GENERALĂ Economia unei ţări depinde de resursele sale naturale. Viteza şi modul în care sunt exploatate aceste

resurse sunt în strânsă interdependenţă cu capacitatea planetei de a le regenera. În ultimii 50 de ani, oamenii au modificat ecosistemele mult mai rapid şi agresiv decât în orice altă perioadă, modificări ce au condus la schimbări climatice importante: fenomene de aridizare şi/sau fenomene hidrologice extreme.În acord cu cele de mai sus, am considerat util un studiu referitor la solurile afectate de exces de umiditate din perspectiva îmbunătăţirii permeabilităţii pentru apă a acestora.

La nivelul întregului glob, suprafaţa totală ce ar necesita lucrări pentru eliminarea excesului de umiditate este estimată la aproximativ 300 milioane de hectare. În ţara noastră, suprafaţă totală afectată de exces de umiditate este de 8,5 milioane de hectare. În cazul terenurilor cu texturi fine, excesul de umiditate în stratul superficial al solului este amplificat de permeabilitatea pentru apă foarte redusă a acestuia. Soluţia tehnică adoptată pentru reglarea umidităţii din sol este drenajul (închis sau deschis), care are drept rol asigurarea condiţiilor optime dezvoltării culturilor. La proiectarea sistemelor de drenaj şi evaluarea performanţelor lor este nevoie de o serie de criterii care conduc la proiectarea unui sistem de drenaj optim. Un sistem de drenaj optim este acela care obţine beneficii maxime prin costuri minime şi cu un impact minim asupra mediului. Maximul de beneficiu trebuie determinat în concordanţă cu criteriile de drenaj, iar costurile minime posibile trebuie legate de criteriile tehnice. Criteriile de drenaj pot fi considerate drept criterii de eficacitate, în timp ce criteriile tehnice se referă la eficienţă. Aceste două criterii se condiţionează reciproc. De exemplu, preţul de cost al unui sistem de drenaj convenţional depinde în principal de densitatea reţelei de drenuri absorbante (distanţa dintre drenuri). Dar distanţa dintre liniile de drenuri este determinată de conductivitatea hidraulică a terenului amenajat şi exemplele pot continua.

Studiul bibliografic realizat asupra criteriilor de drenaj amintite mai sus a scos în evidenţă următoarele: din punct de vedere pedologic, excesul de umiditate apare atunci când umiditatea din sol depăşeşte capacitatea pentru apă în câmp; cauzele ce determină acest exces pot fi de natură „internă” şi „externă”. Prin termenul „intern” sunt desemnate proprietăţile care transformă solul într-o „barieră” ce împiedică drenarea naturală a acestuia. Dintre proprietăţile solului, structura acestuia este cea care condiţionează comportamentul hidrodinamic al solului (stocarea şi mişcare apei). Pornind de la definiţia structurii constatăm faptul că aceasta este în strânsă interdependenţă cu o serie de proprietăţi fizice, din care cele mai importante sunt densitatea, porozitatea şi textura. În ceea ce priveşte comportamentul hidrodinamic, două relaţii trebuie determinate: umiditate sol-potenţial apă în sol (sucţiune sau presiune) şi umiditate-conductivitate hidraulică. Determinarea acestor relaţii necesită stabilirea, în prealabil, a unor proprietăţi hidrice ale solului referitoare la umiditate, conductivitate hidraulică, potenţial (sucţiune); în cazul terenurilor greu permeabile, porozitatea drenabilă este mică, rezultând o distanţă între liniile de drenuri absorbante de ordinul a 5-10m, ceea ce face ca preţul de cost să devină prohibitiv. Pentru a mări distanţa dintre liniile de drenuri absorbante, se folosesc o serie de măsuri suplimentare de drenaj, cum ar fi afânarea adâncă a solului. Această lucrare suplimentară impune refacerea frecventă a afânării şi astfel costuri suplimentare. Drenajul cârtiţă are uneori o fiabilitate redusă datorită surpării galeriilor, ceea ce conduce la obturarea drenurilor. Evitarea acestei limitări a impus modificarea tehnicii de aplicare, prin transformarea galeriei într-o galerie filtrantă. În ultimii ani, în tehnica hidroameliorativă, au apărut substanţe de permeabilizare (stabilizatoare şi formatoare de structură) pe bază de polimeri, care au rolul de a îmbunătăţi structura şi a stabiliza agregatele solului. În ceea ce priveşte materialele de drenaj, acestea se referă în special la două categori: tuburile de drenaj şi elementele filtrante. Cele mai multe studii şi cercetări s-au axat pe îmbunătăţirea materialelor filtrante, considerând că în ceea ce priveşte tuburile de drenaj, cele din pvc riflat cu fante reprezintă maximul de eficacitate.

Întrebarea care se pune în continuare se referă la cea mai adecvată metodă de studiu a drenajului, ce poate să ia în considerare o parte din criteriile de drenaj enunţate. Ne referim aici la modelele fizice vs modelele matematice. Se cunosc avantajele utilizării câmpurilor experimentale în studiul drenajului: ca de exemplu studierea fenomenului la scară reală. Din nefericire, realizarea unui astfel de „laborator” natural necesită costuri mari. Este motivul pentru care de obicei se face apel la studiul pe model fizic, în laborator. Dintre modelele fizice, cele bidimensionale reflectă mult mai fidel procesele ce au loc într-un sistem de drenaj, luând în calcul şi circulaţia pe verticală şi cea pe orizontală a apei. De cele mai multe ori, modelele fizice utilizează soluri cu profile omogene şi pentru faptul că probe netulburate, de dimensiuni mari, sunt mai greu de prelevat. Modelele matematice au evoluat pe două direcţii principale: modelarea numită completă (ia

3

4

în calcul şi zona saturată şi cea nesaturată) şi modelarea zonei saturate. Pentru modelarea în regim permanent sau nepermanent, au apărut o serie de soluţii exacte, ce presupun că percolaţia apei este verticală de la suprafaţa solului prin zona nesaturată a solului pâna în zona saturată, având o rată egală cu rata precipitaţiilor. De asemenea, aceste metode se referă, aproape în exclusivitate, la ipoteza drenului ideal.

Studiul bibliografic realizat şi rezumat mai sus a demonstrat complexitatea fenomenelor ce trebuie avute în vedere în găsirea unei soluţii adecvate de eliminare a excesului de apă din soluri. Mă refer la nelinearitatea şi puternica variabilitate a fenomenelor, atât la nivelul solului cât şi la nivelul dinamicii mişcării apei în sol. Luarea în considerare a variabilităţii introduse de folosinţa terenului se poate face cel mai bine în cazul utilizării câmpurilor experimentale ca metodă de investigaţie. Apariţia unor factori accidentali poate determina, fie anularea experienţei, fie prelungirea duratei ei. În acelaşi timp sunt foarte rare modelele matematice hidrogeologice care iau în considerare specificităţile terenurilor cultivate. În faţa acestor constrângeri, de ordin economic şi conceptual, ţinând cont şi de complexitatea proceselor şi variabilitatea sistemului sol-apă-plantă, am încercat găsirea unei soluţii cât mai apropiate de ţinta propusă. Consider oportună abordarea acestei problematici din punctul de vedere al măririi eficacităţii drenajului pe terenurile grele, în prisma criteriilor de drenaj amintite. Din acest motiv, în urma studiului bibliografic efectuat asupra modelelor utilizate în studiul drenajului, m-am oprit asupra folosirii modelului fizic în laborator, dublat de un model matematic, ca mijloc de validare a rezultatelor. Ţinând cont că în natură, ponderea o deţine excesul temporar provocat de precipitaţii căzute pe soluri cu un profil ce conţine orizonturi ce determină excesul temporar, consider ca oportună depăşirea metodelor de investigare pe soluri omogene şi introducerea în modelul fizic a unui sol heterogen, cu permeabilitate redusă. Solul va fi introdus în model urmărindu-se stratificaţia lui naturală.

Conceptualizarea şi proiectarea modelului fizic trebuie să răspundă următorului obiectiv general: îmbunătăţirea permeabilităţii solului cu un conţinut ridicat de argilă cu fixarea efectului pentru durate mari de timp. Pentru atingerea obiectivului propus, se vor folosi două tipuri de tuburi de drenaj, montate în două soluţii tehnologice diferite: drenuri fără tranşee şi drenaj combinat cu coloane filtrante. Originalitatea acestui studiu se referă la două aspecte: se va studia un tub de drenaj tip spirală prin comparaţie cu unul clasic din pvc riflat cu fante; se va studia o coloană filtrantă alcătuită din pământ amestecat cu un hidropolimer prin comparaţie cu o coloană filtrantă din nisip

În protocolul experimental propus, excesul de umiditate va fi produs de o precipitaţie a cărui intensitate este mai mare decât capacitatea de infiltraţie a solului iar eficacitatea soluţiilor vor fi studiate în termeni de eficienţă hidraulică şi anume: debit specific drenat, intensitate de drenaj vs înălţimea curbei de depresie, intensitate de drenaj vs conductivitate hidraulică, debit specific drenat vs înălţimea curbei de depresie, porozitate drenabilă, factorul intensităţii de drenaj. În acelaşi timp, modelul fizic va ţine cont de neomogenitatea profilului de sol.

Pentru validarea rezultatelor am ales modelul Hydrus pentru avantajele care le oferă şi anume: modelează solul şi nu acviferul; realizează o modelare „completă”; oferă posibilitatea modelării 2D; ofera posibilitatea modelarii terenurilor stratificate

Lucrarea de faţă este structurată în patru părţi. Prima parte este dedicată studiului bibliografic axat pe trei direcţii principale: identificarea acelor proprietăţi ale solului care influenţează modul de stocare şi mişcare a apei în sol şi care conduc la formarea excesului de umiditate; tehnologiile de mărire a permeabilităţii; metode de studiu şi investigare. A doua parte se referă la rezultate obţinute. În capitolul unu al acestei părţi sunt studiate proprietăţile fizice şi hidrice ce influenţează drenajul intern şi care conduc la caracterizarea comportamentului hidrodinamic al solului ce urmează să fie introdus în modelul fizic. În acelaşi timp aceste proprietăţi sunt folosite în proiectarea sistemelor de drenaj. În capitolul doi este studiat polimerul hidroabsorbant propus a se folosi în combinaţie cu drenajul, precum şi rezultatele obţinute. În continuare este descris proiectul bazei experimentale şi protocolul experimental folosit în studiul drenajului pe model fizic. Discuţiile asupra rezultatelor obţinute urmărind soluţiile de drenaj propuse încheie această a doua parte. În a treia parte este descris modelul Hydrus 1D/2D şi rezultatele obţinute atât în variantă monodimensională cât şi bidimensională. Lucrarea este finalizată prin concluzii şi perspective. Bibliografia şi Anexele vin să completeze prezenta lucrare.

PARTEA I DRENAJUL SUPERFICIAL ŞI METODE DE CERCETARE

CAPITOLUL I EXCESUL DE UMIDITATE AL SOLURILOR Scopul acestui capitol este acela de a defini excesul de umiditate, de a explica sursele excesului de

umiditate şi caracteristicile unui sol ce prezintă exces de umiditate. Sunt de asemenea precizate suprafeţele cu exces de umiditate din România în funcţie de zona geografică şi categoriile de folosinţă.

Conceptul de exces de umiditate poate fi definit din două puncte de vedere, fie folosind abordarea hidrologică, fie folosind-o pe cea pedogenetică.

Din punct de vedere hidrologic, regimul hidric* al solului este cel care controlează bilanţul de apă din sol. Dacă intrările de apă în sol (precipitaţiile, aport freatic, scurgeri de pe terenuri vecine, etc.) sunt mai mari decât pierderile de apă (evaporaţie, transpiraţie, etc.) atunci avem de-a face cu exces de apă în sol. Din punct de vedere pedologic, excesul de apă începe atunci când umiditatea solului depăşeşte capacitatea de câmp (C*c sau θc) a solului pentru apă. Se consideră că nivelul de umiditate corespunzător capacităţii de câmp reprezintă limita superioară a umidităţii optime din sol. De asemenea, excesul de apă este influenţat de o serie de factori cum ar fi condiţiile climatice, proprietăţile solului, relief, adâncimea apei freatice, etc.

Repartizarea suprafeţei cu exces de umiditate pe teritoriul ţării noastre este diferită, în funcţie de caracteristicile climatice regionale (Fig. 1).

Fig. 1. Zonarea teritoriului agricol în funcţie de condiţiile naturale care favorizează apariţia excesului

de umiditate şi de săruri în sol [65] Pe zone geografice situaţia este [109]: Câmpia de Vest deţine 65% terenuri cu exces de umiditate, zona de N şi zona de munte deţin 38%, zona de S 37%, zona de centru (Podişul Transilvaniei) are un procentaj de 28% de terenuri cu exces de umiditate, zona de E are 25% şi zona de S - E (Bărăganul şi Dobrogea) deţine 17% terenuri cu exces de umiditate şi prezintă tendinţa ca pe 35% din suprafaţă agricolă a acestei zone să se producă ridicarea nivelului freatic la cote care să determine excesul de umiditate.

Pe categorii de folosinţă situaţia suprafeţelor cu exces de umiditate se prezintă astfel: 31% din suprafaţă este ocupată de păşuni şi fâneţe; 42% din suprafaţă este teren agricol. După cauzele care produc excesul de umiditate, situaţia se prezintă astfel [104]: precipitaţii 31%, inundaţii, apă freatică, precipitaţii 26%, precipitaţii şi apă freatică 15%, precipitaţii şi apă freatică pe soluri saline şi alcaline 8%, apă freatică 16%, izvoare de coastă pe pante14%. CAPITOLUL II NOŢIUNI TEORETICE DESPRE SOL CA MEDIU POROS

Scopul acestui capitol este acela de a pune în evidenţă locul pe care-l ocupă solul în studiul drenajului. Din această perspectivă, studiul bibliografic prezentat este axat pe trei direcţii: definirea solului ca mediu poros, identificarea acelor proprietăţi fizice ale solului care pot influenţa criteriile de drenaj şi * Regimul hidric este ansamblul fenomenelor de pătrundere, mişcare, reţinere şi pierdere a apei (Blaga et.al. 2005) şi calculul lui se bazează pe o ecuaţie de bilanţ al apei, adică între intrările şi ieşirile de apă din sol. * Capacitatea pentru apă în câmp reprezintă capacitatea de retenţie maximă a unui sol.

5

modalităţile de determinare a acestora, identificarea relaţiilor ce definesc circulaţia şi retenţia apei în mediile poroase saturate sau variabil saturate şi modalităţile lor de determinare. II.1.MEDIUL POROS – SOLUL – ALEGEREA SCĂRII DE REPREZENTARE

Apărut la începutul secolului XXI, conceptul de „zonă critică” (Critical Zone) defineşte acea porţiune de la suprafaţa Pământului care include atmosfera, biosfera, pedosfera şi litosfera şi care se întinde de la vegetaţie până la baza acviferului [189],(Fig. 2). Pedosfera – solul - este acea resursă naturală a Pământului care are rol de principal furnizor de elemente necesare dezvoltării agriculturii. În acelaşi timp, solul aflat la interfaţa dintre litosferă, hidrosferă, atmosferă este parte componentă a circuitului hidrologic influenţând schimburile de apă între diverse compartimente ale acestui circuit.

Zona saturatã

Zona nesaturatã

Sol(Zona radicularã)

PrecipitatiiEvaporatie

Transpiratie

Folosinte

Infiltratie

Pânza freaticã

Atmosfera

Litosfera

Biosfera Hidrosfera

Energiasolarã

scurgere de supraf.scurgere desubsuprafata

PercolatiaZona criticã

apa de suprafata sifreaticã

Pedosfera

Suprafata teren

Nivel piezometric

Fig. 2. Schematizarea zonei critice şi poziţia centrală a solului în această zonă [189]

Una din specificităţile pedosferei este variabilitatea sa, atât în spaţiu cât şi în timp. Solul este privit ca mediu dinamic complex, poros, trifazic [112, 119] - faza solidă, lichidă, gazoasă - faze ce prezintă în general heterogeneităţi şi care fac dificilă descrierea lui. Proprietăţile solului pot evolua în timp sub influenţa factorilor climatici, biologici şi antropici. La un studiu experimental şi de modelare a circulaţiei apei prin sol, trebuie mai întâi definite scările de reprezentare (microscopic, macroscopic, sau megascopic), fiecare corespunzând studiilor efectuate la nivelul porilor, studiilor de laborator sau de teren [177]. Cum caracterizarea solului şi înţelegerea modului său de funcţionare se bazează, şi astăzi, pe identificarea şi descrierea orizonturilor de sol, am ales profilulde sol ca scară de reprezentare. Pentru definirea proprietăţilor locale ale profilului, am ales noţiunea de volum elementar reprezentativ (VER) care presupune atribuirea unui punct din spaţiu a proprietăţilor medii ale unui volum de material [46]. Acest lucru permite studiul pe eşantioane de sol, prelevate din fiecare orizont. II.2.PROPRIETĂŢILE SOLULUI

De o bună caracterizare a solului, din punctul de vedere al proprietăţilor sale, depinde în mare măsură alegerea unei tehnici ameliorative corecte. În acest capitol am pus în evidenţă importanţa structurii ca factor determinant în studiul drenajului. Structura solului poate fi pusă în evidenţă prin studiul următoarelor elemente: textură, granulozitate, densitatea, porozitate, umiditate, şi conductivitatea hidraulică. De aceea, în paragrafele următoare am făcut referire la acele proprietăţi care conduc la caracterizarea excesului de umiditate şi pe care le consider utile în alegerea acelor tehnici care să conducă la îmbunătăţirea permeabilităţii pentru apă a solului şi care pot fi testate pe modelul fizic propus. La realizarea acestor subcapitole au fost folosite elemente din următoarele lucrări: [6, 7, 8, 13, 18, 112, 119].

În subcapitolele ce urmează (II.2.1 – II.2.3) sunt date definiţiile şi modul de determinare pe cale experimentală a caracteristicilor fizice, şi a caractersiticilor hidrice precum şi a potenţialului de presiune şi a permeabilităţii solului. II.2.4. Potenţialul apei din sol

Apa aflată în sol este supusă acţiunii unor forţe, de a căror mărime depinde reţinerea şi mişcarea apei în sol (forţa gravitaţională, tensiunea superficială, forţa de capilaritate, forţa de adsorbţie, forţa osmotică, forţa hidrostatică), a căror rezultană este dificil de determinat. Din acest motiv se foloseşte energia asociată acestor

6

forţe, formată din energiile cinetice şi energiile potenţiale. Deoarece viteza de deplasare a apei în sol este foarte mică, termenul cinetic se neglijează, deci energia internă totală depinde doar de energia potenţială.

Potenţialul total cuprinde mai multe componente, fiecărei componente fiindu-i corespunzătoare o forţă.

• Forţei de greutate îi corespunde potenţialul gravitaţional:Фg;

• Forţei de presiune îi corespunde potenţialul de presiune.Φp;

• Forţei osmotice îi corespunde potenţialul osmotic.Φos; Potenţialul total este: Φtotal = Φg + Φp + Φos (ec. 22) În solurile nesalinizate, potenţialul osmotic se poate neglija, expresia potenţialului total devenind:

Φtotal = Vw·pw + Mw·g·z = Vw·ρw·g·h + ρw·Vw·g·z [J/mol] (ec. 23) În general se utilizează exprimarea energiei pe unitatea de greutate φtotal = h+z (m); potenţialul total

este astfel descris de noţiunea de sarcină hidraulică totală H, iar componentele sale sunt: sarcina de presiune (sarcină piezometrică) h şi sarcina gravitaţională z: )(mzhH += (ec. 24)

Dacă axa z este orientată în jos: )(mzhH −= . Prin convenţie, în zona saturată a solului presiunea se consideră pozitivă (h>0), la nivelul suprafetei libere a apei h=0, iar în zona nesaturată a solului se consideră negativă (h<0). Dacă presiunea apei din sol este zero, aceasta se află la capacitatea de saturaţie. În mediul nesaturat sarcina matricială h este întotdeauna negativă. Această sarcină se înlocuieşte uneori cu o mărime numită sucţiune ψ care reprezintă valoarea absolută a presiunii h şi care caracterizează intensitatea forţei cu care apa este reţinută de matricea solidă: ψ = - h sau ψ =|h|≥0. Se mai utilizează notaţia pF = log |h| = logψ (ψ în cm) deoarece ψ poate atinge valori foarte mari (0 - 107cm).

Exprimarea grafică a valorilor umidităţilor caracteristice în funcţie de pF (0 - 7) este cunoscută sub denumirea de curbă caracteristică a umidităţii solului. II.2.5. Permeabilitatea solului

Din punct de vedere calitativ, permeabilitatea reprezintă proprietatea solului de a lăsa apa să treacă prin el. Din punct de vedere cantitativ, permeabilitatea este descrisă prin termenul de conductivitate hidraulică. Conductivitatea hidraulică se exprimă prin valoarea coeficientului de conductivitate hidraulică, K(cm/s). Coeficientul de conductivitate hidraulică se determină în baza legii lui Darcy, [45].

Datorită condiţiilor de stratificaţie a solurilor (anizotropie) se disting: conductivitatea hidraulică verticală, Kv ; conductivitatea hidraulică orizontală, Kh.

Cunoaşterea conductivităţii hidraulice verticale, permite determinarea vitezei de coborâre a nivelului apei din sol astfel încât, să asigure timpul admisibil de evacuare a apei în exces din stratul radicular al profilului de sol. Conductivitatea hidraulică orizontală este luată în considerare la determinarea distanţei dintre liniile de drenuri orizontale, în special, acolo unde stratificaţia solului este importantă. De remarcat că, întotdeauna Kv <Kh.

II.2.6. Relaţiile şi )h(θ )h(KFuncţionarea hidrodinamică a unui sol este controlată de două caracteristici ce depind de textura şi

structura solului: curba caracteristică a solului - θ(h) reprezentând capacitatea unui sol de a reţine apă pentru o anumită stare energetică; curba conductivităţii hidraulice - K(h) ce exprimă capacitatea unui sol de a transfera apă în funcţie de starea sa de saturare. Aceste două relaţii se pot determina experimetal in situ sau în laborator sau se pot estima folosind modelele matematice. II.2.6.1. Relaţia umiditate volumică-potenţial de presiune: )h(θ

Mai mulţi autori [25, 29, 170] au propus expresii matematice pentru stabilirea curbei de reţinere a apei, θ(h). Însă, modelele matematice trebuie să fie suficient de flexibile pentru a se adapta la textura şi structura diferitelor tipuri de soluri.

De exemplu, expresia matematică a modelului propus de van Genuchten [170] pentru θ(h) este:

( )[ ]mnrs

re

hS

⋅α+=

θ−θθ−θ

=1

1, ; 0<h 1=eS , (ec. 27) 0≥h

Se – gradul de saturare efectiv al solului, θr - umiditatea reziduală (coeficientul de higroscopicitate) [L3L-3]; θs - umiditatea la saturaţie[L3L-3]; α, n, m parametrii emprici constanţi, adimensionali, cu n>0 şi nm 11−= .

7

II.2.6.2. Relaţia conductivitate hidraulică-potenţial de presiune: )h(KDependenţa K(h) poate fi dedusă din formule empirice, precum cea a lui Gardner (1956) [60] sau

teoretice, precum cea a lui Mualem (1976) [117], modificată de van Genuchten (1980) [170]. Cu modelul Mualem-van Genuchten (MvG) putem estima K(h) plecând de la curba caracteristică a

umidităţii solului θ(h) şi cunoscând conductivitatea hidraulică a solului saturat (ec. 28).

( )2

111

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡⎟⎠⎞

⎜⎝⎛ −−⋅⋅=

m

mel

eS SSKhK , 0<h ; ( ) 0≥⋅= h,KhK S (ec. 28)

KS - este conductivitatea hidraulică la saturaţie [LT-1]; m – parametru empiric; l – parametru empiric referitor la conexiunile dintre porii solului (egal cu 0,5-valoare propusă de Mualem); Se – gradul de saturare efectiv al solului. Acest model este foarte sensibil la micile modificări efectuate pe curba θ(h) în apropiere de saturaţie, în special atunci când parametru m este aproape de 1 [182]. CAPITOLUL III . TEHNICA ŞI TEHNOLOGIA DRENAJULUI SUPERFICIAL AL TERENURILOR – STADIUL ACTUAL

Obiectivul acestui capitol este, de fapt, o trecere în revistă a principalelor realizări în domeniul drenajului. După o prezentare succintă a metodelor de drenaj, se prezentă un scurt istoric privind apariţia şi evoluţia drenajului. În continuare, sunt prezentate noţiuni despre tehnica şi tehnologia drenajului, punându-se accent pe măsurile ce pot fi luate pentru îmbunătăţirea drenajului terenurilor grele. III.2. Recomandări privind tehnica şi tehnologia drenajului superficial pe solurile grele.

Terenurile agricole situate pe un relief cu pante mici şi cu soluri slab permeabile sunt afectate de exces de umiditate cauzat de precipitaţii. Pe aceste tipuri de terenuri, funcţionarea drenajului poate deveni în unele perioade complet necorespunzătoare, ceea ce impune obligatoriu introducerea unor măsuri suplimentare de creştere a eficienţei drenajului.

Sintetizând datele din literatură [125] cu privire la direcţiile de dezvoltare şi stadiul de rezolvare a problemei ameliorării acestor terenuri [12, 40, 146, 166] se poate arăta că tehnica de drenare are în vedere două căi principale: prima cale, folosind nivelarea, modelarea, rigolele sau drenajul cârtiţă, aplicate singure sau în asociere, urmăreşte evacuarea rapidă a apei aflată în exces la suprafaţa terenului sau în stratul arabil, fără a interveni asupra straturilor subarabile; a doua cale, folosind permeabilizarea în două tehnologii de bază: mecanică (afânarea adâncă) şi chimică, se urmăreşte sporirea capacităţii de înmagazinare a apei în straturile subarabile şi îmbunătăţirea permeabilităţii acestor straturi, asfel încât, în perioadele de exces, apa în surplus de la suprafaţa solului să fie înmagazinată în subsolul mobilizat. III.3. Materiale de drenaj

Materialele de drenaj se referă în special la două categori: tuburile de drenaj şi elementele filtrante. Întrucât filtrul drenurilor este, în general, un material costisitor şi necesită un volum mare de

manoperă, iar eficienţa drenurilor în funcţionare depinde de calitatea acestuia, cercetările în acest domeniu urmăresc: înlocuirea materialelor filtrante deficitare (balast, pietriş); generalizarea pozării mecanizate a filtrului şi, în special, prefabricarea sa pe tuburile de drenaj; Stabilirea cu exactitate a situaţiilor în care filtrul poate fi eliminat sau redus, funcţie de rolul drenant sau de protecţie al acestuia, legat şi de condiţiile de sol.

În urma unor cercetări de laborator, a fost elaborată o tehnologie ce permite obţinerea elementului filtrant de captare, prin tratarea chimică a pământului de umplutură din tranşeea drenurilor. Tehnologia permite şi realizarea ulterioară a coloanelor filtrante, în cazurile în care, în timpul exploatării se constată apariţia excesului de apă la suprafaţa terenului [125].

Se cunosc două variante constructive ale elementelor filtrante de captare: coloane din material granular, utilizându-se în acest scop nisipul, balastul, zgura; arce filtrante din tub riflat. CAPITOLUL IV METODE DE CERCETARE

În acest capitol sunt trecute în revistă tipurile majore de modele folosite în modelarea drenajului şi anume modelarea fizică, analogică şi matematică. Sunt specificate avantajele şi dezavantajele fiecărei grup de modele, în vederea alegerii unui tip de model pentru studiu şi a altui tip de model pentru validarea rezultatelor. În ceea ce priveşte cercetările asupra drenajului superficial acestea se vor face pe model fizic iar validarea se face cu un model matematic.

8

IV.1.Introducere Un model este o reprezentare a unui fenomen fizic, realizat pentru o mai bună înţelegere a acelui

fenomen sau pentru a analiza influenţa pe care fenomenul studiat o are asupra altor fenomene [99]. Un model poate fi fizic, analogic sau matematic. În primul caz, modelul reprezintă o machetă ce reproduce de o manieră adecvată realitatea fizică. Modelele analogice realizează o similitudine între fenomenul studiat şi alte fenomene fizice (de exemplu analogia dintre curentul electric şi curentul lichid). În cazul modelelor matematice, acestea sunt rezultatul unor expresii analitice ale fenomenului observat, prezentat sub forma unui ansamblu de ecuaţii matematice. IV.2.Modele experimentale

În cazul drenajului, în ceea ce priveşte modelele experimentale, există două categorii: modele fizice la scară naturală şi modele fizice la scară redusă (modele fizice de laborator). Modelele fizice la scară naturală prezintă avantajul că se realizează pe soluri cu structuri nederanjate.

După un atent studiu asupra câmpurilor experimentale, existente în ţară şi în străinătate, se pot preciza câteva din avantajele acestora: utilitatea lor ca mijloace ştiinţifice: laborator de teren pentru cercetări interdisciplinare, validare a tehnicilor şi tehnologiilor de eficientizare a lucrărilor de drenaj, loc de formare pentru specialişti, studenţi, validare a soluţiilor matematice. Prezintă, însă, şi dezavantaje: perioade mari de experimentare, necesitatea amplasării a numeroase instrumente de măsură, costuri mari de realizare, ocuparea unor suprafeţe mari.

Necesitatea de a găsi soluţii optime pe termen scurt şi cu cheltuieli reduse, a condus la apariţia modelelor fizice la scară redusă (modele fizice de laborator), caz în care fiecare mărime din obiectul de modelat este pusă în corespondenţă cu o anumită mărime de pe model, trecerea făcându-se prin intermediul unui factor de scară ce reprezintă raportul dintre dimensiunea din obiectul de modelat şi dimensiunea corespunzătoare din model. Luând în consideraţie aceşti factori de scară, fenomenul de drenaj se poate studia pe modele unidimensionale sau bidimensionale IV.3.Modele analogice Modelele analogice se pot defini ca dispozitive ce se comportă analog altor sisteme, prin faptul că se conduc după aceleaşi legi fizice sau matematice. Se foloseşte: analogia dintre mişcarea apei prin mediile poroase şi mişcarea laminară a unui fluid vâscos între două plăci plane paralele, corespondenţa dintre mărimile hidraulice şi cele electrice. IV.4.Modele matematice

În modelarea hidraulică folosită în studiul drenajelor se diferenţiază două direcţii: • Modelarea numită „completă” [78] care ia în considerare şi zona nesturată şi zona saturată. În acest caz se

foloseşte ecuaţia lui Richards (1931) a cărei rezolvare necesită cunoaşterea a două funcţii ce descriu proprietăţile hidraulice ale solului (curba de retenţie a apei, h(θ) şi curba de conductivitate hidraulică, K(h)). Rezolvarea ecuaţiei neliniare presupune folosirea metodelor numerice, în special metoda elementului finit.

• Modelarea „zonei saturate”, care nu ia în considerare zona nesaturată, modelând numai zona dintre suprafaţa liberă a apei şi stratul impermeabil şi care se bazează pe ecuaţia lui Laplace. Problema poate fi rezolvată în 3D dar pe baza soluţiilor numerice. Introducând ipoteza Dupuit-Forchheimer, rezolvarea problemei se bazează pe ecuaţia lui Boussinesq (1904), ecuaţia putând avea soluţii analitice. Ultimul nivel de simplificare este de a lineariza ecuaţia lui Boussinesq făcînd presupunerea că fluctuaţia nivelului suprafeţei libere a apei freatice este foarte mică în raport cu adâncimea.

În Tabelul nr. 4 sunt prezentate cele trei tipuri de ecuaţii, astfel încât să se poată constata cu uşurinţă avantajele şi dezavantajele pe care le introduc folosirea lor.

Soluţii aproximative, pentru rezolvarea problemelor drenajului orizontal în regim permanent şi nepermanent, au fost obţinute de numeroşi cercetători [42, 54, 63, 68, 81, 95, 165]. Trebuie menţionat faptul că aceste metode se referă aproape în exclusivitate la ipoteza drenului ideal, neţinând seama de aspectele locale din vecinătatea drenului: geometria reală a tubului de dren şi prezenţa filtrului (materialului filtrant) din jurul drenului. Dacă discutăm despre pachetele informatice, în ultimele decenii, eforturile cercetărilor au condus la apariţia unei multitudini de produse informatice ce pot rezolva ecuaţiile descrise în Tabel nr. 4. Din categoria modelor complete, Hydrus 1D/2D [154, 153] este utilizat utilizat pentru modelarea şi analiza circulaţiei apei şi transportului de substanţe în mediile poroase variabil saturate, având la bază rezolvarea

9

numerică cu elemente finite a ecuaţiei Richards. Acest program rezolvă ecuaţia Richards, în forma sa mixtă putând să fie adaptat şi la simularea mişcării apei către drenuri în soluri stratificate. Tabel nr. 4. Ecuaţii folosite în modelare

Richards Laplace Boussinesq Sistemul modelat sol acvifer acvifer

Ecuaţie ( ) ( )(⎢⎣⎡ ⋅−=

∂∂ zt,y,xgradKdiv

tϕθθ )⎥⎦

⎤

în sistem local:

( ) ( )( )zt,y,xgradKdiv =⎥⎦⎤

⎢⎣⎡ ⋅− ϕθ

ecuaţia suprafeţelor libere(2D)

( )t,y,xR

zxxHK

tH *

s*

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∂∂

−∂∂

∂∂

⋅=∂

∂ ϕϕμ

Sol omogen şi izotrop:

( )t,y,xR

yHH

yK

xHH

xK

tH

**s

**s

*

+

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∂

∂∂∂

⋅+

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛∂

∂∂∂

⋅=∂

∂

μ

μ

Variabile

θ – umiditatea exprimată volumetric φ(x,y,z,t) – sarcina hidraulică totală = h+z h potenţialul matricial

φ(x,y,z,t) – sarcina hidraulică totală H*(x,y,t) - înălţimea acviferului R(x,y,t) – funcţia încărcare/descărcare

H*(x,y,t) - înălţimea acviferului R(x,y,t) – funcţia încărcare/descărcare

Param. ( )⋅θK sau ( )⋅hK - tensorul de

permeabilitate sK - tensorul de

permeabilitate la saturaţie μ – porozitate de drenaj

Ks – conductivitatea la saturaţie μ – porozitate de drenaj

Av↑ Dezav↓

↑ ia în calcul toate variabilele ↑ ia în calcul şi zona nesaturată ↑ curgere mono, bi sau tridimensională ↓ sensibil la parametrii ↓ rezolvare numerică

↑ curgere mono, bi sau tridimensională ↑ puţini parametri, simplu de evaluat ↓ ia în calcul doar zona saturată ↓ rezolvare numerică

↑ rezolvare analitică ↑ puţini parametri, simplu de evaluat ↓ ia în calcul doar zona saturată ↓ mişcarea apei strict orizontală

CAPITOLUL V CONCLUZII Ţinând cont de obiectivele acestei teze, enunţate în capitolul introductiv, şi de concluziile acestui studiu bibliografic, direcţiile de studiu care se vor urmări în această lucrare sunt următoarele: în ceea ce priveşte scara de reprezentare, studiile realizate se vor efectua la o scară la care fenomenele sunt descrise de ecuaţii ale căror variabile şi parametrii sunt valori reprezentative ale cantităţilor medii dintr-un mediu poros continuu; din acest punct de vedere propun, ca scară de reprezentare, profilul de sol cu subdiviziunile sale orizonturile, ţinând cont şi de posibilitatea studierii bidimensionale a acestuia. în concordanţă cu direcţia exprimată anterior şi cu faptul că ne propunem studiul mişcării bidimensionale a apei într-un sol variabil saturat, considerăm că utilizarea unui model fizic răspunde mai bine cerinţelor enunţate. Multe dintre teoriile valabile pentru drenajul terenurilor derivă din presupunerea unui sol mediu, unistratificat şi izotropic. Solurile ce se găsesc în mediul natural, oricare ar fi ele, sunt frecvent anisotropice şi stratificate iar variaţia acestor factori trebuie luată în considerare în formularea problemelor de drenaj orizontal. Din acest motiv, solul introdus în model va fi unul stratificat, excesul de umiditate fiind creat de o ploaie artificială cu o intensitate ce depăşeşte capacitatea de infiltraţie a acestuia. Slaba permeabilitate a acestui sol va contribui la amplificarea excesului de umiditate. Cum studiile se vor realiza la scara profilului de sol, şi un monolit de dimensiuni mari este mai greu de prelevat şi transportat, solul introdus în model va fi în prealabil analizat pe probe de sol. Analizele de sol vor urmări studiul acelor proprietăţi ce influenţeză drenajul. În acelaşi timp vor fi testate diferite instrumente de măsură. în vederea eliminării rapide a excesului de apă din sol, vor fi testate câteva soluţii şi anume: introducerea directă în sol a două categorii diferite de tuburi de drenaj (pvc riflat şi spirală) protejate cu geotextil ţesut (urmărind în acest fel soluţia de pozare a drenurilor fără tranşee); introducerea drenurilor într-o coloană filtrantă (urmărind astfel soluţia de drenaj prin coloane filtrante), în

10

două variante: coloană filtrantă din nisip şi coloană filtrantă alcătuită din pământ amestecat cu un material hidro-ameliorativ, care are proprietatea de a reţine apă. In vederea validării modelării experimentale se folosesc uzual modelele matematice. Circulaţia apei într-un sol aflat sub influenţa drenajului se face atât în mediul saturat cât şi în mediul nesaturat, plecând de la variabilele de stare: umiditatea şi potenţialul de presiune al apei în sol. Pentru acest lucru apare necesitatea de a folosi un model care integrează aceste două părţi. Din acest motiv, în această lucrare am ales programul de calcul Hydrus 1D/2D, care are avantajul de a modela solul şi nu acviferul ţinând cont totodată de stratificaţia terenului.

PARTEA A II-A REZULTATELE CERCETĂRILOR EXPERIMETALE

CAPITOLUL I. DETERMINAREA EXPERIMENTALĂ A PROPRIETĂŢILOR FIZICE ŞI HIDRICE ALE SOLULUI

În acest capitol este demonstrată influenţa pe care o are structura solului asupra funcţionării hidrodinamice a acestuia, adică a modalităţii de stocare şi mişcare a apei în sol. Structura solului este analizată din punct de vedere cantitativ prin intermendiul unor proprietăţi fizice şi hidrice ale solului, depăşind astfel studiul descriptivo-calitativ. I.2. STABILIREA PROPRIETATILOR FIZICE ALE SOLULUI ÎN CONDIŢII NATURALE (INIŢIALE)

Structura solului este definită ca modul de organizare (grupare) a particulelor solide şi/sau a spaţiului lacunar [18, 110] Cum poate fi caracterizată structura solului? Una din abordările „clasice” este metoda directă ce se limitează la o descriere morfologică a structurii (lamelară, prismatică, etc.), modul de organizare a particulelor elementare „scapând” observaţiei. De cele mai multe ori se recurge la analiza texturală pentru a realiza o analiză cantitavă a structurii. Considerând structura ca un mod de organizare a particulelor solide, studiul, din punct de vedere cantitativ, se face în legătură cu studiul densităţii solului, în timp ce, considerând structura ca un mod de organizare al porilor, atunci aprecierea acesteia, din punct de vedere cantitativ, se face prin studiul porozităţii.

Determinările în vederea stabilirii proprietăţilor fizice iniţiale ale solului s-au realizat în Laboratorul de Geotehnică şi în Laboratorul de Pedologie din cadrul Facultăţii de Construcţii, Universitatea Ovidius Constanţa, iar rezultatele sunt prezentate în următoarele paragrafe. I.2.1. Caracterizarea solului din câmpul experimental

Din punct de vedere pedologic, structura solului este considerată ca un element caractersitic al orizonturilor ce alcătuiesc profilul de sol. Din acest motiv, pentru caracterizarea solului utilizat în acest studiu s-a executat un profil de sol la începutul experimentelor, în zona Eforie Sud - Tuzla, jud. Constanţa. Datele obţinute, arată că este vorba de un cernoziom, slab degradat, cu textură luto-argilo-prăfoasă, format pe depozite loessoide. Prin analizele şi observaţiile efectuate in situ s-au pus în evidenţă caracteristicile morfologice (culoarea, structura, textura, tipurile de neoformaţiuni etc.) ale solului pe care s-au făcut experimentările (Tabel nr. 1). Tabel nr. 1. Caracteristicile profilului pedologic

Profil sol Strat Orizont Adâncime strat (cm)

Indicator Munsell Caracteristici

0 Ame 0-20 10YR3/2 Brun cenuşiu foarte închis, vegetal, cervotocine rare; rădăcini frecvente, nu face efervescenţa cu HCl, trecere clară., bogat în humus

I Bt 20-60 10YR3/2 Brun cenuşiu foarte închis, pH 8, structură masivă, compact, efervescenţă slabă la HCl, trecere clară bogat în humus

II Ao 60-80 10YR6/2 Brun cenuşiu deschis, structură glomerulară medie concreţiuni carbonatice efervescenţă slabă la HCl, pH 8-9, sărac în humus

III Btx 80-120 10YR 6/6 Galben-brun, structură masivă, compact, concreţiuni şi păpuşi de loess frecvente de carbonat de calciu efervescenţă la HCl, pH 8-9, lipsit de humus

IV C >120 10YR4/6 Brun gălbui închis, efervescenţă slabă la HCl, pH 8-9, structură loessică.

I.2.2. Determinarea densităţii solului Determinarea densităţii solului este absolut necesară pentru caracterizarea structurii solului. Un sol

poate fi caracterizat prin trei tipuri densităţii: densitatea în stare naturală, ρ, densitatea aparentă, ρas şi

11

densitatea scheletului, ρs (partea I § 2.2.1). Dintre aceste valori, densitatea aparentă are o importanţă deosebită: în termeni pedologici, ea fiind un indicator al porozităţii şi al structurii solului, două elemente ce influenţează drenajul intern solului; în termeni de tehnica drenajului, este folosită în calculele normelor de drenaj fiind utilizată în calculul umidităţii volumetrice şi a indicilor hidrofizici.

Valoarea densităţii aparente variază pe profil. Valoarea de 1,59 g/cm3 a densităţii aparente din orizontul 0(vegetal) este o valoare tipică pentru solurile arabile. Valorea densităţii aparente a orizontului I este de 1,76 g/cm3 şi e o valoare tipică pentru orizonturi de subsuprafaţă, alterate, sărace în materie organică având un grad de compactare evidentă şi care restricţionează mişcarea fluxului de apă. Aceste tipuri de orizonturi sunt denumite în taxonomia românească orizonturi argice. Orizontul II are, după valoarea densităţii aparente, după culoare şi pentru faptul că devine masiv şi dur după uscare, caractersiticile unui orizont A ocric (Ao). Acest tip de orizont poate apare şi la această adâncime (60-80cm) în cazul solurilor îngropate. Orizontul III, cu o densitate aparentă de 1,89g/cm3, aspect cimentat, planuri verticale albite, are toate caracteristicile unui orizont de tip fragipan (x), ceea ce ne conduce la ideea că orizontul este slab sau greu permeabil pentru apă.

1.96

1.81

2.07

1.72

1.69

1.63

1.59

1.75

1.89

1.60

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

1.00 1.20 1.40 1.60 1.80 2.00 2.20 2.40 2.60

ρ (g/cm3)

z (c

m)

ρ aρ

N P A

0

20

40

60

80

100

120

140

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

fracţiuni %

z (c

m)

PL

III

IV

I

II

PL

LAPLAP

LPAL

PLPLLAAL

Fig. 2. Variaţia pe profil a densităţii în stare naturală şi a densităţii aparente

Fig. 5. Variaţia compoziţiei granulometrice pe profil (N-nisip, P-praf, A-argilă) I.2.3. Determinarea texturii solului

Determinările de granulometrie se fac pentru fiecare orizont în parte. Pentru fiecare orizont s-au făcut câte două seturi de analize granulometrice. La determinarea texturii solului am utilizat programul TAL (Texture AutoLookup) modificat astfel încât să furnizeze clasa texturală folosită curent în România în diagnosticarea solurilor (diagrama ternară în modificarea Chiriţă [163]).

Variaţia granulometrică pe profil se poate prezenta mult mai sugestiv printr-o reprezentare precum cea din Fig. 5. Acest tip de reprezentare oferă o imagine clară a proporţiei dintre diferitele fracţiuni granulometrice la diverse adâncimi. În stânga imaginii este prezentată şi textura pe adîncime, conform diagramei româneşti şi a digramei USDA. Am utilizat şi diagrama ternară USDA, deoarece modelele matematice utilizate în acest studiu presupun folosirea caracterizării texturii solurilor după această diagramă. Clasele texturale astfel determinate sunt prezentate în Tabelul 2. Pe baza acestei analize texturale, putem să concluzionăm că solul analizat este un sol ce are per ansamblu o textură fină. Din acest motiv, presupunem o porozitate mică. In orizontul I constatăm un fenomen de argilouiluviere caracteristic orizonturilor de tip argic (textural). Acumularea de material fin conduce la formarea unui orizont mai dens, de unde şi densitatea aparentă mai mare (1,75 g/cm3). În orizontul III observăm o scădere masivă la aproape jumătate a procentului de argilă faţă de cele două orizonturi supraiacente şi la creşterea cu mai mult de 10% a procentului de praf (0,002-0,02). Coroborând acest rezultat cu valorile mari ale densităţii aparente (1,89 g/cm3) şi cu faptul că are, în stare uscată, un aspect cimentat, iar în stare umedă este fărâmicios, de o culoare mai deschisă decât cea a orizontului pe care s-a format, concluzionez că acest orizont are toate caractersiticile unui orizont de asociere de tip fragipan (x). Solurile ce au pe profil orizonturi argiloiluviale, au permeabilitate mai slabă, ceea ce împiedică drenarea naturală a apei şi conduc la formarea unor ape freatice numite în literatură “suspendate”. Prezenţa celor două orizonturi, mai compacte, explică şi forma graficelor de reprezentare a densităţii aparente prezentate în Fig. 2.

12

Tabel nr. 2. Rezultatele analizei granulometrice de pe fiecare strat (orizont) în parte Orizontul Eşantion de sol Argilă (%) Praf (%) Nisip (%) Tip de sol după Chiriţă Tip de sol după USDA

0.1 24,2 51,8 24 Praf lutos (PL) Praf lutos (Silt loam) 0 (0-20cm) 0.2 25,5 52,1 22,4 Praf lutos (PL) Praf lutos (Silt loam)

1.1 35,6 44,5 19,9 Lut argilo-prăfos (LAP) LAP (Silty clay loam) I (20-60cm) 1.2 32,2 43,5 24,3 Lut argilo-prăfos (LAP) Lut-argilos (Clay loam)

2.1 29,1 44 26,9 Lut prăfos (LP) Lut-argilos (Clay loam) II (60-80cm) 2.2 29 35,9 35,1 Lut prăfos (LP) Lut-argilos(Clay loam)

3.1 14,7 53,1 32,2 Praf lutos (PL) Praf lutos (Silt loam) III (80-120cm) 3.2 14,1 53,7 32,2 Praf lutos (PL) Praf lutos (Silt loam)

4.1 31 48 21 Lut argilos Lut argilos(Clay loam) IV (>120cm) 4.2. 30 50 20 Lut argilos Lut argilos (Clay loam)

I.2.4. Determinarea porozităţii solului Determinarea porozitǎţii totale şi a porozitǎţii drenante se face prin calcul analitic, în baza

relaţiilorr prezentate în paragraful II.2.2 din partea I.

36.4

30.55

38.49

29.48

38.93

05

10152025303540

n(%

)

Variaţia porozităţii totale (n) pe profilul solului

(0-20cm)I(20-60cm)II(60-80cm)III(80-120cm)IV(>120cm)

26.4

9.54

20.49

11.49

26.93

0

5

10

15

20

25

30

n e(%

)

Variaţia porozităţii drenante (ne) pe profilul solului

(0-20cm)I(20-60cm)II(60-80cm)III(80-120cm)IV(>120cm)

Fig. 9.Valorile porozitǎţii totale (stânga) şi ale porozitǎţii drenante (dreapta) pe profilul solului

Valorile porozitǎţii totale şi ale porozitǎţii efective (drenante) exprimate în procente se situează în ecartul 30-39%, respectiv 9,5-27% şi sunt prezentate în Fig. 9). Fiind puternic influenţate de textură şi de structură, variţia porozităţii totale şi a celei drenante (efective) pe profil este identică cu variaţia densităţii aparente pe profil (Fig. 2), urmărind tipul de orizont: pe orizonturile I (20-60 cm) şi III (80-120 cm) unde densitatea aparentă este mai mare, porozităţile au valorile cele mai mici şi datorită tasării dar şi prezenţei argilei şi a prafului fin într-un procent mai ridicat; o porozitate mare este înregistrată în orizontul 0 şi II. Putem reafirma că datorită celor două orizonturi cu porozităţi mai mici (I şi III cu caracter argic respectiv fragipan), suntem în prezenţa unui sol cu permeabilitate mică pentru apă şi drenaj intern defectuos. I.2.5. Determinarea experimentală a umidităţii solului Pentru determinarea umidităţii solului în laborator s-a utilizat metoda gravimetrică (paragraful II.2.3 din Partea I).

13.96

16.73

18.29

10.21

11.02

0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

110

120

130

140

150

0.00 5.00 10.00 15.00 20.00 25.00

θ (%)

z (c

m)

PL

LAP

LAP

III

IV

I

LPII

Fig. 10. Profilul hidric al solului analizat (în momentul prelevarii probelor)

13

Umiditatea solului nu este reprezentativă decât pentru momentul în care au fost prelevate probele şi este în relaţie directă cu factorii climatici care o pot influenţa. În acelaşi timp, este reprezentativă pentru locul de unde a fost prelevată proba, fiind influenţată de caracteristicile solului. În consecinţă, doar o reprezentare a variaţiei ei pe profil poate oferi informaţii despre cum variază stocul de apă de la un orizont la altul, la un moment dat. Acest tip de reprezentare grafică, θ(h), poartă denumirea de profil hidric (Fig. 10) I.2.5. Determinarea indicilor hidrofizici ai solului

Indicii hidrofizici calculaţi sau determinaţi se referă la: capacitatea de saturaţie, capacitatea pentru apă în câmp, coeficientul de ofilire, coeficientul de higroscopicitate. Valorile acestor umidităţi caracteristice (exprimate în procente gravimetrice) sunt determinate în conformitate cu paragraful II.2.3 din Partea I şi sunt prezentate în Tabel nr. 5. Cum valorile sunt influenţate de porozitate şi textură, variaţia lor pe adâncime este asemănătoare cu variaţia densităţii aparente, a porozităţii şi a umidităţii.

Tabel nr. 5. Valorile indicilor hidrofizici pentru cele 4 orizonturi Specificaţie Ch(%) Co (%) Cu(%) Cc(%) Cs(%)

Orizont vegetal - - - 21,55 29,61 Orizont I 5,85 8,78 17,47 22,1 30,04 Orizont II 6,34 9,51 14,24 20,05 29,63 Orizont III 6,32 9,49 12,02 16,45 21,83 Orizont IV 5,23 7,85 13,66 22,9 30,44

Două caracteristici se pot deduce direct din determinarea indicilor hidrofizici, cu aplicabilitatea pentru amenajările hidroameliorative: capacitatea pentru apă utilă (rezerva utilă de apă) şi capacitatea drenantă a solului.(Fig 11).

Cu

Cd

0

10

20

30

40

50

60

20 40 60 80 100 120 140

z (cm)

indi

ci h

idro

fizic

i (%

vol

umic

e)

CoCcCs

Fig. 11. Capacitatea drenanta si rezerva utila

Capacitatea drenantă a solului se calculeazǎ prin diferenţa între capacitatea de saturaţie şi capacitatea de câmp cu formula ( ) csd CC −=0

0C . Valoarea capacităţii drenante este foarte mică în orizontul I, de aproape 14%. Valoarea acestui indice creşte uşor în orizontul II (cu 1,5%) şi scade în orizontul III (10%). Dacă ar fi să coroborăm procentajele de argilă cu aceste valori ale capacităţii drenante, cum orizontul III are un procentaj de argilă mic, ar trebui ca valoarea capacităţii de drenare să fie mare. Observând şi procentul de praf, constatăm că are o valoarea egală cu aproximativ 53%. Cu siguranţă, o mare parte din praful care intră în compoziţia acestui orizont este un praf fin, de natură argiloasă, care împiedică infiltrarea apei în adâncime. Aceste două orizonturi se comportă ca o barieră şi fac ca solul să nu aibă un drenaj intern bun. În aceste condiţii, apa ce reprezintă capacitatea drenantă nu poate fi eliminată gravitaţional, prin percolare, ci se va cantona în pori, conducând la formarea unor pânze de apă freatică temporare şi chiar la formarea unui exces de apă la suprafaţa solului. I.2.6 Determinarea conductivităţii hidraulice în laborator Permeametrul cu gradient constant fără sucţiune, realizat în Laboratorul de Geotehnică este prezentat în Fig.13. Pentru a realiza experimentul în condiţii superioare, aparatul este compus din: corpul permeametru, rezervor de apă, regulator de presiune, manometru şi compresor. Prin această metodă s-au determinat valorile conductivităţii hidraulice la saturaţie, iar pentru orizontul I şi III sunt prezentate în Tabel nr. 6

Tabel nr. 6. Valorile conductivităţii hidraulice la saturaţie pentru cele 4 orizonturi Specificaţie Ks(cm/s)

Orizont I 5,29*10-4 Orizont III 4,83*10-4

14

Cele două valori încadrează orizonturile studiate la limita dintre semipermeabil şi impermeabil (acestea având limitele 10-2 – 10-4 respectiv 10-4 – 10-8 cm/s, [119]). Cele două orizonturi se vor comporta ca nişte rezervoare, în care apa se va stoca şi va fi cedată destul de greu în timp.

Corp permeametru

Rezervor apă

Regulator presiuneManometru

Compresor

Fig. 13. Permeametru în variantă modificată I.3 STABILIREA PROPRIETATILOR HIDRODINAMICE ALE SOLULUI ÎN CONDIŢII NATURALE I.3.1 Determinarea experimentală a relaţia umiditate volumică - potenţial de presiune (sucţiune): )(hθ Determinarea experimentală în laborator a relaţiei umiditate-sucţiune foloseşte două metode: fie impunerea unei presiuni la baza eşantionului prin realizarea unui nivel constant, fie aplicând o suprapresiune de aer la partea superioară a eşantionului.

Pentru determinarea experimentală în laborator am folosit cea de a doua metodă, utilizând aparatura din dotarea Laboratorului de Geotehnică şi Fundaţii al Facultăţii de Construcţii, a cărui schematizare este prezentată în Fig. 14.

Esantion de sol

Placă poroasă

Presiune aer

Ieşire Fig. 14. Schematizarea unui extractor cu placă poroasă

Principiul metodei constă în plasarea unui eşantion de sol saturat cu apă pe o placă poroasă. Pentru a realiza curba de retenţie coborâm presiunea pe paliere. O sucţiune este creată la nivelul plăcii poroase şi eşantionul se drenează până când atinge o nouă poziţie de echilibru. Rezultate obţinute. Pentru exemplificare, sunt prezentate în Fig 16 rezultatele obţinute pentru orizontul I şi III.

Curba caracteristică a umidităţii soluluiOrizont I (sol lut-argilo-prăfos)

θs(Cs)=0.52

θc(Cc)=0.31

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

θ (cm3/cm3)

pF

Curba caracteristică a umidităţii soluluiOrizont III (sol praf lutos)

θs(Cs)=0.41

θc(Cc)=0.305

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

θ (cm3/cm3)

pF

Fig. 16. Curba caracteristică a umidităţii exprimată în unităţi pF

15

Analizând curbele caractersitice prezentate în Fig. 16, constatăm că pentru orizontul I, curba are o formă în „S”, prezentând un prim punct de inflexiune situat în jurul unei presiuni de 200 mbar (hPa), adică 2,30 unităţi pF, de la saturaţie până la punctul de inflexiune având o descreştere liniară. Al doilea punct de inflexiune al curbei este în jurul unei presiuni de 600 mbar (hPa), adică 2,78 unităţi pF. Pentru orizontul III, curba are o singură inflexiune, la o presiune aplicată de 200 mbar (hPa), adică 2,30 unităţi pF. Umiditatea volumică la saturaţie (pF=0) are o valoare de 0,52 cm3/cm3 pentru orizontul I şi 0,41 cm3/cm3 pentru orizontul III. Valoarea capacităţii pentru apă în câmp (Cc) se determină la o valoare pF de 2,5 şi este de aproximativ 0,31 cm3/cm3 pentru ambele orizonturi analizate. Făcând comparaţie cu valorile rezultate din determinarea indirectă (pe baza procentului de argilă), care sunt de 0,38 cm3/cm3 pentru orizontul I şi 0,31 cm3/cm3, putem aprecia că determinările experimentale reprezintă destul de bine capacitatea drenantă a solului pe orizonturile analizate. În gama sucţiunilor 0≤pF≤2,5, umiditatea celor două orizonturi rămâne ridicată, ea variind între 0,31 cm3/cm3 şi 0,52 cm3/cm3 pentru orizontul I şi 0,305 cm3/cm3 până la 0,41 cm3/cm3 pentru orizontul III. Considerăm, în termeni de dinamică a apei, că primului orizont îi va lua un timp mai îndelungat să ajungă de la capacitatea la saturaţie până la capacitatea de apă în câmp, deci va ceda mai greu apa următorului orizont. I.3.2. Determinarea relaţiei umiditate volumică – conductivitate hidraulică: )(K θ

Pentru găsirea corelaţiei, K(θ ), dintre umiditatea volumetrică şi conductivitatea hidraulică la nesaturaţie a solului studiat, am folosit un algoritm (Fig. 17) care să permită determinarea simultană în laborator a proprietăţilor hidrodinamice ale solului: stabilirea profilului hidric, θ (z); corelaţia dintre umiditatea volumică a apei şi potenţialul matricial (sucţiunea solului), θ (h); corelaţia dintre conductivitatea hidraulică la nesaturaţie şi umiditatea volumică a solului, K(θ ), prin aplicarea ecuaţiei lui Darcy, presupunând valabilitatea ei în domeniul cuprins între umiditatea la saturaţie şi capacitatea pentru apă în câmp.

θ

θrθ sθ

k

skzh

0

0

0

( )zθ

( )θh

( )θk

mod

el v

an G

enuc

hten

Legea Darcy

Fig. 17. Algoritm pentru determinarea proprietăţilor hidrodinamice ale solului

Relaţia K(θ ) este reprezentată în figura de mai jos (Fig. 18). În domeniul de sucţiuni 0≤pF≤3, descreşterea acestei curbe este de natură exponenţială. De asemenea, în gama de sucţiuni 2,5≤pF≤3, conductivităţile corespunzătoare unui ecart de umidităţi 0,52 cm3/cm3 – 0,11 cm3/cm3, respectiv 0,12 cm3/cm3, variază extrem de lent, cu valori cuprinse în intervalul cm/s. În termeni de dinamică a apei, acest sol va ceda greu apa acumulată chiar şi după ce umiditatea scade sub capacitatea pentru apă în câmp.

86 106651012 −− ⋅÷⋅ ..

Curba conductivitate hidraulică-umiditate volumică: K(θ)Orizont III (sol praf lutos)

Curba conductivitate hidraulică-umiditate volumică: K(θ)Orizont I (sol lut-argilo-prăfos)

θ s=0.52

Ks(θs)

Ks=5.29*10-4

0

0,0001

0,0002

0,0003

0,0004

0,0005

0,0006

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

θ (cm3/cm3)

K(c

m/s

)

Κ(θ)

θs=0.41

Ks(θs)

Ks=4.83*10-4

0

0,0001

0,0002

0,0003

0,0004

0,0005

0,0006

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

θ(cm3/cm3)

K(c

m/s

) Κ(θ)

Fig. 18. Reprezentarea relaţiei K( θ )

16

I.4. PARAMETRIII HIDRODINAMICI AI SOLULUI Pentru cuantificarea debitului specific infiltrat în zona nesaturată a solului, necesar în dimensionarea

sitemului de drenaj superficial, o abordare cunoscută este rezolvarea numerică a ecuaţia Richards care, de obicei, necesită parametrizarea curbei caracteristice a umidităţii solului, h(θ ), determinată experimental [30, 76]. Există două direcţii principale pentru determinarea parametrilor curbei caracteristice a umidităţii solului: prima constă în determinarea pe cale experimentală a corelaţiei h(θ ), după care urmează calibrarea (fitting) cu ajutorul unui model analitic, h(θ ), a datelor experimentale [25, 29, 50, 76, 85, 170, 179]; a doua direcţie constă în estimarea indirectă a parametrilor curbei caracteristice a umidităţii, plecând de la cunoaşterea parametrilor fizici de bază ai solului analizat şi folosind funcţiile de pedotransfer sau aşa numitele “reţele neuronale” artificiale [2, 84, 91, 137, 143, 144, 149].

Pentru calibrarea curbei caracteristice a umidităţii solului am folosit trei dintre cele mai utilizate modele din literatura de specialitate: modelul Brooks-Corey (BC), 1964 [25], modelul van Genuchten (VG), 1980 [170] şi modelul Kosugi, 1996 [85].

Pentru estimarea automată a parametrilor de calibrare a fost utilizat programul Soil Water Retention Curve (SWRC) [148] care, pe baza valorilor umidităţii la saturaţie şi a valorilor de sucţiune-umiditate măsurate, oferă valoarea optimă a acestor parametri. Pentru optimizarea neliniară foloseşte o metodă statistică (Levenberg – Marquardt). Aceasta are la bază metoda celor mai mici pătrate. Valorile umidităţii volumice măsurate la diferite trepte de sucţiune impuse pe probe de sol în laborator, precum şi valorile estimate cu ajutorul celor trei modele propuse sunt redate în tabelele următoare Tabel nr. 7, Tabel nr. 9).

Tabel nr. 7. Valorile umidităţii volumice măsurate şi modelate pentru orizontul de sol I Umiditate volumică θ (cm3/cm3) Sucţiune

|h| (cmH2O) măsurate model BC model VG model LN 1 0,526 0,5257 0,5256 0,5256

200 0,344 0,344 0,344 0,344 400 0,188 0,185 0,186 0,187 600 0,135 0,141 0,139 0,137 800 0,119 0,121 0,120 0,119

1000 0,114 0,110 0,111 0,113 Tabel nr. 8. Parametrii de calibrare rezultaţi pentru orizontul de sol I

BC model VG model LN model θs = 0.5257 θs = 0.5256 θs = 0.5256 θr = 0.078937 θr = 0.094188 θr = 0.10802 hb = 135.23 α = 0.0054723 hm = 223.16 λ = 1.3301 n = 2.8942 σ = 0.66448

R2 = 0.9995 R2 = 0.9998 R2 = 0.9999 Tabel nr. 9. Valorile umidităţii volumice măsurate şi modelate pentru orizontul de sol III

Umiditate volumică θ (cm3/cm3) Sucţiune |h| (cmH2O) măsurate model BC model VG model LN

1 0,4126 0,4027 0,3889 0,4058 200 0,3236 0,3485 0,3524 0,3444 400 0,2775 0,2483 0,2820 0,2669 600 0,2284 0,2037 0,2217 0,2095 800 0,1748 0,1770 0,1783 0,1678

1000 0,1081 0,1587 0,1474 0,1368 Tabel nr. 10. Parametrii de calibrare rezultaţi pentru orizontul III

BC model VG model LN model θs = 0.40272 θs = 0.38894 θs = 0.40579

θr = 8.2556e-06 θr = 6.1590e-07 θr = 5.5697e-06 hb = 148.77 α = 0.0023466 hm = 627.62 λ = 0.48885 n = 2.0410 σ = 1.1090

R2 = 0.92250 R2 = 0.96324 R2 = 0.96949

17

Valorile parametrilor de calibrare ai curbei caracteristice a umidităţii solului pentru orizontul I sunt prezentate în Tabel nr. 8, respectiv Tabel nr.10, pentru orizontul III. Se poate observa din aceste tabele, că valoarea coeficientului de corelaţie R2, este foarte apropiată de valoarea 1, valoare ce indică o corelaţie foarte bună între valorile măsurate şi calibrate ale umidităţii volumice a solului. Curbele caracteristice ale umidităţii solului, h(θ ), calibrate pentru orizonturile de sol studiate sunt prezentate în figurile de mai jos (Fig.19, Fig.20Fig.). Putem concluziona că modelul LN oferă cele mai bune rezultate (R2 1), dar prezintă o discontinuitate la nivelul punctului caracteristic pe curbă ce reprezintă presiunea de intrare a aerului. Această valoare, a presiunii de intrare a aerului, este utilizată, mai departe, în rezolvarea numerică a ecuaţiei Richards (tabelul 3 § 4.4 –Partea I)

≈

Curba caracteristica a umiditatiisol lut-argilo-prafos

1

10

100

1000

10000

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Suct

iune

|h| (

cm)

Umiditate volumica

θ (cm3/cm3)

masuratemodel BC model VG model LN

Curba caracteristica a umiditatiisol praf-lutos

1

10

100

1000

10000

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5Su

ctiu

ne|h

| (cm

)

Umiditate volumica

θ (cm3/cm3)

masuratemodel BC model VG model LN

Fig. 19. Calibrarea curbei caracteristice a umidităţii solului h(θ )pentru orizontul de sol I

Fig. 20. Calibrarea curbei caracteristice a umidităţii solului h(θ ) pentru orizontul de sol III Modelul VG, prin parametrul α, redă cel mai bine neliniaritatea proprietăţilor hidrodinamice dintre

toate modelele expuse. Valoarea 1/α reprezintă în fapt presiunea de intrare a apei. Această valoare se situează în jurul valorii de 200cm (adică 2,3 unităţi pF), ceea ce este în deplin acord cu valorile măsurate. Valorile presiunii de intrare a apei furnizate de modelul LN sunt supraestimate, în timp ce cele ale modelului BC sunt subestimate. Din acest motiv, modelul ce va fi utilizat mai departe pentru realizarea simulărilor numerice este modelul van Genutchen. De altmineri, după unii autori [182] acesta este unul dintre cele mai utilizate modele. I.5. CONCLUZII

Proprietăţile hidrice sunt desemnate de curba caracteristică, θ(h) şi de conductivitate hidraulică, K(h). Curba caracteristică desemnează proprietatea de reţinere a apei de către sol şi descrie evoluţia umidităţii solului în funcţie de sucţiune. Din punct de vedere cantitativ, curba conductivităţii hidraulice descrie capacitatea solului de a lăsa apa să tranziteze solul. Aceste proprietăţi permit descrierea funcţionării hidrodinamice a solului, adică modul în care apa se stochează sau se deplasează.

Între elementele tehnice şi funcţionale ale drenajului superficial al terenurilor şi proprietăţile solului există o strânsă legătură, cu influenţe reciproce. Din aceste motive, studiul prezentat în acest capitol îşi propune caracterizarea profilului de sol, pe toată adâncimea lui, la o scară compatibilă cu cea pe care o vom utiliza atât în modelul fizic cât şi în cel matematic. În acest context, studiul are un dublu rol: acela de a descrie solul din punctul de vedere al comportării sale hidrodinamice; acela de a determina acele date necesare modelării. Analizele au fost realizate pe trei direcţii principale: • exploatarea tuturor analizelor efectuate cu scopul de a identifica acele informaţii ce sunt necesare şi

suficiente în explicarea comportamentul hidrodinamic al solului. • realizarea unei curbe caracteristice a umidităţii solului în funcţie de sucţiune şi a variaţiei conductivitate-

umiditate, pe fiecare orizont pedologic prezent pe profil; • alegerea acelor funcţii matematice ce descriu cel mai bine variaţia sucţiune-umiditate, în vederea utilizării

lor în modelare. Analizele efectuate au permis identificarea unui sol ale cărui caracteristici fizice sunt specifice unui

cernoziom care din punct de vedere pedogenetic prezintă următoarea succesiune de orizonturi Am-Bt-Ao-x-C(R), descrise în cele ce urmează:

18

• Orizontul notat cu 0, aflat la suprafaţa terenului, de culoare închisă este un orizont A molic eluvial (Ame) sărăcit în argilă; sărăcirea se produce prin migrarea pe verticală a argilei; această sărăcire determină o creştere a conţinutului de praf şi nisip;

• orizontul I mai bogat în argilă, puternic compactat, are o textură mai fină şi prezintă caracteristicile unui orizont B argiloiluvial (Bt);

• orizontul II, de asemenea are un conţinut mai mic în argilă decât cel supraiacent, şi este format prin “îngropare” prezentând caracterul unui orizont A ocric (Ao);

• orizontul III are un procent scăzut de argilă, culori deschise, textura este mai prăfoasă, densitate aparentă mare, colorit galben deschis cu planuri verticale albite, având caracterisiticile unui orizont de asociere de tip fragipan (x), cu aspecte specifice stagnării apei;

• orizontul IV, situat la partea inferioară a profilului este un orizont consolidat, se constituie în material parental pentru orizonturile supraiacente.

În alcătuirea profilului de sol analizat, se remarcă o alternanţă a orizonturilor cu textură medie cu orizonturi cu textură fină (orizont argiloiluvial şi orizont x). Acestea din urmă sunt puternic compactate (densităţi mari, porozităţi mici), au permeabilitate redusă (conductivităţi hidraulice mici) şi pot produce un exces temporar de umiditate. Pe lângă aceasta şi grosimea orizonturilor cu textură fină reprezintă un factor cauzal al regimului aerohidric al solului, datorită influenţei exercitate asupra drenajului intern.

Comportamentul hidrodinamic este studiat prin intermediul a doi parametrii: curba caractersitică a umidităţii solului şi curba conductivitate hidraulică – umiditate volumică. Rezultatele obţinute ne-au permis să concluzionăm că orizonturile argiloiluvial şi fragipan se vor comporta ca două rezervoare în care apa se va acumula. Datorită conductivităţii sale mici, orizontul argiloiluvial, Bt, va ceda mai greu apa următorului orizont şi îi va lua un timp mai îndelungat să ajungă de la capacitatea la saturaţie până la capacitatea de apă în câmp. O conductivitate hidraulică mică impune pe terenurile grele distanţe foarte mici între drenuri (între 6 şi 10m), ceea ce determină dublarea costului investiţiei. În materie de modelare, propun utilizarea modelului van Genutchen care are capacitatea de a modela foarte bine variaţia umidităţii în funcţie de sucţiune într-un sol variabil saturat. CAPITOLUL II TEHNICI NOI DE PERMEABILIZARE A SOLULUI

În acest capitol este prezentat un material hidro-ameliorativ realizat pe baza polimerilor hidroabsorbanţi fertilizaţi folosiţi cu succes în îmbunătăţirea condiţiilor de creşterea a plantelor în zonele aride, cu soluri nisipoase. Este prima dată când se încearcă folosirea lor ca metodă de permeabilizare a solurilor slab permeabile. II.1 INTRODUCERE În această lucrare propunem ca tehnică de îmbunătăţire a permeabilităţii unui sol greu, folosirea unui material hidro-agroameliorativ. Aceste materiale au drept caracteristică principală, posibilitatea de a reţine apă. II.2 DESCRIEREA COMPOZIŢIEI TERRACOTTEM-ULUI Terracottem-ul (TC) este un material hidro-agroameliorativ obţinut în cadrul Universiăţii din Ghent, Belgia de către profesorul Willem Van Cotthem şi o echipă de oameni de ştiintă de la Laboratorul de Morfologie a Plantelor. La realizarea acestui subcapitol sunt folosite informaţiile furnizate de realizator [196]. Mixtura Terracottem conţine polimeri hidroabsorbanţi (39,5%), fertilizatori minerali şi organici (10,5%), stimulatori de creştere (0,25%) şi material support (49,75%) având capacitatea de a reţine apă şi substanţe nutritive.

Fig. 21 Imagine asupra structurii polimerilor hidroabsorbanti Fig. 22. Imagine asupra structurii fertilizatorilor minerali Polimerii hidroabsorbanti (Fig. 21) au o serie de proprietăţi cum ar fi: măresc capacitatea de reţinere a apei şi a nutrienţilor din sol; la primul contact cu apa absorb repede moleculele de apă, formându-se un gel; sunt capabili de a stoca de 200 de ori greutatea proprie şi pot fi folosiţi în numeroase cicluri de umectare-uscare, cu un timp de utilizare mare (peste 10 ani).

19

Fertilizatorii minerali solubili (Fig. 22) sunt absorbanţi cu caracteristici asemănătoare hidrogelurilor, alcătuiţi dintr-o mixtură de săruri (azot, fosfor şi potasiu) având rolul de a stimula creşterea în primul stadiu de dezvoltare al plantelor. Sunt eliberaţi lent în sol, asigurând astfel fertilizarea pe durata unui an întreg, iar acţiunea lor de fertilizare nu este dependentă de valoarea pH-ului sau de cantitatea de precipitaţii. Fertilizatorii organici stimulează activitatea microbiologică din sol şi contribuie la ameliorarea condiţiilor din sol prin eliberarea azotului şi a altor elemente ce stimulează creşterea. Stimulatorii de creştere activează dezvoltarea rădăcinilor şi determină creşterea biomasei. Materialul suport (Fig. 23) este format din nisipuri silicoase şi permite o distribuţie omogenă a componentelor; de asemenea facilitează aplicarea mecanizată uniformă şi în majoritatea solurilor contribuie şi la o aeraţie mai bună.

Fig. 23. Imagine asupra structurii materialului support Fig. 24 Imagine asupra structurii de gel a TC Amestecat în sol sau ca substrat, Terracottem-ul conduce imediat la o îmbunătăţire a condiţiilor din sol prin creşterea aeraţiei şi prin stocarea apei şi a nutrienţilor. Apa este eliberată către plantă la cererea acesteia. Datorită proprietăţilor sale, folosirea Terracottem-ului conduce la o creştere mai rapidă a plantelor, precum şi la o dezvoltare puternică a masei radiculare. În stare uscată, Terracottem-ul se prezintă sub forma unui amestec de pulberi şi granule (mărimea maximă a particulelor este de 4 mm), cu o densitate de 1150 kg/m3. Prin umectare, capată aspect de gel şi îşi măreşte volumul de 10-15 ori (Fig. 24). II.3 EXPERIENŢE REALIZATE CU TERRACOTTEM

Experienţele realizate cu Terracotem au urmărit observarea influenţei acestor hidrogeluri asupra solului studiat, în vederea folosirii lui pe solurile drenate artificial. În acest scop s-au folosit recipiente din material plastic cu următoarele dimensiuni: diametru 10 cm, înălţime 10 cm, greutate 42,6g, în interiorul cărora s-a introdus acelaşi tip de sol prelevat în zona Eforie Sud-Tuzla. Aşezarea solurilor s-a realizat astfel încât să se păstreze succesiunea naturală a orizonturilor din teren, alegându-se următoarea succesiune: 1cm strat vegetal, 3 cm pentru orizontul Ame, 1cm pentru orizontul 2 (Bt), 1cm pentru orizontul 3 (x) şi 3 cm pentru orizontul 4 (C). Terracottem-ul s-a introdus pe toată grosimea stratului de sol. Cantitatea de Terracotem folosită este redusă proporţional (0,2g), ştiind că optimul ar fi de 100g/m2, dacă se împrăştie la suprafaţa terenului sau 500g/m3de sol dacă se amestecă în stratul activ de sol. II.4 REZULTATE OBŢINUTE Prin protocolul de măsurare s-au urmărit următoarele elemente:densitatea aparentă, timpii de trecere a apei prin cele 4 orizonturi şi viteza de înaintare a frontului; conductivitatea hidraulică; porozitatea solului în amestec cu TerraCottem;

În ceea ce priveşte conductivitatea hidraulică a solului, trebuie specificat că aceasta s-a calculat în stare modificată în amestec cu Terracottem. Conductivitatea hidraulică medie ponderată la saturaţie este egală cu 5,83·10-3 cm/s. Se constată o mărire a permeabilităţii solului de 10 ori, faţă de coductivitatea hidraulică în stare naturală a solului studiat care variază între 5,29·10-4 cm/s şi 4,83·10-4 cm/s (Fig. 26). Densitatea aparentă şi porozitatea în stare uscată a probei de sol amestecat cu TerraCottem sunt prezentate în Fig. 27 şi Fig. 28. Prin aplicarea TerraCottemului, solul şi-a mărit porozitatea cu până la 20% chiar şi în straturile care au conductivităţi hidraulice mici În afara stabilirii proprietăţilor fizice şi hidrice ale solului îmbunătăţit cu TerraCottem, am urmărit evoluţia creşterii biomasei plantelor cultivate. În acest sens, am însămânţat solul cu grâu, ştiind că solurile cu exces de umiditate, nu sunt potrivite pentru această cultură. Am constatat următoarele: îmbunătăţirea procesului de germinaţie a seminţelor; o scurtare a duratei de răsărire a plantelor cu 3 zile faţă de martor; creşterea procentului de germinaţie.

20

Curba conductivitate hidraulica-umiditate volumica

0

0,001

0,002

0,003

0,004

0,005

0,006

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

θ (cm3/cm3)K

(cm

/s) Fara TerraCottem

Cu TerraCottem

Fig. 26. Curba conductivitate hidraulică-umiditate volumică

Variaţia densităţii aparente pe profil

02468

10

0.7 0.9 1.1 1.3 1.5

ρ a(g/cm3)

z (c

m)

Cu TerraCottem Fara TerraCottem

Variaţia porozităţii pe profil

0

2

4

6

8

10

20 30 40 50 60

n(%)

z(cm

)Cu TerraCottem Fara TerraCottem

Fig. 27. Variaţia densităţii aparente pe profil Fig. 28. Variaţia porozităţii pe profil

05

101520

INALTIME(CM)

3 5 7 10

TIMP(ZILE)

Cu Terracottem

FaraTerracottem

Fig. 29. Rezultate privind creşterea plantelor Fig. 30. Dezvoltarea masei radiculare în pământ cu

TerraCottem De asemenea, s-a observat creşterea biomasei plantelor din vasele cu Terracottem (Fig. 29, Fig.30). Talia plantelor este de cca. 2 ori mai mare, iar densitatea plantelor este de cca. 2-5 ori mai mare. Totodată activarea dezvoltării rădăcinilor (lungimea masei radiculare este de aproximativ 4 ori mai mare faţă de proba martor – Fig 29, Fig. 30), conduce la mărirea porozităţii solului şi deci la un drenaj mai bun al solului (biodrenaj). În urma acestor rezultate destul de promiţătoare, am hotărât folosirea acestui material ca metodă de permeabilizare a solului din modelul fizic. CAPITOLUL III PROIECTAREA BAZEI EXPERIMENTALE DE DRENAJ

În acest capitol este prezentată proiectarea bazei materiale necesară studiului soluţiilor tehnice şi tehnologice de drenaj. Modelul fizic este proiectat pe baza criteriilor de similitudine. Direcţiile principale pe care s-a axat acest studiu sunt: realizarea instalaţiilor de măsurare, gestionarea acestora şi soluţiile tehnice adoptate. De asemenea este propus un protocol de măsurare în baza căruia se vor realiza experimentele şi se va analiza eficacitatea soluţiilor tehnice propuse. III.1 INTRODUCERE

Alegerea unui model fizic ca mijloc de investigare a mişcării apei într-un sol cu exces de umiditate derivă din avantajele pe care un astfel de mijloc de studiu îl are: dorinţa reproducerii cât mai exacte a realităţii, reducerea timpului de experimentare, reducerea suprafeţelor destinate studiului, micşorarea

21

cheltuielilor pentru montarea şi urmărirea experienţelor; verificarea soluţiilor matematice ale fenomenului studiat.

Obiectivul general al realizării modelului fizic îl constituie studiul mecanismului de mişcare al apei într-un sol saturat/nesaturat, considerând curgerea în sistem bidimensional, în prezenţa unui strat freatic superficial aflat sub influenţa drenajului. Obiectivele specifice sunt: studiul comportamentul hidrodinamic al sistemului sol - acvifer aflat sub influenta drenajului orizontal; îmbunătăţirea drenarii unui sol cu exces de umiditate; testarea şi verificarea modelelor matematice pe baza experimentelor realizate. III.1.1 MODEL FIZIC PENTRU STUDIUL DRENAJULUI ORIZONTAL

La proiectarea şi realizarea modelului fizic s-au avut avut in vedere urmatoarele direcţii: a) Stabilirea proprietatilor fizice ale solului în conditii naturale (Cap. I al Părţii a II-a) b) Stabilirea criteriilor de modelare fizică pentru realizarea modelului de drenaj c) Realizarea instalatiei de udare şi stabilirea parametrilor ploii artificiale d) Realizarea instalatiei de drenare e) Realizarea instalaţiei de măsurare a nivelului apei freatice f) Măsurarea sucţiunii g) Gestiunea electronica si informatica a sistemului

III.1.1.1 Stabilirea criteriilor de modelare fizică pentru realizarea modelului de drenaj In cazul drenajului interesează atât scurgerea din zona parţial saturată cât şi scurgerea din zona

saturată spre drenuri. a. Conform cercetărilor efectuate, scurgerea în zona parţial saturată e determinată de relaţia funcţională ce există între gradul de saturare cu apă, diferenţa de presiune dintre aer şi apă, precum şi permeabilitatea pentru aer şi apă. Scările de modelare pentru cazul scurgerii lichidelor prin medii poroase parţial saturate sunt:

Presiunea de intrare a aerului pe model: ia

CM P

PP = (ec. 36), unde: PC = presiunea capilară; Pia =

presiunea de intrare a aerului ce înlocuieşte lichidul (se determină măsurând sucţiunea); Indicele de distribuţie a mărimii porilor să fie acelaşi pe model (M) şi prototip (P) –natură;

( )( )C

MPM Pd

Kdlnln

== ηη (ec. 37), unde KM = permeabilitatea solului saturat (pe model);

Scara geometrică: Pia

gM L

PL ⋅=

ρ (ec. 38), unde LM şi LP = lungimea caracteristică pe model, respectiv

prototip; ρ = densitatea lichidului;

Scara timpului: ( )

Peia

PgM t

nPK

t ⋅⋅⋅

=μ

ρ 2

(ec. 39), unde KP = permeabilitatea solului saturat (în natură); μ =

vâscozitatea dinamică a lichidului; ne = porozitatea efectivă a solului;

Debitul specific pe model: PM qKg

q ⋅⋅⋅

=ρ

μ (ec. 40)

Volumul drenat pe model: (ec. 41) MMM tqV ⋅=

Permeabilitatea pe model: P

eM K

KK = (ec. 42), unde Ke = permeabilitatea efectivă (în regim nesaturat);

Gradul de saturare ce se referă la porii ocupaţi cu lichid mobil (drenabil): PM SS = (ec. 43) SM, SP = gradul de saturare pe model, respectiv natură; Porozitatea efectivă (drenabilă): (ec. 44) ePeM nn =Analizând variabilele scalate, rezultă modul de realizare a modelului zonei nesaturate. Valorile presiunilor de intrare a aerului pentru sol şi model se stabilesc pe diagramele de sucţiune. Pe model, citirile la tensiometre şi piezometre permit determinarea şi verificarea înălţimii scalate a franjului capilar. b. Condiţiile de similitudine în cazul modelelor fizice de drenaj (scurgere în mediul saturat).

22

Deoarece vitezele de scurgere prin soluri a apei, spre drenuri, sunt foarte mici, forţele de inerţie sunt neglijabile faţă de forţele gravitaţionale (Fg) şi forţele de frecare (Ff). Pentru ca similitudinea între model şi prototip (natură) să existe, ţinând cont de forţele preponderente menţionate, mai sus similitudinea dinamică impune ca rapoartele între forţele ce acţionează asupra particulelor de lichid pe prototip şi model să fie egale: ( )( )

( )( )

Mf

Pf

Mg

Pg

FF

FF

= (ec. 45), în care: gVgmFg ⋅⋅=⋅= ρ , AdndvFf ⋅⋅= νρ

m = masa lichidului; g = acceleraţia gravitaţională; ρ = densitatea lichidului; υ = vâscozitatea cinematică; v = viteza de mişcare; n = direcţia mişcării; A = suprafaţa de frecare. Notând cu S raportul de scară dintre elementul prototipului şi cel al modelului şi înlocuind în ecuaţiile de mai

sus, se obţine: ( )( ) gl

Mg

Pg SSSFF

⋅⋅= 3ρ (ec. 46) şi

( )( ) lvl

l

v

Mf

Pf SSSSSSS

SSFF

⋅⋅⋅=⋅⋅⋅= υρυρ2 (ec. 47)

Cum rapoartele între forţele ce acţionează asupra particulelor de lichid pe prototip şi model trebuie să fie

egale, rezută: (ec. 48) sau lvgl SSSSSSS ⋅⋅⋅=⋅⋅ υρρ3 12 =

⋅⋅

gl

v

SSSS υ (I) (ec. 49)

criteriu I de similitudine care este chiar raportul Froude-Reynolds: gl

vFr⋅⋅

= 2Reυ

Dacă se foloseşte acelaşi lichid pe model şi prototip iar experimentările se fac în apropierea prototipului

atunci: PM υυ = , , iar criteriul I de similitudine devine: PM gg = 22P

P

M

M

lv

lv

= şi , adică scara

vitezelor este egală cu scara lungimilor la pătrat şi

2lv SS =

2l

PM Slvv ⋅= ,

t

lv S

SS = şi

lt S

lS =

Pentru mediul poros dimensiunea caracteristică „l” este înlocuită cu diametru efectiv „d”, astfel că criteriul (I

– ec. 49) devine: 22PP

PP

PM

MM

dgv

dgv

⋅⋅

=⋅⋅ υυ

(ec. 50).

Modelul fizic poate fi realizat în două moduri: 1. folosind acelaşi mediu poros (sol) pe model cât şi în natură PM dd = şi deci coeficienţii de

permeabilitate PM K , iar viteza de scurgerii va fi : MK = M IKv ⋅= , PP IKv ⋅= (ec. 51) 2. folosind pe model alt mediu poros decât în natură (spre exemplu înlocuirea solului cu nisip) şi deci:

PM dd ≠

Criteriul de similitudine (II) pentru acelaşi lichid devine: 2

2

M

P

M

P

dd

vv

= , de unde (ec. 52) ( )2dv SS =

Permeabilităţile fiind diferite: MM

PP

M

P

IKIK

vv

⋅⋅

= (ec. 53). Coeficientul de filtraţie este determinat de relaţia

generală Kozeny-Hazen: în care „c” este o constantă şi scara permeabilităţii devine: 2dcK ⋅=

2

2

M

P

M

PK d

dKKS == (ec. 54). Scara debitelor este: 222

ldlvM

Pq SSSS

QQS ⋅=⋅== (ec. 55)

Scara timpului este: (ec. 56), unde Sn = scara porozităţilor. nvlt SSSS ⋅⋅= −1

Pentru modelul fizic de drenaj propus scările de modelare sunt:

Scara geometrică M

Pl L

LS = (ec. 57), distanţa între drenuri pe teren LP distanţa între drenuri pe model LM

= 6m (maximă); LM = 3m (minimă); rezultă că pe model distanţa LP ( determinată pe cale teoretică ţinând

23

cont de condiţiile naturale) poate fi redusă de n ori pentru cazul când pe model funcţionează un singur dren şi de m ori când modelul simulează funcţionarea a două linii de drenuri. Dacă se studiază adâncimea de pozare sau timpul de coborâre a nivelului freatic, adică parametrii mişcării pe

verticală, atunci scara geometrică de modelare este: M

Pl l

lS = (ec. 58), unde lP - adâncimea din teren a

drenurilor; lM - adâncimea pe model a drenurilor, Scara de modelare a solului Sd: diametru efectiv pentru solul de modelat, dP;diametru efectiv al solului din

model, dM: M

Pd d

dS = (ec. 59)

Scara vitezelor Sv: (ec. 60) 2dv SS =

Scara debitelor Sq: (ec. 61) 22ldq SSS ⋅=

Scara porozităţilor efective Sn: M

Pn n

nS = (ec. 62)

scara timpului St: (ec. 63) nvlt SSSS ⋅⋅= −1

Dacă la modelul fizic se foloseşte acelaşi mediu poros – solul, ca şi pe prototip (natură), probele de sol fiind însă tulburate, condiţiile ce trebuiesc realizate pe model şi prototip sunt:

1. din punct de vedere geometric modelul să fie similar cu prototipul:

PsMs DL

DL

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛, sau

( )( )Ps

MsPM D

DLI ⋅= (ec. 64)

L = lungimea caracteristică; Ds = volum de sol pe unitatea de suprafaţă. 2. greutatea volumetrică să fie aceeaşi pe model şi prototip: ( ) ( )PvMv γγ = (ec. 65) 3. umiditatea iniţială să fie aceeaşi pe model şi prototip: ( ) ( )PiMi WW = (ec. 66) 4. umiditatea la capacitatea de apă în câmp să fie aceeaşi pe model şi pe prototip. Această condiţie este

realizată întrucât folosirea de probe tulburate nu modifică structura solului. ( ) ( )PcMc CC = (ec. 67) În baza acestui studiu, modelul este alcătuit dintr-o cuvă din tabla galvanizată cu o faţă din sticlă de 10mm, montată pe un suport metalic având dimensiunile: 3000(L)x1000(H)x200(l) mm. (Fig.31, 32).

Tensiometre

Dren(PVC, D= 50 mm)

Piezometre

Simulator ploaie(tip picurator)

Nivel sol Tensiometre pentrucalibrare

Umidometru de profil

1.50 1.50

3.00

3.00

20

80

70

Vedere fata

Vedere jos

Com

3

Fig. 31. Schema modelului fizic

24

În cuvă s-a introdus un sol prelevat din zona Eforie Sud – Tuzla, păstrându-se profilul pedologic redus la scara modelului (cf. capitolului anterior). Caracteristicile acestui profil sunt prezentate în paragrafele destinate descrierii profilului pedologic. III.1.1.2 Realizarea instalaţiei de simulare a precipitaţiilor

La realizarea instalaţiei de simulare a precipitaţiilor trebuie să se ţină cont de următoarele reguli: alimentarea cu apă să se realizeze cu presiune constantă; posibilitatea măsurării cantităţii de apă intrată în sistem; administrarea unor cantităţi de precipitaţii care să conducă la crearea unui exces de apă în sol; posibilitatea administrării precipitaţiei cu intensităţi diferite.

Alimentarea cu apă se face direct din reţeaua de apă potabilă. Pentru a avea o presiune constantă, pe alimentare este montat un regulator de presiune (Fig 32). Măsurarea apei ce intră în instalaţia de simulare a precipitaţiei se face prin intermediul unui debitmetru. Excesul de apă apare atunci când intensitatea precipitaţiei depăşeşte capacitatea de infiltraţie a solului [69]. Pentru acest motiv instalaţia de simulare a precipitaţiilor proiectată este alcătuită din două linii de picurătoare tip Gardena a câte 10 picurătoare fiecare (Fig. 32). Un picurător poate distribui o cantitate de apă având un debit de 2l/h. In acest fel, se poate administra o precipitaţie cu un debit maxim de 40l/h, adică o intensitate maximă de aproximativ 66,7 mm/h. Pentru aplicarea de precipitaţii cu intensităţi diferite, instalaţia este astfel realizată încât cele două linii de picurătoare să poată funcţiona independent. Fiecare linie are un robinet de închidere. În acest fel se pot administra precipitaţii cu 40l/h şi 20l/h.

Sistem de achiziţie a măsurătorilor tensiometrice

Tablou piezometric

Dren riflat

Alimentare

Regulator de presiune

Simulator de ploaie

PC

Umidometru

Profil de sol

Sistem de achiziţionare a

umidităţii solului

Dren spirala

Fig. 32. Model fizic de drenaj (foto autor)

III.1.1.3 Realizarea instalaţiei de drenare In partea inferioară a cuvei, la aproximativ 70cm de suprafaţa solului sunt prevăzute două drenuri

orizontale. Unul dintre drenuri este din PVC riflat celălalt este un dren tip ”tub spirală” –Fig. 35. Drenurile sunt înfiletate în peretele frontal al cuvei şi sunt protejate cu un manşon din PVC (Fig. 32). Drenurile sunt prevăzute cu un filtru subţire din geotextil. Drenurile se fixează la 50 mm atât faţă de fundul cuvei cât şi de peretele lateral (Fig. 32), pentru a reduce cât mai mult influenţa condiţiilor de margine (infiltraţii pe lângă pereţii cuvei). Cele două drenuri permit obţinerea pe model a distanţei între drenuri de 6m şi respectiv 3m, după cum va funcţiona un dren sau două drenuri. Drenurile vor fi prevăzute cu robinete pentru reglarea regimului de funcţionare al modelului (Fig. 32).

Fig. 35 Dren riflat (stânga), Dren spirală (dreapta)

Caracteristicile drenurilor sunt: dren PVC riflat: diametru 50mm, orificiile au diametru 5mm, suprafaţa de intrare 1 cm2/10 cm lungime de dren (10cm2/ml); dren spirală: diametru 50mm, pas spirală 5mm. În ceea ce priveşte soluţiile de pozare a drenurilor s-au urmărit două variante: prima variantă urmăreşte tehnologia de pozare a drenurilor fără tranşee; în acest caz, cele două drenuri se vor poza la adâncimea de

25

aproximativ 70 de cm faţă de nivelul terenului, direct în pământ. La scară reală adâncimea de pozare ar fi de 1,50m; cea de a doua variantă urmăreşte tehnologia drenajului cârtiţă; aceasta va fi utilizată în două variante: utilizarea unei coloane filtrante din nisip în combinaţie cu drenul din pvc riflat; utilizarea unei coloane filtrante realizate dintr-un amestec de pământ şi hidrogeluri(TC) în combinaţie cu drenul tip tub spirală. III.1.1.4 Realizarea instalaţiei de măsurare a nivelului apei freatice Pe fundul cuvei, din 10 în 10 cm, sunt prevăzute prize piezometrice protejate de un geotextil. Au rezultat 58 de prize piezometrice. Aceste prize sunt puse în legătură prin tuburi capilare din PVC la un tablou piezometric (Fig. 32). Citirile la tabloul piezometric permit: stabilirea formei curbei de depresie şi a poziţiei ei; stabilirea criteriului de drenaj dat de raportul q/h. III.1.1.5 Realizarea instalaţiei de măsurare a sucţiunii vs. umiditate Pentru realizarea măsurătorilor concomitente de presiune şi umiditate în vederea stabilirii relaţiei presiune-umiditate volumică, h(θ) trebuie ca modelul să fie echipat cu două categorii de instrumente şi anume: tensiometre şi umidometre. Modelul este echipat cu un set de 8 tensiometre (SKT 850T) (Fig 36) cu traductori de presiune SKM 850 (Fig. 36–dreapta), introduse prin peretele din spate al cuvei şi dispuse în trei secţiuni verticale ale modelului, la distanţe egale (70cm distanta între ele).

Dop siliconic

Tub tensiometric

Colier

Senzor de presiune

Şurub de prindere

Cupă ceramică

Caracteristici dimensionale

Cablu

Protecţie

Corp PVC

Dop neopren

Tub tensiometricIeşire 2

Ieşire 1 pentru măsurarea

depresiunii din tubul tensiometric

Fig. 36 Tensiometre SKT 850T (SDEC Franţa) cu traductori de presiune SKM 850

Cele 8 tensiometre echipate cu captori de presiune vor fi cuplate la o cutie centrală de achiziţie a datelor (sistem de achiziţie cu două module SCXI-121 - National Instruments) ce este conectată la un computer (Fig. 32). Astfel valorile sucţiunii la un moment dat şi în orice punct al modelului pot fi citite şi se poate determina histerezisul drenare-umectare. Tubul tensiometric poate măsură presiuni totale ce variază în gama ±1bar. Standul este echipat şi cu 6 sonde Watermark de măsurare a umidităţii pe profil şi o sondă de măsurare a temperaturii solului, sonde cuplate la un Monitor Watermark de înregistrare a datelor automat. Acest monitor poate fi conectat la un calculator.

Fig. 38 Sonde Watermark de măsurare a umidităţii pe profil Monitor Watermark

III.1.1.6 Gestiunea electronica şi informatică a sistemului Cel mai important element al bazei experimentale îl reprezintă modul de gestionare. Datorită instrumentelor de măsură folosite în acest studiu, gestionarea automată a sistemului s-a realizat prin două categorii de aplicaţii: gestionarea umidometrelor se face prin intermediul sistemului furnizat de producător: programul WaterGraph Software prin care datele din fişierele înregistrate automat pot fi vizualizate într-un Grafic Excel;

26

gestionarea tensiometrelor se realizează prin intermediul sistemului de măsură NATIONAL INSTRUMENTS şi platforma LabView.

Sistemul de măsură NATIONAL INSTRUMENTS are o arhiectură deschisă, bazată pe echipamente de măsură modulată. Din acest motiv, sistemul permite dezvoltarea sa ulterioară prin adăugarea unui număr suplimentar de canale de măsură, în funcţie de tipul de semnal. În acelaşi timp sistemul se poate utiliza pentru o gama mai largă de aplicaţii de monitorizare şi control, inclusiv analiză de semnal.

Soluţia aleasă se bazează pe utilizarea de hardware şi software, conceput pentru mediul universitar. La aceasta s-au adăugat elementele de condiţionare de semnal în funcţie de particularităţile şi specificul aplicaţiilor efectuate în cadrul laboratorului. Sistemul computerizat de măsură, poate să asigure măsurarea, afişarea în timp real (grafic şi/sau tabelar) precum şi înregistrarea pe disc a mărimilor fizice preluate de la traductori.

Fig. 40. Schema pentru înregistrarea automată a datelor

Fig. 41. Panel de înregistrare a tensiunilor

Sistemul poate achiziţiona semnale provenite de la cele 8 traductoare de presiune cu ieşire în semnal unificat în curent sau tensiune; frecvenţa de achiziţionare a semnalelor poate atinge 1000 măsurători / secundă; Sistemul de măsură, control şi achiziţie a datelor este gestionat de o serie de programe concepute şi realizate în acest sens pe platforma LabVIEW de la NATIONAL INSTRUMENTS. În vederea achiziţionării datelor, am realizat o aplicaţie pe platforma LabVIEW, denumită Achiziţie, a cărui schemă de principiu este prezentată în Fig. 40. Tensiunea înregistrată de cele opt traductoare de presiune este transformată din mV în unităţi de presiune (hPa) prin intermediul a opt ecuaţii determinate pentru fiecare tensiometru în parte. Valorile sunt înregistrate într-un fişier text. Panelul de înregistare este prezentat în Fig. 41. Programul în LabView este realizat de asemenea manieră încât pe panelul de înregistrare să se poată urmări şi graficul variaţiei în timp a valorii presiunii. În vederea stabilirii ecuaţiei tensiune-presiune, s-a realizat calibrarea fiecărui senzor în parte.

27

Operaţia de calibrare a necesitat realizarea unei instalaţii fără a se aduce modificări tensiometrelor. Această instalaţie este compusă din următoarele elemente principale (Fig. 42): ansamblu tensiometru-traductor de presiune; capsula ceramică a fost izolată de restul tensiometrului prin obturarea tubului cu o clemă şi astuparea capsulei cu un capişon; dopul siliconic a fost înlocuit cu un tub de legătură care la partea superioară are un vacuumetru pentru măsurarea presiunilor negative şi o priză către tubul de legătură la pompa de vacuum. Instalaţia de vacuumare; aceasta este alcătuită dintr-o pompă de vid legată legată la instalaţia de alimentare cu apă; Sistem de achiziţie: compus din placă de achiziţie tip SCXI şi program pentru achiziţionarea datelor în LabView – Calibrare senzor (Fig. 43). Astfel, presiunea se înregistrează automat într-un fişier EXCEL, prin medierea a 1000 de valori înregistrate.

Vaccumetru

Tensiometru

Traductor presiune SKM

Clemă

Pompă de vid

Tub de legătură la pompa de vacuum

Sistem de achiziţie

Cablu

Tub de legăturăla vacuumetru

Fig. 42. Instalaţie pentru determinarea ecuaţiei tensiune-presiune Fig. 43. Panel pentru înregistrarea

tensiunilor Ecuaţiile tensiune-presiune pentru fiecare senzor în parte s-au realizat prin aplicarea de presiuni negative succesive din 50 în 50 hPa până la -600-700hPa (Fig. 44). Aceste ecuaţii au fost comparate cu ecuaţiile determinate pe baza valorilor furnizate de furnizor.

Senzor 8571133

y = 508.61x + 54.802R2 = 0.9985

-800

-600

-400

-200

0-1.4 -1.2 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0

Tensiune (mV)

Pres

iune

(hPa

)

Presiune-Tensiune Linear (Presiune-Tensiune)

Senzor 8571134

y = 517.63x + 63.202R2 = 0.9988

-800

-600

-400

-200

0-1.4 -1.2 -1 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0

Tensiune (mV)

Pres

iune

(hPa

)

Presiune-Tensiune Linear (Presiune-Tensiune) Fig. 44 Stabilirea ecuatiei tensiune-presiune

Se constată că ecuaţiile tensiune-presiune sunt descrise de ecuaţiile unor drepte a căror coeficienţi de corelaţie pe grafic sunt aproximativ egali cu 1 (Fig. 44). III.2 PROTOCOL EXPERIMENTAL

In vederea stabilirii funcţionarii drenajului, se va ţine cont de următoarele metodologii [122]: a) Pământul se usucă şi se aduce la dimensiuni de Φ<10mm. b) Introducerea şi compactarea probelor în model se face în straturi succesive de 20-30cm grosime. c) Pentru omogenizare şi priză între straturi, se striază suprafaţa compactată înaintea introducerii solului

pentru un nou strat d) Se va evita aşternerea pe fundul cuvei a unui strat filtrant de nisip şi pietriş întrucât acesta va modifica

condiţiile curgerii apei spre dren In ceea ce priveşte protocolul experimental se va proceda astfel: a) la momentul iniţial standul va funcţiona ca un permeametru;

• solul din model se aduce la saturaţie prin aplicarea unui volum constant de apă; • se verifica funcţionarea piezometrelor prin eliminarea aerului de pe tuburi, debranşându-se de la

tabloul piezometric;

28

• se măsoară, la un pas de timp stabilit, volumul de apă ce tranzitează tuburile piezometrice; în momentul când se obţine acelaşi volum de apă în intervalul de timp prestabilit, tuburile se branşează la tabloul piezometric;

• se aşteaptă până când nivelul se stabilizează şi se va face prima măsurătoare de nivel piezometric; • se măsoară presiunea furnizată de tensiometre; • se măsoară timpul de umectare al fiecărui strat.

b) determinarea volumului de apă drenat prin intermediul tubului de pvc riflat: • se măsoară timpul de la momentul începerii ploii până în momentul începerii funcţionării drenului; • se măsoară debitul drenat la intervale de timp diferite (5min, 15, 30min); • se citesc piezometrele la fiecare măsuratoare de debit; • se măsoară presiunea la tensiometre, la fiecare măsuratoare de debit.

c) determinarea volumului de apă drenat prin intermediul tubului spiralat; d) determinarea volumului de apă drenat când funcţionează ambele drenuri concomitent; e) scoaterea pământului de deasupra drenului riflat şi înlocuirea lui cu o coloană filtrantă de nisip; f) scoaterea pământului de deasupra drenului tip spirală şi înlocuirea lui cu pământ amestecat cu

TerraCottem; TerraCottem-ul este introdus cu scopul măririi porozităţii şi îmbunătăţirii eficacităţii drenajului.

La punctele c, d, e, şi f se vor face aceleaşi determinări ca la punctul b). III.3 CONCLUZII

Modelul prezentat permite măsurarea şi determinarea parametrilor scurgerii nu numai în zona saturată ci şi în zona nesaturată, apa drenată din această zonă jucând un rol important în procesele ce au loc în sol. Această zonă a fost neglijată în general în ipotezele de calcul ale drenajului, considerându-se doar fluxul de apă situat între stratul impermeabil şi suprafaţa pânzei freatice, deci numai curgerea în mediu saturat. CAPITOLUL IV REZULTATE OBŢINUTE PE MODELUL FIZIC

În acest capitol sunt prezentate rezultatele cercetărilor realizate pe modelul fizic de drenaj, la scara profilului de sol pentru a verifica experimental atât cunoştinţele teoretice şi principalele rezultate obţinute pe eşantioane în capitolele precedente cât şi pentru a servi ca bază în realizarea simulărilor numerice viitoare. Scopul cercetărilor realizate pe modelul fizic constă în studierea proceselor hidraulice caracteristice funcţionării drenajului superficial al terenurilor, precum şi cunoaşterea şi însuşirea tehnicilor existente şi introducerea şi cercetarea de tehnici noi de drenaj superficial al terenurilor având diferite folosinţe. VI.1.CARACTERISTICILE SOLULUI INTRODUS ÎN MODELUL FIZIC DE DRENAJ

Volumul de sol (Vs = 0.45m3) introdus în modelul fizic de simulare a drenajului superficial al terenurilor, realizat în laborator la scara 1:2 (conform criteriilor de similitudine adoptate - vezi paragraph § III.1.1), are următoarele caracteristici iniţiale prezentate sumar în Tabel nr. . Modalitatea de introducere a solului în macheta de simulare a drenajului a fost prezentată amănunţit în paragraful § III.2. Pentru controlul compactării solului, pe peretele interior al standului au fost montaţi reperi de nivel, încercându-se realizarea greutăţii volumetrice impuse. Profilul de sol ales fiind stratificat, grosimea fiecărui orizont de sol introdus în model respectă scara modelului şi criteriile de similitudine adoptate. Tot în tabelul de mai sus este determinată şi umiditatea volumică medie ponderată pe profilul de sol considerat. Tabel nr. 11. Caracteristici iniţiale ale solului din modelul fizic de drenaj

Caracteristici stand drenaj

Volum sol Umiditate iniţială Volum

apă Cond.

hidr. sat. Strat (Orizont) L(m) l(m) h(m) Vs(m3) masică(%) volumică(%) Vw(m3) Ks(cm/s)

0 (vegetal) 3 0.2 0.05 0.03 6.29 10 0.003 I (LAP) 3 0.2 0.25 0.15 12 21 0.0315 0.000529 II (LP) 3 0.2 0.1 0.06 11.04 18 0.0108 III (PL) 3 0.2 0.2 0.12 9.52 17.99 0.0216 0.000483

IV (LAP) 3 0.2 0.15 0.09 7.5 12 0.0108 Total 0.75 0.45 0.0777

Umiditate vol. medie θi = 17.26% În ceea ce priveşte porozitatea solului din macheta de simulare a drenajului, putem determina o porozitate medie pe profilul de sol(Tabel nr. 12), cunoscând porozitatea fiecărui orizont în parte.

29

Tabel nr. 12 Porozitatea iniţială a solului din modelul fizic de drenaj Volum

sol Porozitate iniţială Volum pori Strat (Orizont) Vs(m3) n(%) n(cm3/cm3) Vg(cm3)

0 0.03 36.4 0.364 10.92 I 0.15 30.55 0.3055 45.825 II 0.06 38.49 0.3849 23.094 III 0.12 29.48 0.2948 35.376 IV 0.09 38.93 0.3893 35.037

Total 0.45 150.252 Porozitate

medie ni=33.39% IV.2. STUDIU EXPERIMENTAL ÎN REGIM NEDRENAT – CURGERE LIBERĂ

Scopul acestui experiment este de a stabili câteva elemente importante şi anume: timpul de umectare al fiecarui strat în vederea stabilirii conductivităţii hidraulice în regim variabil saturat, modul de formare a stratului de apă la suprafaţa solului, stabilirea momentului când are loc saturarea solului. Pentru a realiza acest experiment s-au debranşat piezometrele de la tabloul piezometric astfel încât, la bază, să avem o curgere liberă. La suprafaţă s-a administrat o cantitate de apă cunoscută. Condiţiile experimentale în care s-au determinat conductivităţile sunt descrise schematic în Fig. 45. Trebuie precizat că în timpul acestui experiment cele două drenuri nu funcţionează.

limită orizont

poziţia suprafeţei libere a apei

ΔHi=bi qi

Curgere liberă

Flux impus

Flux nul Flux nul

40

20

0 00

5

10

15

20

25

30

35

40

45

17:06:00 19:36:00 02:30:00 13:38:00

timp (ore)

inte

nsita

te (l

/h)

Fig. 45. Schematizarea condiţiilor experimentale pentru determinarea conductivităţii Fig. 46. Flux

impus de intensitate variabilă Fluxul impus este realizat prin aplicarea unei precipitaţii cu intensităţi diferite, variaţia fiind prezentată în Fig. 46. La începutul experimentului (ora 17:06) s-a folosit o precipitaţie cu o intensitate 40l/h, ceea ce înseamnă că cele două linii de picurătoare sunt în funcţiune. După două ore şi jumătate intensitatea s-a redus la jumătate şi s-a păstrat această intensitate până la ora 2:00 (Fig. 46). După această oră, fluxul s-a redus la zero şi nu s-a mai administrat apă până la sfârşitul experimentului, care a durat 20 de ore şi jumătate. În concluzie, volumul total de apă introdus de la începutul experimentului până la oprirea alimentării cu apă este de 220l. Pe parcursul acestui experiment s-a înregistrat timpul necesar apei să străbată un orizont şi să ajungă în celălalt. Din punct de vedere fizic, acest lucru înseamnă că în momentul când apa reuşeşte să treacă de un orizont, solul din orizontul respectiv a ajuns la capacitatea pentru apă în câmp, iar apa în surplus este cedată orizontului următor. Valorile înregistrate sunt prezentate în Tabelul nr. 13. IV.2.1.Rezultate privind conductivitatea hidraulică a solului din modelul fizic de drenaj

Permeabilitatea pentru apă a solului este proprietatea hidrofizică a solului de a absorbi şi apoi a filtra apa, cuprinzând deci, atât procesul de infiltraţie cât şi cel de filtraţie. Stabilizarea infiltraţiei apei în sol are loc atunci când solul este saturat cu apă, moment în care începe procesul de filtraţie, adică de mişcare a apei în mediul saturat, conform legii lui Darcy.

Datorită condiţiilor de stratificaţie a solurilor (anizotropie) se disting: conductivitatea hidraulică vericală, Kv ; conductivitatea hidraulică orizontală, Kh. Anizotropia apare, în principal, datorită segregării şi compactării neuniforme a particulelor de sol, lucru care afectează de obicei porozitatea sau densitatea aparentă. Cunoaşterea conductivităţii hidraulice verticale, permite determinarea vitezei de coborâre a nivelului freatic astfel încât, să asigure timpul admisibil de evacuare a apei în exces din stratul radicular al

30

profilului de sol. Conductivitatea hidraulică orizontală este luată în considerare la determinarea distanţei dintre liniile de drenuri orizontale, în special, acolo unde stratificaţia solului este importantă. De remarcat că, întotdeauna KV <KH.

În cazul curgerii radiale către drenuri, se consideră o valoare echivalentă, K, care este adesea calculată ca medie geometrică sau logaritmică a lui KH şi KV : VH KKK ⋅= (ec. 69)

Valoarea conductivităţii unui profil de sol poate prezenta variabilitate spaţială. Nu numai că diferite straturi de sol pot avea conductivităţi hidraulice diferite, dar, chiar şi într-un strat de sol, conductivitatea hidraulică poate varia.

IV.2.1.1 Determinarea conductivităţii hidraulice echivalente, pe direcţie verticală

Pe direcţie verticală, este aplicată legea Darcy succesiv pentru fiecare orizont în parte. Debitul specific infiltrat (fluxul de apă vertical) va fi calculat folosind pierderea de sarcină hidraulică din centrul fiecărei secţiuni orizontale ce separă orizonturile profilului de sol din standul de drenaj (Fig. 47). Primul orizont este caracterizat de sarcina hidraulică HB, de la limita de sus, respective HC de la limita de jos a stratului. Grosimea orizontului prin care curge apa este b0=5cm. Gradientul hidraulic este:

0bHH

LHi BC −

=ΔΔ

= (ec. 70)

Debitul specific este obţinut folosind legea Darcy:

000 b

HHKq BC −

⋅−= (ec. 71)

Se utilizează această ecuaţie pentru cele 4 orizonturi ale profilului de sol din macheta de drenaj. Pentru un profil echivalent de sol, debitul specific este:

43210 bbbbbHH

Kq BG

++++−

⋅−= (ec. 76)

B

q

b1b2

b3b4

HA

HD

HE

HF

q1

q2

q3

q4

stratapã

profilsol

K1

K2

K3

K4

b0 q0

HB

HC

HG

Fig. 47. Schematizarea modului de calcul al conductivităţii hidraulice pe verticală

De notat faptul că apa provenită din precipitaţii se infiltrează succesiv de la stratul vegetal spre orizontul de jos. Sub presupunerea că nivelul de apă superficial de la suprafaţa solului este menţinut constant în timp (regim permanent), debitele specifice infiltrate prin fiecare strat în parte devin egale:

43210 qqqqq ==== (ec. 77) Acest lucru poate fi scris şi sub forma:

4

4

3

3

2

2

1

1

0

043210

Kb

HH

Kb

HH

Kb

HH

Kb

HH

Kb

HH

Kbbbbb

HH FGEFDECDBCBG −+

−+

−+

−+

−=

++++−

(ec. 78)

Folosind teorema proporţiilor, relaţia de mai sus poate fi scrisă astfel:

31

4

4

3

3

2

2

1

1

0

43210

)()()()()(

Kb

Kb

Kb

Kb

Kb

HHHHHHHHHH

Kbbbbb

HHo

FGEFDECDBCBG

++++

−+−+−+−+−=

++++−

(ec. 79)

Numărătorul de la termenul din dreapta este de fapt: BG HH − Simplificând expresia de mai sus, se obţine următoarea relaţie:

4

4

3

3

2

2

1

1

0

043210

Kb

Kb

Kb

Kb

Kb

Kbbbbb

++++=++++

(ec. 80)

Generalizând, rezultă următoarea relaţie: ∑∑

=

= =n

i i

i

n

ii

Kb

K

b

0

0 , dar , unde B - grosimea profilului de

sol. Astfel, conductivitatea hidraulică, pe direcţie verticală, a solului din macheta de drenaj este:

Bbn

ii =∑

=0

∑=

= n

i i

iV

Kb

BK

0

(ec. 81)

Valorile calculate ale acestei conductivităţi sunt prezentate în Tabel nr. . IV.2.1.2 Determinarea conductivităţii hidraulice echivalente, pe direcţie orizontală

Se consideră HΔ pierderea de sarcină hidraulică pe distanţa orizontală, L, a modelului fizic de drenaj. Făcând presupunerea că densitatea solului este constantă, debitul Q pentru o grosime unitară a întregului sistem, reprezintă suma debitelor din fiecare strat individual. Aplicând legea Darcy pentru fiecare strat în parte (Fig. 48), debitul corespunzător este:

LHbK

LHAKQ Δ

⋅⋅⋅−=Δ

⋅⋅−= 100000 (ec. 81),

ecuaţie ce se aplică pentru toate cele 4 orizonturi.

b1b2

b3b4

B

ΔH

Q1

Q2

Q3

Q4

profilsol

K1

K2

K3

K4

b0 Q0

Q Q

L

K0 apã

apã

Fig. 48. Schematizarea modului de calcul al conductivităţii pe orizontală

Debitul total este: LHbbbbbK

LHAKQ Δ

⋅⋅++++⋅−=Δ

⋅⋅−= 1)( 43210 (ec. 86)

Egalând cele două expresii, se obţine: 443322110043210 )( bKbKbKbKbKbbbbbK ++++=++++⋅− (ec. 87)

Dar unde B - grosimea profilului de sol. Bbn

ii =∑

=0

Generalizând, rezultă următoarea relaţie pentru conductivitatea hidraulică echivalentă, pe direcţie orizontală:

32

BK i

H== 0 (ec. 88)

Valorile sunt prezentate în tabelul următor (Tabel nr. 13).

bK ii∑ ⋅n

După modul de determinare, conductivitatea hidraulică este corespunzătoare capacităţii pentru apă în câmp. Raportul de anisotropie (α=1-majore între conductivitatea hidraulică pe direcţie orizontală şi conductivitatea hidraulică pe direcţie

100) este foarte redus în acest caz, putând considera că nu există diferenţe

verticală:

35,11092,3 4⋅ −

VKPutem să determinăm astfel o conductivitate hidraulică echivalentă (K) pe întreg profilul de sol considerat:

1031,5 4

=⋅

==−

HKα (ec. 89)

scmKKK VH /1056,4 (ec. 90) Conductivitatea hidraulică pe verticală obţinută pe model este aproximativ egală cu cea obţinută pe

4−⋅=⋅=

eşantioane (ex. 10-4cm/s), reuşind astfel să realizez pe m con eale . Pot afirma că am păstrat ţie al condu şi pe întreg profilul soluluTabel nr. 13 Valorile vitezei de înaintare a frontu m co ile hidraulice ale solului

Timp (s) Grosime str ol umiditate

Gradient hidraulic Co r.

odel

lui de u

diţiile ri.

iditate şi

din teren

nductivităţmodul de varia ctivităţii

at s

Viteza front nd. hid

Strat (Orizont)

b i=dh/dl K ( /s) ti (h) tf (h) Δt(s) (cm) v(cm/s) 10 cm-4

0 17:06 17:16 600 5 0.0083 0.1 8,33 I 17:16 18:20 3840 25 0.00651 0.1 6,51 II 18:20 18:42 1320 10 0.00757 0.1 7,57 III 18:42 19:53 4260 20 0.1 4,69 0.00469 IV 19:53 22:25 9120 15 0.00164 0.1 1,64

Total 19140 75 0.00392 0.1 3.92

∑=

= n

i i

iV

Kb

BK

0

= 3,92*10-4(cm/s)

B

bKK i

ii

H

∑=

⋅= 0 = 5,31* -4

n

10 (cm/s)

IV.2.2. Rezultate privind formarea excesului de apă Excesul de umiditate s-a pus în evidenţă prin formarea unui strat de apă la suprafaţa solului. Pe

parcursul experimentului s-a urmărit variaţia în timp a acestui strat.

oprirea alimentăriireducerea

intensităţii ploii la 1/2

4

6

8

10

12

14

înălţim

e apă

la s

upra

faţă

(cm

)

h(t)

2

13:3817:06

000:00 02:24 04:48 07:12 09:36 12:00 14:24 16:48 19:12 21:36

timp cumulat (h)

Fig. 49. Variaţia în timp a stratului de apă acumulat la suprafaţa solului

33

Aşa cum se poate observa şi din figura de mai sus (Fig. 49), după 10 minute de la aplicarea precipitaţiei cu intensitate de 40 l/h, la suprafaţa solului se formează apă în exces, ca urmare a faptului că orizontul notat cu I, având caracteristicile unui orizont de argiloiluviere, cu conductivitate mică (Tabel nr.13), împiedică pătrunderea apei în orizontul următor.În momentul reducerii intensităţii ploii la jumătate (33,3mm/h) înălţimea apei a ajuns la 8 cm. La oprirea alimentării apei, valoarea stratului de apă format la suprafaţă era de

atul de apă a rămas la valori ridicate (peste 6 cm) aproxim

turării solului Pe parcursul experimentului, tuburile piezometrice fiind debranşate, s-a putut urmări atât timpul

necesar apei să ajungă de la suprafaţă până la baza profilului, dar şi volumul de apă ce tranzitează solul. În momentul când se colectează de pe piezometre acelaşi volum de apă, în acelaşi interval de timp, se consideră că solul din model a ajuns la saturare.

aproximativ 12cm. Chiar după oprirea alimentării, strativ trei ore. Ceea ce înseamnă că acest orizont cedează greu apa, fapt pus în evidenţă şi de

conductivitatea hidraulică. Vitezele calculate pe orizonturile I, III şi IV sunt cele mai mici (Tabel nr. 13). Acest rezultat vine să confirme concluziile la care am ajuns în urma studiului realizat pe probe de sol. IV.2.3. Rezultate privind stabilirea sa

regim de curgere stabilizat 09:0001:10

apariţia apei pe piezometre

22:25

20

25

30

35

40

vol.

cole

ctat

(cm

3 )

V(t)

15

1000:00 01:12 02:24 03:36 04:48 06:00 07:12 08:24 09:36 10:48 12:00

timp cumulat (h) Fig. 50 Stabilirea momentului saturării solului Fig. 51. Înălţimea piezometrică la sfârşitul experimentului În figura de mai sus (Fig. 50) este reprezentat volumul total ce tranzitează solul şi care este colectat prin piezometrele în timpul experimentului. După aproximativ cinci ore şi 20 de minute de la începutul experimentului a apărut apă în piezometre. Acesta este timpul total în care apa ajunge de la suprafaţă la baza profilului. După încă aproximativ trei ore curgerea intră într-un regim uniform, în sensul că se înregistrează aproximativ aceleaşi volume colectate pe piezometre. Consider că aproximativ la ora 1:10, deci la opt ore de

e. La sfârşitul experimentului am branşat piez

ele Watermark şi tensiometrele SDEC introduse la diferite adâncimi pe model. Amintim, că tensiometrele T1-T4 sunt introduse aproximativ la mijlocul orizontului I (Fig. 52) ce are o grosime totală de 25 cm, adică la aproximativ 15 cm faţă de suprafaţă (ţinând cont şi de grosimea orizontului vegetal).Tensiometrele T5-T8 sunt introduse la 40 cm faţă de suprafaţa solului, înregistrând valorile de presiune din orizontul III.

la începutul experimentului, solul a început să se saturezometrele la tabloul piezometric. Înălţimea citită pe tablou este de aproximativ 60-65 cm (Fig. 51). Ţinând

cont că înălţimea profilului de sol introdus în model este de 75 cm, considerăm că la această valoare a înălţimii piezometrice, solul este saturat. IV.3. STUDIU EXPERIMENTAL ÎN REGIM DE DRENAJ

Pentru determinarea umidităţii s-au folosit umidometr

T1

T5

T4

T8

Fig. 52. Poziţionarea tensiometrelor pe model Fig. 53. Panelul de achiziţie a datelor tensiometrice

34

În Fig. 53 şi Fig. 54 sunt prezentate: interfaţa de înregistrare a datelor tensiometrice (conform programului Achiziţie descris în cap III.3.1.6), respectiv o reprezentare în Excel a variaţiei temporale a potenţialului total înregistrat de tensiometre. Trebuie precizat că episodul pluvial (flux impus la partea superioară) a durat o oră şi a avut o intensitate de 20l/h. Durata totală a experimentului a fost de aproximativ 12 ore. Funcţiona drenul riflat.

-100

-80

-60

-40

-20

0

20

23.08.2010 09:36

23.08.2010 12:00

23.08.2010 14:24

23.08.2010 16:48

23.08.2010 19:12

23.08.2010 21:36

24.08.2010 00:00

24.08.2010 02:24

timp (ore)

h (c

m) h(t):T1-T4

h(t):T5-8

-120

-160

-140

Fig. 54. Înregistrarea variaţiei în timp a presiunilor la tensiometrele montate în sol

Analizând graficul prezentat în Fig. 54, putem să precizăm următoarele: potenţialul total creşte rapid de la -132-142 cm la 0, deci solul ajunge rapid (în aproximativ 20 minute) de la capacitatea pentru apă în câmp la capacitatea de saturaţie; după ce ajunge la saturaţie, potenţialul total creşte până când înregistrează un maxim de +12cm pentru teniometrele T1-T4, respectiv 2cm pentru tensiometrele T5-T8; în perioada de 55 de minute (între potenţial total zero şi potenţial maxim de +12cm), datorită faptului că solul din orizontul I are o umiditate ce depăşeşte capacitatea la saturaţie se formează la suprafaţa solului un strat de apă ce va ajunge în final la aproximativ 3 cm; la formarea excesului de apă la suprafaţă contribuie şi orizontul III; după întreruperea ploii (13:10 – 15:40, adică două ore şi douăzeci de minute), variaţia potenţialului va fi extrem de mică, de aproximativ 6cm pentru tensiometrele T1-T4; aceasta presupune că în acest timp pelicula de apă stagnantă de la suprafaţă nu a fost total eliminată; abia la aproximativ 4 ore (pentru tensiometrele T1-T4) de la începutul experimentului apa de la suprafaţă a fost eliminată, tensiometrele înregistrând aproximativ valoarea 0 şi începe curba de „secare”, când umiditatea scade sub capacitatea la saturaţie; pentru tensiometrele T5-T8, curba de secare începe mai devreme la aproximativ 1:35 de la începerea experimentului. Concluzionăm că şi pe modelul fizic, comportamenul hidrodinamic al orizontului I (Bt), este cel presupus, adică reţine apă şi determină formarea unei pelicule de apă la suprafaţă, a cărui eliminare durează foarte mult. Măsurătorile tensiometrice realizate pe modelul fizic de drenaj au permis stabilirea umidităţii solului pe profil. Experimentul a fost realizat şi în umidificare şi în drenare, ceea ce a condus la apariţia fenomenului de histerezis (la aceeaşi umiditate, valorile potenţialului sunt mai mari în drenare decât în umectare-Fig. 55)

Caracteristica umidităţii pe modelul fizic de drenajθ(h)

0.001

0.01

0.1

1

10

100

1000

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

Umiditate volumică θ(cm3/cm3)

Sucţiu

ne |h

|(cm

)

Tensiometre 1,2,3,4Tensiometre 5,6,7,8

Caracteristica umidităţii solului-efectul hysterezis-

0.0015 0.4 0.45 0.5 0.55

0.01

0.1

1

10

100

1000

0.6

Sucţiu

ne|h

| (cm

)

umectaredrenare

0.3 0.3

Umiditate volumetrică(cm3/cm3)

Fig. 55 Curba caracteristică a umidităţii solului - efectul histerezis

IV.3.1. Rezultate privind debitele evacuate de drenurile propuse

licată, timp de o oră, cu ajutorul instalaţiei de simular

astfel să se determine eficienţa sistemului de drenaj propus.

În urma măsurătorilor efectuate pe modelul fizic de drenaj (Anexe), datele rezultate au fost folosite pentru realizarea diagramei de funcţionare a drenurilor care cuprinde: hidrograful debitului drenat Q=f(t); variaţia sarcinii h(t) pe dren, la distanţa L/2 de dren.

În acest scop, pe modelul fizic de drenaj a fost ape a ploii, o precipitaţie cu un debit de 20l/h având o intensitate de aproximativ i=33mm/h. Această

precipitaţie asigură un exces de umiditate superficial în sol într-un interval de timp foarte scurt. Se doreşte

35

Apa drenată a fost colectată în cilindri gradaţi şi măsurată. Astfel, debitul drenat, Q(cm3/min), a fost determinat prin măsurarea volumului de apă d 3renat, V(cm ), de fiecare dren în parte la un pas de timp ales (T=5mi

q/h .

t prevăzute cu robinete pentru reglarea regimului de funcţionare al modelului.

n). Prin raportarea acestui debit la suprafaţa drenată (suprafaţa modelului de drenaj, S=0,6m2) s-a obţinut debitului specific de drenaj, q(l/sm2).

Concomitent, citirile la tabloul piezometric permit determinarea înălţimii apei freatice, hp(cm), precum şi stabilirea formei curbei de depresie, poziţia ei şi stabilirea criteriului de drenaj dat de raportul p

Pentru realizarea diagramei de funcţionare cele două drenuri propuse (dren tip tub riflat din PVC şi dren tip tub spiralat), sun

Conform regimului de funcţionare al modelului şi soluţiilor tehnice propuse, au fost cercetate următoarele trei cazuri:

• Funcţionarea şi analiza separată a celor două drenuri. În acest caz distanţa dintre drenuri pe model este L=6m (caz dren riflat respectiv spirală îngropat fără tranşee)

• Funcţionarea şi analiza ambelor drenuri concomitent; în acest caz distanţa pe model este de L=3m (caz dren riflat respectiv spirală îngropat fără tranşee)

• Funcţionarea şi analiza celor două drenuri în două variante: dren riflat cu coloană filtrantă din nisip, respectiv dren spirală cu coloană din sol amestecat cu material hidroameliorativ

moIV.3.1.1. Funcţionarea şi analiza separată a celor două drenuri. În acest caz distanţa dintre drenuri pe

del este L=6m (caz dren riflat respectiv spirală îngropat fără tranşee) Acest caz este specific drenării terenurilor având folosinţe mai importante: sere, aeroporturi, terenuri de sport.

Hidrograful debitelor drenate a rezultat prin reprezentarea pe ordonată a debitelor evacuate de cele două drenuri, iar pe abscisă a timpului necesar pentru evacuarea excesului de umiditate de pe model (Fig. 56).

Preluând din hidrologie modalitatea de separare a scurgerii, am transpus în scară semilogaritmică perechile de valori (Q,t) ce descriu curba de descreştere a hidrogafului (începând de la valoare maximă înregistrată). În conformitate cu Fig. se poate observa că această variaţie, (logQ, t), prezintă două rupturi de pantă, delimitându-se astfel trei faze. În prima fază care durează 225 de minute şi conţine zona delimitată de curba A-B-C-A, curgerea este influenţată de gradienţii verticali. În a doua fază, pe zona delimitată de curba A-C-D-A, apa circulă şi sub influenţa gradienţilor verticali şi sub influenţa gradienţilor orizontali. În faza a treia, pe zona delimitată de curba A-D-E, curgerea este influenţată doar de gradienţii orizontali, intrând într-un regim staţionar.

Drenul spirală prezintă aceleaşi faze, numai că faza întâi durează cu 25 minute mai puţin, ceea ce înseamnă că, deşi debitul maxim evacuat este mic, acest tip de dren, în regim nepermanent, are o intensitate de drenaj mai mare, deoarece timpul necesar realizării normei de drenaj este mai mic.

Hidrograful debitului drenat Q(t)-dren riflat-

E

B

C

D

A0

1020304050607080

0 200 400 600 800

Timp t(min)

Debi

t dre

nat Q

(cm

3/m

in)

Q(t)

Hidrograful debitului drenat Q(t)-dren spirală-

E

B

C

D

01020304050607080

0 400 600 800

Deb

it dr

enat

Q(c

m3 /m

in)

Q(t)

A0 20

Timp t(min)

Fig. 56. Hidrograful debitelor

Prin efecuarea citirilor la tabloul piezometric s-a determinat variaţia sarcinii hp(t) pe dren, la distanţa L/2 de dren.

În figura de mai jos este ilustrată diagrama de funcţionare a drenurilor, adică reprezentarea concomitentă a variaţiei înălţimii maxime a curbei de depresie şi a debitului de evacuare al drenurilor în timp (Fig. 57).

36

Variaţia debitului Q(t) şi a sarcinii hp(t) pe dren-dren riflat-

01020304050607080

0 200 400 600 800

Timpul t(min)

Debi

t dre

nat

Q(c

m3 /m

in)

0

10

20

30

40

50

60

Sarc

ina

pe d

ren

h p(c

m)Q(t)

hp(t)

Variaţia debitului Q(t) şi a sarcinii hp(t) pe dren -dren spirală-

010203040506070

0 200 400 600 800 1000

Timpul t(min)

Q(t)

cm

3 /min

010203040506070

h p(c

m)

Q(t)hp(t)

Fig. 57. Diagrama de funcţionare a drenurilor

Se observă că, după punerea în funcţiune a drenurilor, regimul funcţionării, la început nepermanent, s-a stabilizat în timp pentru valorile: hp=20 cm, q1=1,56*10-4 l/sm2 (debitul specific al drenului riflat) şi q2=1,22*10-4 l/sm2(debitul specific al drenului spirală).

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie hp şi debitul specific drenat q

-dren riflat-

hp = 19007q + 18.099R2 = 0.9951

hp = 20.606e535.8q

R2 = 0.9825

10

20

30

40

50

60

0 0.0005 0.001 0.0015 0.002 0.0025

Debit specific drenat q(l/sm2)

Înălţim

e cu

rba

depr

esie

h p

(cm

)

q(hp)Linear (q(hp))Expon. (q(hp))

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie hp şi debitul specific drenat q

-dren spirală-

hp= 26329q + 18.551R2 = 0.9949

hp = 21.881e663.73q

R2 = 0.9721

10203040506070

0 0.0005 0.001 0.0015 0.002

Debit specific drenat q(l/sm2)

Înălţim

e cu

rba

depr

esie

hp(

cm)

q(hp)Linear (q(hp))Expon. (q(hp))

Fig. 58. Corelaţii între debitul specific şi înălţimea curbei de depresie

Corelaţia dintre înălţimea maximă a curbei de depresie şi debitul specific al drenului a fost stabilită prelucrând datele măsurate prin metoda celor mai mici pătrate. În figura de mai sus (Fig. 58) se prezintă graficul corelaţiei dintre cei doi parametri pentru drenul riflat, respectiv spirală.

Ecuaţia de tip liniar, de forma y=ax+b, a fost găsită ca fiind cea mai adecvată (coeficientul de corelaţie, R2, cel mai mare).

Pentru drenul - tub riflat rezultă o dependenţă funcţională (Fig. 58-stanga) între cei doi parametri de tipul: cu un coefficient de corelaţie R2=0.9951. 099.1819007 +⋅= qhp

Pentru drenul - tub spirală rezultă o dependenţă funcţională (Fig. 58-dreapta) între cei doi parametri de tipul: cu un coefficient de corelaţie R2=0.9942 588.1826319 +⋅= qhp

IV.3.1.2.Funcţionarea concomitentă a celor două drenuri. În acest caz distanţa dintre drenuri pe model este L=3m.

Prin comparaţie, hidrograful debitelor drenate este prezentat în figura următoare (Fig. 59). Comparaţie între debitul drenului riflat Q1(t) şi debitul

drenului tip spirala Q2(t)

010

203040

5060

0 100 200 300 400 500 600 700

Timpul t(min)

Q1(

t),Q

2(t) (

cm3 /m

in)

Q2(t)Q1(t)

Variaţia sarcinii hp(t) pe drenul spirala la distanţa L/2 de dren (L=3m pe model)

0

10

20

30

40

50

0 100 200 300 400 500 600 700

Timp t(min)

Sarc

ina

pe d

ren

hp(

cm)

hp(t)

Fig. 59. Hidrograful drenurilor în varianta funcţionării concomitente Fig. 60. Variaţia sarcinii maxime Conform hidrografului rezultat se observă următoarele: timpul de răspuns al drenului riflat (tr = 50min.) este mai mic cu doar 5min decât timpul de răspuns al drenului spirală (tr = 55min.). Se observă că debitul maxim

37

evacuat prin drenul riflat, Q1(cm3/min) este mai mare decât debitul maxim evacuat prin drenul spirală Q2(cm3/min), cel puţin la începutul perioadei de drenare, după care urmează aceeaşi tendinţă de scădere după încetarea ploii de calcul cu durată T=1h.

Prin efecuarea citirilor la tabloul piezometric s-a determinat variaţia sarcinii h(t) pe dren, la distanţa L/2 de dren (Fig. 60). Se observă că după punerea în funcţiune a drenurilor, regimul funcţionării, la început nepermanent, s-a stabilizat în timp pentru valorile: h=19 cm, q1=7,78*10-5 l/sm2 (debitul specific al drenului riflat) şi q2=5,56*10-5 l/sm2(debitul specific al drenului spirală).

În figura de mai jos (Fig. 61) este ilustrată variaţia dintre înălţimea maximă a curbei de depresie şi debitul de evacuare al drenurilor

Variaţia debitelor Q1(t) şi Q2(t) cu sarcina hp(t) pe dren

0

10

20

30

40

50

60

0 200 400 600 800

Timpul t(min)

Q1(t

),Q2(t

) (cm

3 /min

)

0

10

20

30

40

50

hp (t) (cm

)

Q2(t)Q1(t)hp(t)

Fig. 61. Variaţia debitelor drenate în funcţie de sarcina pe dren la L/2

Se constată că debitul maxim evacuat de drenul spirală este mai mic decât drenul riflat, pentru că necesită un timp mai îndelungat de umplere. Acest dren va „aştepta” ca terenul din jurul lui să se satureze cu apă.

Corelaţia dintre înălţimea maximă a curbei de depresie şi debitul specific al drenurilor a fost stabilită prelucrând datele măsurate prin metoda celor mai mici pătrate. În figura următoare (Fig. 62) se prezintă graficul corelaţiei dintre cei doi parametri pentru drenul riflat şi pentru drenul spirală.

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie hp şi debitul specific drenat q1

y = 17865x + 17.343R2 = 0.988

10

20

30

40

50

0 0.0005 0.001 0.0015 0.002

Debit specific drenat q1(l/sm2)

Înălţim

e cu

rba

depr

esie

h p

(cm

)

q(hp)Linear (q(hp))

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie hp şi debitul specific drenat q2

y = 22389x + 17.392R2 = 0.993

10

20

30

40

50

0 0.0005 0.001 0.0015

Debit specific drenat q2(l/sm2)

Înălţim

e cu

rba

depr

esie

h p

(cm

)

q(hp)Linear (q(hp))

Fig. 62. Stabilirea corelaţiei hp(q) – dren riflat(stânga), dren spirală (dreapta)

Ecuaţia de tip liniar de forma y=ax+b, a fost găsită ca fiind cea mai adecvată (coeficientul de corelaţie cel mai mare: R2=0.988 pentru dren riflat şi R2=0.993 pentru dren spirală). IV.3.1.3 Analiza debitelor evacuate de cele două drenuri prevăzute cu coloane filtrante. În acest caz distanţa dintre drenuri pe model este L=3m.

Prin acest experiment am încercat să pun în evidenţă influenţa măsurilor de permeabilizare aplicate. Soluţiile tehnice alese sunt: drenuri cu orificii mici combinate cu filtru înalt din nisip aplicat în zona de acţionare a drenului riflat; permeabilizarea materialului de umplutură cu material hidro-ameliorativ, aplicat în zona de acţionare a drenului spirală. În prima soluţie, peste drenul riflat se aşează stratul filtrant din nisip sortat (dimensionat corespunzător curbei granulometrice a solului). Pentru cea de a doua soluţie, tehnologia de tratare a solului din umplutura deschiderii (tranşee) în care este pozat drenul arc este prezentată în continuare: pereţii şanţului şi solul rezultat în urma realizării tranşeei se vor lăsa o perioadă de timp pentru a se usca până aproape de umiditatea corespunzătoare coeficientului de

38

ofilire; se amestecă apoi solul din umplutură cu material hidro-agroameliortiv (în acest caz TerraCottem) în cantitate de aproximativ 1g/cm3 pe fiecare strat; Materialul suport din compoziţia TerraCottem-ului va coagula argila din pereţii şanţului, realizând deschiderea porilor obturaţi precum şi reducerea dispersiei şi gonflării argilei. Pentru solul din umplutură acest tratament va împiedica descompunerea bulgărilor de pământ, menţinând o aeraţie mai bună şi o permeabilitate mai mare în zona de deasupra drenurilor şi implicit reducerea rezistenţei radiale; Peste drenul spiralat se aşează solul rezultat în urma realizării şănţuleţului în amestec cu material hidro-agroameliorativ (TerraCottem) tehnologie de permeabilizare a materialului (solului) de umplutură.

Se aduce profilul la umiditatea corespunzătoare capacităţii de apă în câmp (din citiri tensiometre), după care se aplică pe model precipitaţia de calcul Qp=20l/h.

În timpul experimentării se măsoară debitul drenat de fiecare dren în parte şi se fac citirile la piezometre la fiecare măsurătoare de debit. Se compară cele două soluţii adoptate.

Variaţia sarcinii hp(t) pe dren la L/2 (L=3m pe model)

0

10

20

30

40

50

0 100 200 300 400 500 600 700

Timpul t(min)

Sarc

ina

pe

dren

h p

(cm

)

dren simplu dren+col. filtrantă

Variaţia stratului superficial de apă hs(t)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 50 100 150 200

Timp t(min)Înălţim

e st

rat

supe

rfici

al h

s(cm

)dren spirală simplu dren spirală+col. filtrantă TC

Fig. 63 Variaţia sarcinii pe dren la adâncimea L/2 Fig. 64 Variaţia stratului superficial de apă Constatăm că prin măsurile aplicate curba de depresie la L/2 coboară cu aproximativ 23cm (Fig. 63), apa

stagnantă la suprafaţă fiind de maxim hs=0,8cm (Fig. 64), faţă de 2cm cât era la funcţionarea normală. Durata de stagnare a apei la suprafaţă se reduce la jumătate, de la 150 min, la 75 min.

Debitul drenat de drenul riflat creşte simţitor, cu peste 30cm3/min (Fig. 65), faţă de varianta anterioară (dren riflat îngropat fără tranşee). Debitul drenat de drenul spirală se reduce cu aproape 15cm3/min faţă de varianta anterioară.

Comparaţie între debitul drenului riflat Q1(t) şi debitul drenului tip spirala Q2(t)

0

20

40

60

80

100

0 100 200 300 400 500 600

Timpul t(min)

Q1(

t),Q

2(t) (

cm3 /m

in)

Q2(t)Q1(t)

Variaţia debitelor Q1(t) şi Q2(t) cu sarcina hp(t) pe dren

0

20

40

60

80

100

0 100 200 300 400 500 600

Timpul t(min)

Q1(t

),Q2(t

) (cm

3 /min

)

0

10

20

30

40

h p(c

m)

Q2(t)Q1(t)hp(t)

Fig. 65 Variaţia debitelor drenate pe cele două drenuri (stânga) şi variaţia sarcinii pe dren (dreapta

În primul caz, al drenului riflat, coloana filtrantă îmbunătăţeşte mult modul de funcţionare al drenului. În cazul drenului spirală, debitul captat scade, deoarece materialul hidro-agroameliorativ (TerraCottem) având capacitate mare de absorbţie, preia o mare parte din cantitatea de apă. Considerăm că doar materialul hidro-agroameliorativ singur poate prelua sarcina drenului.

Debitele specifice drenate sunt prezentate în Fig. 66. Cu aceste debite specifice se poate stabili corelaţia dintre ele şi înălţimea curbei de depresie la L/2 prelucrând datele măsurate prin metoda celor mai mici pătrate. Şi în acest caz, această corelaţie este liniară (Fig. 67), coeficientul de corelaţie tinde spre 1.

39

Variaţia debitului specific drenat de drenul riflat q1(t)

0

0.0005

0.001

0.0015

0.002

0.0025

0.003

0 100 200 300 400 500 600

Timp t(min)

Debi

t spe

cific

dre

nat

q 1(l/

sm2 )

q(t)

Variaţia debitului specific drenat de drenul spirala q2(t)

0

0.0005

0.001

0 100 200 300 400 500 600

Timp t(min)

Deb

it sp

ecifi

c dr

enat

q 2

(l/sm

2 )

q(t)

Fig. 66 Variaţia debitului specific drenat

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie hp şi debitul specific drenat q1

y = 6166.4x + 20.023R2 = 0.9152

10

20

30

40

0 0.001 0.002 0.003

Debit specific drenat q1(l/sm2)

Înălţim

e cu

rba

depr

esie

h p

(cm

)

q(hp)Linear (q(hp))

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie hp şi debitul specific drenat q2

y = 23208x + 17.587R2 = 0.9838

10

20

30

40

0 0.0002 0.0004 0.0006 0.0008 0.001

Debit specific drenat q2(l/sm2)Înălţim

e cu

rba

depr

esie

h p

(cm

)

q(hp)Linear (q(hp))

Fig. 67 Corelaţia înălţimea maximă a curbei de depresie şi debitul de evacuare

IV.3.2. Analiza reducerii rezistenţelor la curgerea apei spre drenuri prin evaluarea conductivităţii hidraulice în regim de drenaj

Rezistenţele la scurgerea apei, provenite din precipitaţii, spre drenuri în solurile cu permeabilitate scăzută sunt foarte mari, rezultând distanţe foarte mici între drenuri (<10m). Reducerea acestor rezistenţe prin măsuri de permeabilizare a solului, măsuri constructive la drenuri şi tehnologii de execuţie adecvate permit o dimensionare mai economică a reţelei de drenaj pe aceste terenuri. Analizând spectrul scurgerii apei spre drenuri (Fig. 68) se disting trei zone caracteristice:

- zona scurgerii vericale având o lungime Dv în care are loc o pierdere de sarcină: - zona scurgerii orizontale, în care are loc o pierdere de sarcină corespunzătoare (după Ernst [53]):

q

K

h

L

D D1

h/2

zona sc.oriz.

zona sc.vert.

zona sc.rad.

L/2L

Fig. 68. Zone caracteristice ale scurgerii apei spre dren

- zona scurgerii radiale dată de convergenţa liniilor de current spre dren, care este mai evidentă la drenajul închis.

Pierderea de sarcină totală, h, de la mijlocul distanţei (L/2) dintre drenuri, va fi [53]:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ⋅++=++=

uDaL

DLD

Kqhhhh r

vrov ln1

2

2

ππ (ec. 94)

Când se analizează relaţiile dintre înălţimea curbei de depresie, h, (creşterea nivelului apei freatice) şi debitul evacuat de drenuri, q, pentru a evalua conductivitatea hidraulică a solului, este nevoie de o relaţie de calcul de drenaj în acord cu condiţiile în care au fost efectuate măsurătorile.

40

Această relaţie de calcul este ecuaţia lui Hooghoudt care poate fi extinsă şi pentru solurile cu profil stratificat pentru a include atât curgerea apei de sub nivelul drenurilor cât şi pe cea de deasupra, rezultând:

212

2 2 hKhdKLq ⋅⋅+⋅⋅⋅=⋅ ππ (ec. 96) unde: q – debitul specific drenat (m/zi); K1 – conductivitatea hidraulică a solului de deasupra nivelului drenului (m/zi); K2 – conductivitatea hidraulică a solului de sub nivelul drenului (m/zi); d – adâncimea echivalentă, după Hooghoudt (m); h – înălţimea curbei de depresie (m); L – distanţa dintre două drenuri succesive (m);

Deoarece rezistenţa la intrarea apei în dren nu este întotdeauna neglijabilă, Oosterbaan et.al. (1989) [128] au demonstrat că ecuaţia poate fi ajustată pentru a ţine seama de rezistenţa la intrare a apei în dren (Fig. 69):

( ) ( )( )eee hhhhKhhdKLq +−⋅⋅+−⋅⋅⋅=⋅ 122 2 ππ (ec. 97)

*'1

'2

2 2 hhKhdKLq ⋅⋅⋅+⋅⋅⋅=⋅ ππ (ec. 98) unde, în plus faţă de simbolurile definite anterior avem:

he – rezistenţa la intrarea apei în dren (m); h’ = h – he ; înălţimea curbei de depresie (m); h* = h + he; sarcina hidraulică totală (m).

Pentru a determina valoarea lui K într-o zonă cu drenuri existente, se măsoară adâncimea apei freatice la jumătatea distanţei dintre drenuri şi cea din apropierea acestora, şi se convertesc măsurătorile în înălţimi ale curbei de depresie şi respectiv în rezistenţă la intrare a apei în dren. Observaţiile se fac la diferite intervale în timpul perioadelor de scădere a volumului de apă din sol. Debitul de evacuare al drenurilor se măsoară în acelaşi timp. Debitul măsurat în cm3/zi trebuie să fie raportat la unitatea de suprafaţă din zona de influenţă a drenului (adică lungimea drenului înmulţită cu distanţa dintre drenuri), obţinându-se debitul specific de drenaj q (cm/zi).

nivel piezometric

nivel drenuri

suprafata teren

sarcina pe dren

strat impermeabil

dren

Fig. 69. Drenuri cu rezistenţă la intrarea apei în dren [131] Fig. 70. Reprezentarea grafică a funcţiei

( )*' hf

hq

= , (h’ = h – he ; h* = h + he)

Ecuaţia (97) mai poate fi scrisă şi astfel:

22*

21

' 2L

dKhLK

hq ⋅

+⋅= ππ (ec. 99)

Notăm: 21

LK

A ⋅= π şi 222L

dKB

⋅⋅= π şi rezultă BhA

hq

+⋅= *' (ec. 100)

Considerând variabilele q şi h’ vom reprezenta valorile lui q/h’ pe axa verticală faţă de valorile h* de pe axa orizontală rezultând una dintre liniile reprezentate în Fig. 70. În funcţie de tipul de reprezentare, pot apare patru situaţii conform ipotezelor lui Hooghoudt:

41

a) Dacă reprezentarea grafică ( )*' hf

hq

= este o linie orizontală (de tip I Fig. 70). Pierderea de sarcină

hidraulică la curgerea deasupra nivelului drenurilor este considerată “0”; cazul drenurilor cu rezistenţă la intrarea apei în dren, în soluri cu stratul impermeabil situat la adâncime mare.

b) Dacă reprezentarea este linară (de tip II în Fig. 70), atunci pierderea de sarcină hidraulică la curgerea sub nivelul drenurilor este considerată “0“; cazul drenurilor cu rezistenţă la intrarea apei în dren, în soluri de suprafaţă

c) Dacă reprezentarea este de tipul III (Fig. 70) – liniară şi intersectează ordonata într-un punct diferit de origine, pierderea de sarcină hidraulică există şi deasupra şi sub nivelul drenurilor; cazul drenurilor ideale în soluri de adâncime medie

d) Dacă reprezentarea este de tipul IV – exponenţială, pierderea de sarcină hdraulică la curgerea sub nivelul drenurilor este 0, dar cu o rezistenţă mare la intrarea apei în dren. Pentru analiza rezistenţelor la înaintarea apei în dren am evaluat conductivităţile hidraulice ale solului

din modelul fizic de drenaj cu ajutorul ecuaţiei lui Hooghoudt, folosind datele observate ale debitului specific al drenurilor şi înălţimii curbei de depresie (determinată cu ajutorul piezometrelor) la L/2. Pentru soluri cu profil stratificat metoda de calcul prezentată poate fi foarte bine aplicată pe modelul fizic de drenaj, rezultând diverse înclinaţii ale dreptei Hooghoudt pe profil (Fig. 71), delimitând orizonturile cu valori diferite ale conductivităţii hidraulice.

h

qq q/h

K1

K2h

α1

α2

L

Fig. 71. Prezentarea dreptei Hooghoudt pentru un sol cu profil stratificat Conform figurii de mai sus (Fig. 59), conductivitatea se determină cu ajutorul coeficientului unghiular

(A=tgα), al dreptei ( )*' hf

hq

= , adică 42LAK ⋅= .

Corelaţia dintre raportul (q/hp) şi înălţimea curbei de depresie (hp)

0

0.1

0.2

0.3

0.4

15 25 35 45 55 65

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

q/hp=f(hp)

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi raportul (q/hp)

R2 = 0.9955

R2 = 0.9704 R2 = 0.9035

0

0.1

0.2

0.3

0.4

15 25 35 45 55 65

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

Strat 3 Strat 2 Strat 1

Fig. 72 Evaluarea conductivităţii hidraulice în regim de drenaj - dren riflat (pozat fără tranşee)

Măsurătorile s-au efectuat după o perioadă de reîncărcare prin ploaie, adică în timpul reducerii volumului de apă din sol când nivelul apei freatice este în scădere. Rezultatele sunt prezentate grafic(Fig. 72, Fig. 73, Fig. 74, Fig. 75).

42

Analizând relaţia intensitate de drenaj (q/hp) şi înălţimea curbei de depresie la L/2, s-a încercat stabilirea unei corelaţii între aceste două valori. Se observă următoarele: în cazul pozării drenurilor fără tranşee se poate spune că această relaţie (q/hp=f(hp)) este liniară, cu pante diferite, urmărind aproximativ stratificaţia solului (Fig. 72, 73); în cazul pozării drenului spirală cu coloană filtrantă din pământ amestecat cu TerraCottem, relaţia este liniară şi unică, ceea ce înseamnă că avem aceeaşi conductivitate deasupra drenului (Fig. 74); în cazul pozării drenului riflat cu coloană flitrantă din nisip sortat, relaţia este de tip exponenţial, de tip IV, conform Fig 70 şi Fig 75 S-a determinat ecuaţia dreptei de regresie, q/hp=f(hp), pentru fiecare caz în parte, precum şi conductivitatea hidraulică în regim de drenaj. Rezultatele sunt prezentate tabelar (Tabel nr. 14, Tabel nr. 15, Tabel nr. 16). Ecuaţiile stabilite furnizează valorile conductivităţii hidraulice, conform cu ec 100. Constatăm că valorile conductivităţii hidraulice sunt mult îmbunătăţite după aplicarea soluţiilor cu coloane filtrante.

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi raportul (q/hp)

0

0.1

0.2

0.3

15 25 35 45 55 65 75

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

q/hp=f(hp)

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi raportul (q/hp)

R2 = 0.9851

R2 = 0.9519 R2 = 0.8348

0

0.1

0.2

0.3

15 25 35 45 55 65 75

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)strat 3 strat 2 strat 1

Fig.73 Evaluarea conductivităţii hidraulice în regim de drenaj - dren spirală (pozat fără tranşee)

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi raportul (q/hp)- dren spirală+col. filtr.TC

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

15 20 25 30 35 40

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

q/hp=f(hp)

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi raportul (q/hp) - dren spirală+col. filtr.TC

R2 = 0.9859

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

15 20 25 30 35 40

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

Strat 1 Linear (Strat 1) Fig. 74 Evaluarea conductivităţii hidraulice în regim de drenaj - dren spirală prevăzut cu

filtru din pământ amestecat cu granule TerraCottem Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi

raportul (q/hp) - dren riflat +col. filtr. nisip

0

0.2

0.4

0.6

0.8

15 25 35 45

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

q/hp=f(hp)

Corelaţia dintre înălţimea curbei de depresie (hp) şi raportul (q/hp) - dren riflat+col filtr. nisip

y = 0.0381x - 0.7208R2 = 0.9184

y = 0.0016e0.1851x

R2 = 0.9399

0

0.2

0.4

0.6

0.8

15 20 25 30 35 40

hp (cm)

q/h p

(zi-1

)

Strat 1 Linear (Strat 1) Expon. (Strat 1) Fig. 75 Evaluarea conductivităţii hidraulice în regim de drenaj - dren riflat prevăzut cu filtru

din nisip sortat

43

Tabel nr.14. Dreapta de regresie a funcţiei q/hp- pentru drenul spirală pozat fără tranşee orizont q/hp=f(hp) R2 k(cm/s) orizont I q/hp=0,0028hp+0,0609 0,84 3,72·10-3 orizont II q/hp=0,0055hp-0,0399 0,95 7,29·10-3 orizont III q/hp=0,0095hp-0,1505 0,99 1,2·10-2

Tabel nr.15. Dreapta de regresie a funcţiei q/hp- pentru drenul riflat pozat fără tranşee orizont q/hp=f(hp) R2 k(cm/s)

orizont I q/hp=0,003hp+0,1343 0,9 3,98·10-3

orizont II q/hp=0,0068hp-0,0159 0,97 9·10-3

orizont III q/hp=0,0013hp-0,2038 0,99 5,4·10-3

Tabel nr.16. Funcţiei q/hp- pentru drenul riflat cu filtru de nisip şi drenul spirală cu filtru cu TC

q/hp=f(hp) R2 k (cm/s)

Dren riflat q/hp=0,0016e0,18hp 0,94 1,2·10-2

Dren spirală q/hp=0,0105 hp -0,1608 0,99 3,48·10-3 IV.3.3.Rezultate privind determinarea porozităţii drenabile şi a factorului intensităţii de drenaj

În cazul regimului nepermanent de funcţionare a drenajului (Fig. 76), un parametru important este porozitatea drenabilă a solului (ne).

L

ht

qt.....q0

Kh0

D0

D

q0.....qt

Fig. 76. Regim nepermanent de funcţionare a drenajului

Acest parametru influenţează viteza de ridicare şi de coborâre a nivelului freatic superficial, precum şi înălţimea la care se ridică nivelul freatic în cazul încărcării lui cu un strat de apă şi se determină cu:

hRne Δ

= (ec. 101), unde: ne = porozitatea drenabilă (efectivă), (cm/cm); R = strat de apă infiltrat, (cm);

Δh = variaţia nivelului freatic, (cm); Porozitatea drenabilă (efectivă) determină viteza efectivă de scurgere a

apei freatice: dldh

nK

ee ⋅=v (ec. 102), unde ve = viteza efectivă, cm/s; K = conductivitatea hidraulică a

solului; dh/dl = gradientul hidraulic. Definind porozitatea drenabilă ca volum de apă drenat de pe unitatea de suprafaţă, când nivelul freatic coboară cu o unitate, aceasta poate fi determinată experimental pe modelul fizic de drenaj. Determinările se realizează pe baza urmăririi volumului de apă drenat în timp de pe suprafaţa modelului de drenaj (6000 cm2). Valorile sunt prezentate în tabelul de mai jos (Tabel nr. 17). Tabel nr. 17. Determinări pe model asupra porozităţii drenabile

Volum de apă drenat

Suprafaţa model drenaj

Strat apă drenat

Variaţia nivel freatic Porozitatea drenabilă

Tip determ.

V(cm3) A(cm2) R(cm) ho (cm)

ht (cm)

Δh (cm)

ne (cm/cm)

ne (%)

Dren spirală 16236 6000 2.71 55,5 13,5 42 0,064 6,4 Dren riflat 17194 6000 2.87 50.5 17.8 32.7 0.087 8,7 2 drenuri 18516 6000 3.09 44 18.9 25.1 0.12 12

2 drenuri cu col. filtrantă

9908 6000 1.65 28 12 16 0.10 10

44

Urmărind rezultatele obţinute în tabelul de mai sus, se observă următoarele: • în cazul funcţionării drenului spirală, cu toate că în acel moment porozitate drenabilă a solului era scăzută

(ne=6,4%), pentru coborârea nivelului freatic superficial cu 42 cm, de la h0 la ht, este necesar un strat de apă drenat de 2,71cm;

• în cazul funcţionării drenului riflat, porozitatea drenabilă fiind de ne=8,7%, pentru coborârea nivelului freatic superficial cu 32,7 cm, este necesar un strat de apă drenat de 2,87cm;

• comparând cele două variante de drenaj propuse (dren spirală-dren riflat), putem afirma că soluţia cu dren spirală este mai eficientă din punct de vedere funcţional deoarece drenând un strat mai mic de apă de pe suprafaţa drenată, coboară nivelul freatic superficial la o adâncime mai mare;

• în cazul funcţionării pe model a celor două drenuri (Lmodel=3m), porozitatea drenabilă se îmbunătăţeşte (ne=12%), nivelul iniţial freatic, h0, este mai scăzut, dar este necesar un strat de apă drenat de 3,09cm pentru coborârea nivelului freatic cu 25,1cm;

• în cazul funcţionării pe model a drenurilor cu coloane filtrante, pentru coborârea nivelului freatic cu 16cm este necesar drenarea unui strat de doar 1,65cm;

• comparând variantele de drenaj propuse (drenaj simplu şi drenaj cu coloane filtrante) se observă că din punct de vedere al eficienţei funcţionării soluţia cu dren prevăzut cu coloană filtrantă este mai bună. O comparaţie a soluţiilor de drenaj adoptate privind coborârea nivelului freatic superficial cu 10cm este

prezentată în tabelul următor (Tabel nr. 18). Tabel nr.18. Comparaţie a soluţiilor de drenaj

Volum de apă drenat

Timp

Strat apă drenat

Variaţia nivel freatic Porozitatea drenabilă

Tip determ.

V(cm3) t(ore) R(cm) ho (cm)

ht (cm)

Δh (cm)

ne (cm/cm)

ne (%)

Dren spirală 4234 4 0,7 28 18 10 0,07 7 Dren riflat 4859 6 0,87 28 18 10 0.087 8,7

Dren spirală+TC

1415 115 0,47 28 18 10 0.047 4,7

Dren riflat+col nisip

3922 115 1,3 28 18 10 0.13 13

Pentru determinarea factorului intensităţii de drenaj necesar calculelor în regim nepermanent am utilizat metoda Kraijenhoff van der Leur-Maasland. În acest caz interesează ca ridicarea nivelului freatic superficial să nu împiedice menţinerea regimului nesaturat în stratul supus ameliorării, sistemul de drenaj trebuind dimensionat corespunzător.

Cei doi autori pleacă de la ecuaţia diferenţială a mişcării apei spre dren în regim nepermanent (ipoteza Dupuit-Forchheimer). Ipotezele şi condiţiile la limită introduse de autori sunt: iniţial, nivelul freatic se consideră la nivelul drenurilor, adică: pentru t=0 şi 0<x<L => h=0; alimentarea acviferului este constantă: R=const., t>0; în timpul funcţionării drenurilor, nivelul freatic deasupra drenurilor coincide cu nivelul apei din dren: pentru t>0 şi x=0; x=L => h=0; După oprirea precipitaţiei, ht - pierderea de sarcină la x=L/2 şi debitul unitar al drenului, qt, la momentul, t, au expresiile:

)1(18 2

5,3,122

atn

nt e

nRq −

∞

=

−⋅⋅⋅= ∑π (ec. 104) )1(14 2

5,3,13

atn

net e

nanRh −

∞

=

−⋅⋅

⋅= ∑π (ec. 105)

unde, n – numere naturale;

ja 1

= (ec. 106), DK

Lnj e

⋅⋅⋅

= 2

2

(ec. 107) π

a – factorul intensităţii de drenaj, (zile-1), j - este numit “coeficientul rezervorului” acvifer, (zile). Factorul intensităţii de drenaj, a, şi coeficientul rezervorului, j, sunt două elemente ce exprimă efectul cantitativ al mecanismului de drenaj în regim nepermanent.

Când ecuaţia (104) devine: ∞→t Rn

Rqn

t =⋅⋅= ∑∞

= 5,3,122

18π

(ec. 108)

adică debitul specific drenat devine egal cu debitul specific al alimentării şi deci regimul devine permanent.

45

Notând: )1(18 2

5,3,1221

atn

ne

nC −

∞

=

−⋅= ∑π (ec. 109) şi )1(14 2

5,3,132

atn

ne

nC −

∞

=

−⋅⋅= ∑π (ec. 110)

ecuaţiile (1) şi (2) devin: (ec. 111) şi RCqt ⋅= 1 anRCh

et ⋅

⋅= 2 (ec. 112)

Valorile C1 şi C2 sunt funcţii de t şi j şi sunt date de autori [86].

Dacă scoatem primul termen (n=1) din ecuaţiile (104) şi (105): )1(820

ateR −−⋅⋅=qπ

(ec. 113)

)1(4 at

eo e

anRh −−⋅⋅

⋅=π

(ec. 114)

În mod similar prin dezvoltări în serie şi reţinând doar primul termen (neglijând termenii sumei începând cu ordinul 2) avem: (ec. 115) şi (ec. 116). at

ot eqq −⋅= atot ehh −⋅=

Înlocuind în ecuaţiile de mai sus factorul intensităţii de drenaj, a, şi împărţind relaţiile de mai sus obţinem:

şi 2

2L

DKhq

t

t ⋅⋅=

π (ec. 117) 2

21Ln

DKj

ae ⋅

⋅⋅==

π

Considerând o alimentare cu o precipitaţie constantă şi cunoscând debitul specific al precipitaţiei, R, caracteristicile acviferului (D, K, ne), şi distanţa dintre drenuri, L, se pot calcula sau verifica cu datele măsurate pe modelul experimental de drenaj, pentru orice timp, t, valorile debitului specific drenat, qt, şi înălţimea nivelului freatic deasupra planului drenurilor, ht, conform ecuaţiei de mai sus. Cele mai simple măsurători pe modelul de drenaj, după oprirea precipitaţiei, sunt măsurătorile piezometrice a înălţimii curbei de depresie, h, la diferite intervale de timp. Am folosit relaţia de variaţie a nivelului freatic drenat (ec. 116), pe care o logaritmăm şi obţinem: at

ot ehh −⋅= tahh ot ⋅−= lnln de unde:

thh

a t )log(log3,2 0 −⋅= (ec. 118)

Pentru calculul lui a, respectiv j, se reprezintă grafic corelaţia dintre timp (pe abscisă) şi înălţimea curbei de depresie la mijlocul distanţei dintre drenuri (pe ordonată în scară logaritmică) (Fig 78). Analiza relaţiei (118) şi a Fig. 78 scoate în evidenţă faptul că, dacă se compară două variante de drenaj, varianta cu cea mai bună eficienţă funcţională este aceea pentru care coeficientul j are valoarea cea mai mică. Tabel nr.19. Determinarea intensităţii de drenaj pentru funcţionarea drenului riflat

Tip determinare: funcţionare dren riflat t(ore) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 h(cm) 50.5 48.1 40.5 32.5 29 26.5 24.3 22.3 21 19.6 18.4 17.8 log(h) 1.70 1.68 1.61 1.51 1.46 1.42 1.39 1.35 1.32 1.29 1.26 1.25

a(zile-1) 2.27 j(zile) 0.44

Tabel nr.20. Determinarea intensităţii de drenaj pentru funcţionarea drenului spirală Tip determinare: funcţionare dren spirală

t(ore) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 h(cm) 55.5 50 39 32.5 28.2 25.5 22.7 20.5 18.5 17 15.5 14.4 log(h) 1.74 1.7 1.59 1.51 1.45 1.40 1.36 1.31 1.27 1.23 1.19 1.16

a(zile-1) 2.94 j(zile) 0.34

Comparând cele două soluţii de drenaj, dren spirală vs dren riflat, se constată (Tabel nr. 19, Tabel nr. 20, Tabel nr. 21, Tabel nr. 22) că intensitatea de drenaj, a, este mai mare la drenul spirală, ceea ce înseamnă că durata de coborâre a nivelului freatic superficial de la h0 la ht este mai mică în acest caz. Acest lucru presupune că în cazul terenurilor mai puţin permeabile, drenul spirală are o eficacitate mai mare decât drenul riflat.

46

Aceeaşi aserţiune se poate face şi în cazul comparării celor două soluţii tehnologice: dren pozat simplu, fără tranşee vs dren prevăzut cu coloană filtrantă.

Corelaţia h(t)- dren fără col. filtrantă vs. dren+col. filtrantă -

10

100

0 2 4 6 8 10 12 14Timp t(ore)

Înălţim

e cu

rbă

depr

esie

h(c

m)

dren fără col .filtrantă dren+col. filtrantă

Corelaţia h(t)-dren riflat vs dren spirala-

10

100

0 2 4 6 8 10 12 14

Timp t(ore)

Înălţim

e cu

rbă

depr

esie

h(c

m)

dren riflat dren spirala

Fig. 78 Comparaţii între variantele de drenaj pe baza corelaţiilor h(t) Tabel nr.21. Determinarea intensităţii de drenaj pentru funcţionarea concomitentă a drenurilor

Tip determinare: funcţionare 2 drenuri t(ore) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 h(cm) 44 40.5 31 25.5 24.1 22.6 21.5 20.6 19.8 19.3 18.9 log(h) 1.64 1.61 1.49 1.41 1.38 1.35 1.33 1.31 1.30 1.29 1.28

a(zile-1) 2.03 j(zile) 0.49

Tabel nr.22. Determinarea intensităţii de drenaj pentru funcţionarea concomitentă a drenurilor cu coloane filtrante

Tip determinare: funcţionare 2 drenuri cu coloane filtrante t(ore) 1 2 3 4 5 6 7 8 h(cm) 28 18.7 16.7 15.3 14.1 13.1 12.5 12 log(h) 1.45 1.27 1.22 1.18 1.15 1.12 1.10 1.08

a(zile-1) 2.91 j(zile) 0.34

IV.4.CONCLUZII Studiul pe model fizic de drenaj a fost realizat în două situaţii şi anume: experienţe în regim nedrenat

- curgere liberă şi experienţe în regim de drenaj. În cazul experienţei în regim nedrenat, am urmărit comportamentul solului în faza de umectare, prin evaluarea conductivităţii hidraulice în regim nesaturat al solului până în momentul formării excesului de umiditate: • conductivităţile hidraulice verticale şi cele orizontale determinate pe modelul fizic de drenaj nu prezintă

diferenţe majore, anisotropia fiind mică; valorile sunt de ordinul 10-4cm/s, specifice unui sol cu permeabilitate mică, ceea ce vine să confirme rezultatele obţinute pe eşantioane de sol;

• la aplicarea unei precipitaţii de intensitate mare, solul prezintă exces de umiditate, prin formarea unei pelicule de apă stagnantă la suprafaţă, a cărei coborâre, în regim nedrenat durează foarte mult (aproximativ 12 ore), ceea ce înseamnă că orizontul I, cu caracter argiloiluvial, cedează greu apa; rezultatul confirmând concluziile care s-au emis în urma studiului pe eşantioane;

În cazul experienţei în regim drenat, am dorit punerea în evidenţă a următoarelor elemente: • funcţionarea aparatelor de măsură şi a programelor de gestionare informatică realizate; • funcţionarea atât separată cât şi concomitentă a drenurilor în cazul pozării directe fără tranşee; • funcţionarea drenurilor în cazul pozării cu coloane filtrante.

Buna funcţionare a aparatelor de măsură şi a programelor de gestionare informatică s-a pus în evidenţă prin măsurarea variaţiei în timp a valorii potenţialului şi determinraea curbei caracteristice a umidităţii pe baza valorilor de potenţial de presiune-umiditate volumică înregistrate. Se poate afirma că tensiometrele înregistrează corect sucţiunile (potenţialul total), deoarece s-a înregistrat un potenţial pozitiv pe tensiometrele

47

T1-T4, ceea ce pune în evidenţă şi formarea apei la suprafaţă. În acelaşi timp s-a putut determina curba caracteristică a umidităţii şi punerea în evidenţă a fenomenului de histerezis (apare o pierdere de energie în cadrul unui ciclu de umectare-drenare).

În ceea ce priveşte soluţiile de drenaj propuse, doresc să reamintesc că s-au folosit două soluţii originale şi anume: • utilizarea unui tub de drenaj tip spirală pozat fără tranşee studiat prin comparare cu varianta clasică dren

riflat; • permeabilizarea materialului de umplutură cu material hidro-ameliorativ, aplicat în zona de acţionare a

drenului spirală studiat prin comparaţie cu coloană filtrantă din nisip aplicat în zona de acţionare a drenului riflat. Performanţele soluţiilor propuse au fost evaluate în baza criteriilor tehnice de drenaj formulate în termeni

hidraulici: debit evacuat, timpul de coborâre a nivelului freatic (curbei de depresie), intensitatea drenajului. • În cazul funcţionării şi analizei separate a drenurilor (Lmodel drenaj = 6m)

• Debitul maxim evacuat din sistem prin drenul riflat este de 72 cm3/min în timp ce drenul spirală evacuază numai 66cm3/min, dar timpul, în care drenul riflat ajunge să evacueze debitul maxim, este mai lung (110min) decât la drenul spirală (95min);

• Per ansamblu putem spune că, în acest caz, al pozării drenului fără tranşee, drenul riflat funcţionează mai bine decât drenul spirală, dacă am analiza doar din perspectiva debitelor evacuate; acest lucru este posibil pentru că drenului spirală îi ia o perioadă mai îndelungată, aproximativ 45 minute, să ajungă la o capacitate de transport suficient de mare (265cm3), astfel încât să înceapă să evacueze. Timpul de umplere mai îndelungat al drenului spirală este legat de faptul că, drenul spirală, captând apa pe toată suprafaţa lui, trebuie să „aştepte” ca solul din jurul lui să ajungă la saturare;

• Comparând doar volumele de apă evacuate la timpul t=40min, respectiv 45 minute (de la începutul alimentării cu apă până la colectarea acesteia), constatăm că volumul de apă evacuat de drenul spirală este mai mare cu aproximativ 62cm3 decât cel al debitului riflat (265 cm3 faţă de 203 cm3);

• Comparând factorul ce determină intensitatea drenajului, se constată că acesta este mai mare la drenul spirală (2,94 zi-1) decât la drenului riflat (2,27 zi-1), ceea ce înseamnă că drenului spirală îi mai puţin timp să coboare nivelul freatic (0,34 zile faţă de 0,44 zile în varianta dren riflat)

• Comparând cele două variante de drenaj propuse (dren spirală-dren riflat), în cazul coborârii nivelcurbei de depresie cu 10 cm, putem afirma că soluţia cu dren spirală este mai eficientă din punct de vedere funcţional, deoarece drenând un strat mic de apă (0,7cm) în 4 ore, viteza de coborâre este mai mare decât în varianta dren riflat (strat de apă drenat 0,87 în 6 ore).

• În cazul funcţionării concomitente a drenurilor (Lmodel drenaj = 3m). • Debitul maxim evacuat din sistem prin drenul riflat este de 56 cm3/min în timp ce cel spirală

evacuază numai 44,4cm3/min, ambele drenuri atingând aceste valoare maxime în acelaşi timp (minutul 70);

• Norma de drenaj este îndeplinită în acelaşi timp; • Per ansamblu putem spune că, şi în acest caz, al funcţionării concomitente a drenurilor pozate fără

tranşee, porozitatea drenabilă se îmbunătăţeşte (12%), curba de depresie coborând de la 65cm (fără drenaj) la 44cm în cazul funcţionării în paralel a celor două drenuri;

• În cazul funcţionării drenurilor având coloane filtrante • Debitul maxim evacuat din sistem prin drenul riflat este de 90 cm3/min în timp ce cel spirală

evacuază numai 28 cm3/min, ambele drenuri atingând aceste valoare maxime în acelaşi timp (minutul 65);

• Norma de drenaj este îndeplinită în acelaşi timp; • Curba de depresie a coborât de la 65cm (fără drenaj) la 28cm; • Comparând volumele de apă evacuate la timpul t=45min, respectiv 60 minute (de la începutul

alimentării cu apă până la colectarea acesteia), constatăm că volumul de apă evacuat de drenul riflat este mai mare de aproximativ 3 ori decât cel al drenului spirală (300 cm3 faţă de 115 cm3), diferenţa rezultând din faptul că drenul spirală are deasupra coloana cu TerraCottem. Materialul absorbant reţine apă şi o va ceda, după ce ajunge la saturare. Consider că, în acest ultim caz, doar o coloană

48

filtrantă din TerraCottem amestecat cu pământ plus plantarea zonei este suficientă pentru eliminarea excesului de apă.

• Analiza cantitativă, în regim nepermanent, a coeficientului rezervorului, j, şi a factorului intensităţii de drenaj, a, scoate în evidenţă că drenul spirală este mai eficient din punct de vedere funcţional, deoarece are o intensitate de drenaj mai mare, ceea ce înseamnă un timp mai mic de coborâre a nivelului freatic pentru atingerea normei de drenaj.

PARTEA A III-A

MODELAREA MATEMATICĂ CAPITOLUL I DESCRIEREA MODELULUI HYDRUS

În acest capitol este descris modelul Hydrus folosit la simularea comportamentului curgerii observate experimental. Se vor prezenta ecuaţia ce descrie curgerea, metoda numerică de rezolvare a ecuaţiei, variabilele de intrare, condiţiile iniţiale şi la limită, parametrii. I.2 PREZENTAREA MODELULUI HYDRUS

În modelul propus a fi utilizat, metoda numerică cu element finit este utilizată pentru a rezolva ecuaţia lui Richards pentru simularea în regim nepermanent a mişcării apei spre drenuri într-un profil de sol stratificat saturat sau parţial saturat. De asemenea, prin utilizarea variaţiilor nivelului freatic măsurat între drenuri (care este relativ uşor de determinat comparativ cu măsurătorile directe ale proprietăţile solului nesaturat) şi prin folosirea unui model numeric în contextul rezolvării indirecte a problemei, se doreşte estimarea valorilor medii şi efective ale proprietăţilor hidraulice ale solului saturat şi nesaturat. CAPITOLUL II REZULTATELE MODELĂRII Modelarea realizată în această lucrare prin programul Hydrus nu are drept scop realizarea unui noi calibrări ci se vor verifica dacă parametrii obţinuţi în condiţiile experimentale menţionate în Partea a II-a descriu corect comportamentul unui sol drenat. Modelarea s-a realizat atât 1D cât şi 2D pentru a putea urmări experienţele realizate pe modelul fizic. II.1 MODELAREA UNIDIMENSIONALĂ

Două variante de modelare au fost alese: un profil cu o singură dimensiune pentru a verifica determinările pe cale experimentală cu privire la curbele caracteristice şi un profil cu două dimensiuni pentru a verifica mişcarea apei către dren într-un sol eterogen. II.1.1ALEGEREA DOMENIULUI MODELAT, CONSTITUIREA REŢELEI, CONDIŢII INIŢIALE ŞI LA LIMITĂ, PARAMETRII

Fig. 2 Fereastra principală a programului Hydrus-1D. Partea de pre-procesare a datelor(dreapta) si

partea de post-procesare a datelor(stanga) Modelul dispune de o interfaţă grafică interactivă (GUI) pentru pre-procesarea datelor de bază, discretizarea profilului de sol şi prezentarea grafică a rezultatelor. (Fig. 2). Profilul solului are o grosime z =75cm (conform modelului fizic de drenaj) şi prezintă patru orizonturi. Geometria acestui profil se defineşte în „Geometry Information” şi se editează în „Soil Profile” (Fig 3,4). Într-o primă etapă, condiţia iniţială este flux impus constant în timp, corespunzător unei alimentări a profilului. S-a simulat infiltrarea apei în profilul de sol considerând o precipitaţie cu un debit de 20l/h

49

(condiţia iniţială de flux cunoscut). Simularea a durat 60 minute şi corespunde cu durata totală a experimentului realizat pe modelul fizic de drenaj.

Fig. 3. Definirea geometriei profilului Fig. 4. Editarea profilului de sol Cu privire la parametrii necesari simulării numerice, am reţinut modelul Mualem-van Genuchten (MvG) care utilizează 5 parametrii: rθ - umiditatea volumică reziduală; sθ - umiditatea volumică la saturaţie; - conductivitatea hidraulică la saturaţie;

SKn,α constante empirice de formă a curbei; 1>n n/1m 1−= .

Alegerea s-a bazat pe faptul că pe datele experimentale acest model estimează cel mai bine caracteristica umidităţii solului, θ(h) şi curba de conductivitate hidraulică, K(h), [170] (a se vedea din partea a II-a capitolul I.3). Parametrii de calibrare au fost estimaţi (atât la saturaţie cât şi la nesaturaţie) prin tehnica determinării inverse. Datele pentru calibrarea şi verificarea modelului sunt cele rezultate în urma cercetărilor realizate în laborator pe modelul fizic de drenaj. De asemenea, rezultatele obţinute în urma experienţelor efectuate în laborator, pe eşantioane de sol, au fost folosite pentru verificarea modelului propus. Hydrus dispune în acest sens de codul RETC [171]. şi subprogramul Rosetta Lite v.1.1 [144]. Acest program estimează parametrii ( n,α ) pe baza funcţiilor de pedotransfer, folosind reţele neuronale artificiale. Calibrarea parametrilor ( n,α ) s-a realizat pentru fiecare orizont în parte (Fig 5).

Orizont I Orizont III

Fig. 5 Estimarea prametrilor hidraulici utilizând programul Rosetta Lite v.1.1

În acest sens ca date de intrare s-au folosit procentele de nisip, argilă şi praf precum şi densitatea aparentă, determinate experimental (partea a II-a cap. I.2.2 şi I.2.3). Datele de ieşire ale profilului de sol considerat sunt prezentate în tabelul de mai jos.

Orizont Adâncime(cm) θr(cm3/cm3) θs(cm3/cm3) α(1/cm) n(-) Ks(cm/zi)

I 0-30 0.0886 0.4749 0.0098 1.4831 18.15 II 30-40 0.0846 0.4967 0.0093 1.5126 41.52 III 40-60 0.0564 0.4087 0.0054 1.6601 37.47 IV 60-75 0.0971 0.5164 0.0113 1.4371 26.70

II.1.2. REZULTATE MODELARE UNIDIMENSIONALĂ În urma simulării efectuate, curba caracteristică a umidităţii solului şi curba variaţiei conductivităţii

hidraulice cu umiditatea volumică, pentru fiecare orizont al profilului de sol considerat, sunt prezentate în figurile de mai jos (Fig 6, Fig 7).

50

0

1

2

3

4

5

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6θ [− ]

M1

M2

M3

M4

Curba caracteristica a umiditatii solului

Fig. 6 Curba caracteristică a umidităţii (M1, M2, M3, M4-orizont)

Din curba caracteristică a umidităţii solului, prin derivare se obţine curba capacităţii hidraulice a solului. Capacitatea hidraulică a solului reprezintă capacitatea capacitatea unui sol de a reţine sau de a elibera apa conţinută, ca urmare a variaţiei sucţiunii. Această mărime mai poartă numele de capacitate capilară sau capacitate de umezire specifică. Variaţia C(h) rezultată în urma simulării, pentru fiecare orizont în parte este ilustrată în figura următoare (Fig 8). Din această figură putem să observăm că solul aflat pe orizontul I (M1) şi orizontul III (M3), în gama de sucţiuni 0-330cm, adică 0-2,5pF, au cea mai mare capacitate de a reţine apa, ceea ce înseamnă că aceste două orizonturi vor elibera apa mai greu.

0

1

2

3

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6θ [− ]

M1

M2

M3

M4

Curba conductivitate hidraulica - umiditate volumica

0.0000

0.0002

0.0004

0.0006

0.0008

0.0010

0.0012

0 200 400 600 800 1000|h| [cm]

M1

M2

M3

M4

Capacitatea hidraulica a solului: C(h)

Fig. 7 Curba conductivitate hidraulică-umiditate volumică Fig. 8 Curba capacităţii hidraulice a solului (M1, M2, M3, M4-orizont)

Rezultatele simulării cu Hydrus sunt comparate cu cele obţinute în laborator pe modelul fizic de drenaj. În figurile de mai jos sunt reprezentate prin comparaţie cele două curbe caracteristice ale solului pe cele două orizonturi I şi III.

Curba caracteristică a umidităţii-Orizont I-

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6

Umiditate volumică: θ(cm3/cm3)

Sucţiu

ne: p

F=lo

g(|h

|)

Hydrus 1DModel fizicEşantion sol

Curba caracteristică a umidităţii-Orizont III-

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

0 0.1 0.2 0.3 0.4 0.5Umiditate volumică: θ(cm3/cm3)

Sucţ

iune

: pF=

log|

h|

Hydrus 1DModel fizicEşantion sol

Fig. 9 Comparaţie între cele trei curbe caracteristice ale umidităţii rezultate (Orizont I)

Fig. 10 Comparaţie între cele trei curbe caracteristice ale umidităţii rezultate (Orizont III) În Fig. 9 şi Fig 10 sunt prezentate curbele caracteristice ale umidităţii solulului prin compararea rezultatelor obţinute pe eşantioane, pe modelul fizic şi cu modelul Hydrus 1D. Pentru a putea face o comparaţie fezabilă trebuie să facem următoarele specificaţii: pe eşantion curba caracteristică a umidităţii nu s-a putut determina decât în gama de sucţiuni 200-1000 cm, datorită condiţiilor tehnice – compresorul nu putea să furnizeze

51

presiuni mai mici de 200 cm; pe modelul fizic curba caracteristică a umidităţii nu s-a putut determina cu tensiometrele decât în gama de sucţiuni 0-116cm, datorită faptului că de la această presiune începe practic uscarea solului şi timpul necesar ajungerii la presiunea de 1000cm ar fi fost foarte mare; modelul Hydrus furnizează toată gama de presiuni de la 0 la 15000 cm, dar am selectat doar gama 0-1000 cm Datorită acestor condiţii specificate mai sus, o validare folosind funcţii obiectiv sau algoritmi de optimizare nu se poate folosi. În acest caz mă voi limita doar la o comparaţie prin vizualizarea formei graficelor şi la verificarea umidităţii la saturaţie. Constatăm, că în ambele orizonturi, alura curbei furnizată de Hydrus se înscrie în cea determinată experimental, mai bine evidenţiată pentru orizontul III. În ceea ce priveşte orizontul I, se constată o deviere a valorilor măsurate pe eşantioane faţă de ceea ce furnizează modelul Hydrus. Valorile conductivităţilor la saturaţie sunt foarte apropiate θsHydrus este 0,50 cm3/cm3, θsModelfizic este 0,52 cm3/cm3 iar θsEsantion este de 0,525 cm3/cm3 pentru orizontul I. Pentru orizontul III cele trei valori sunt: θsHydrus este 0,41 cm3/cm3, θsModelfizic este 0,41cm3/cm3 iar θsEsantion este de 0,40 cm3/cm3. Rezultatele obţinute pe baza măsurătorilor tensiometrice sunt mult mai bine reprezentate de către modelul Hydrus, coeficientul de corelaţie fiind cuprins între 0,75 şi 0,91.

Curba conductivitate hidraulică-umiditate volumică K(θ)-Orizont I-

0

10

20

30

40

50

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6

Umiditate volumetrică θ(cm3/cm3)

Cond

uctiv

itate

hid

raul

ică

K(cm

/zi) Eşantion sol

Hydrus 2DModel fizic

Curba conductivitate hidraulică-umiditate volumică K(θ)-Orizont III-

0

10

20

30

40

50

0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5

Umiditate volumică θ(cm3/cm3)

Cond

uctiv

itate

hid

raul

ică

K( c

m/z

i) Eşantion solHydrus 2DModel fizic

Fig. 11. Comparaţie între curbele k(θ) pe eşantioane model fizic şi model Hydrus (orizont I) Fig. 12. Comparaţie între curbele k(θ) pe eşantioane model fizic şi model Hydrus (orizont III)

Aceleaşi precizări se pot face şi în ceea ce priveşte modelarea curbei conductivitate-umiditate (Fig. 11. Fig. 12). Alura curbei se păstrează atât prin modelarea numerică cât şi prin modelarea experimentală. Valorile conductivităţii la saturaţie sunt bine simulate, în sensul că valoarea simulată cu Hydrus este de 41,5 cm/zi, faţă de 45, 67 cm/zi determinată pe eşantioane şi 45,45 cm/zi modelată fizic.

În figurile de mai jos (Fig 13, 14) sunt ilustrate atât debitul specific instantaneu calculat cât şi infiltraţia cumultă, simulate cu Hydrus 1D. Valorile rezultate în urma simulării sunt apropiate de cele măsurate pe modelul fizic de drenaj.

0

0.6

1.2

1.8

2.4

3

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1Timp [h]

Infiltratia cumulatã :I(t)

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 0.2 0.4 0.6 0.8 1Timp: t [h]

Inãltime strat apã la suprafata solului

Fig. 13 Infiltraţia cumulată Fig. 14 Înălţime strat apă la suprafaţa solului Se observă că infiltraţia apei în sol(Fig. 13), după 1h, tinde către o valoare maximă de 3cm (lama de apă infiltrată la timpul t), iar înălţimea maximă a stratului de apă format la suprafaţa solului este de 2 cm (Fig.14). II.2. MODELAREA BIDIMENSIONALĂ

Hydrus-2D [153] este o interfaţă a codului SWMS-2D [152], care simulează curgerea bidimensională a apei, rezolvând ecuaţia Richards, în forma sa mixtă, şi furnizează ca date de ieşire pentru fiecare nod din reţea, valorile de presiune, (h), umiditate, θ, şi componente verticale şi orizontale ale

52

vectorului de viteză. Codul permite utilizarea modelului matematic Mualem - van Genuchten (1980), - MvG, pentru a seta curba caracteristică a umidităţii solului, θ(h) şi curba de conductivitatea hidraulică, K(h). Ecuaţiile cu derivate parţiale sunt rezolvate cu ajutorul unei scheme numerice cu element finit. Paşi de timp sunt ajustaţi la fiecare iteraţie, pe baza criteriului "numărul curent" <1. II.2.1. Definirea domeniului modelării (Domain Information)

În Hydrus, dimensiunea întregului domeniu şi discretizarea sunt introduse în două ferestre diferite. În fereastra definită „Geometry Information” sunt selectate Geometria, Orientarea şi Mărimea domeniului. În figura de mai jos (Fig. 16) se poate vedea Orientarea 2D Plan verticală abordată în problema studiată.

Fig. 16 Definirea domeniului Fig. 17 Dimensionarea domeniului

În conformitate cu dimensiunile modelului fizic de drenaj realizat (vezi Cap. Baza experimentală), adâncimea domeniului pentru simulare a fost stabilită la 100cm, iar lungimea a fost setată la 300m, suprafaţa zonei de infiltrare rămânând aceeaşi ca şi pe modelul fizic (Fig 17).

Discretizarea acestui domeniu se face în cadrul secţiunii FE-MESH (Reţea cu Element Finit) în fereastra intitulată Rectangular Domain Discretization (Discretizarea Rectangulară a Domeniului). Aici domeniul este discretizat pe ambele direcţii(x şi z). În figura de mai jos(Fig 18), este prezentată discretizarea domeniului 2D propus spre analiză.

Fig. 18 Discretizarea rectangulară a domeniului

II.2.2. Introducerea propietăţilor mediului modelat (Material Properties) Proprietăţi, cum ar fi conductivitatea hidraulică şi parametrii de curgere în mediu nesaturat se

introduc în secţiunea programului Hydrus intitulată Water Flow Parameters (Parametrii hidraulici ai solului). In aceasta secţiune (Fig. ) se pot introduce diferite tipuri de materiale conform alegerii domeniului (pentru sol omogen sau stratificat). Programul permite, de asemenea, să ia în considerare o posibilă anizotropie şi

53

heterogenitate a mediului considerat. Există multe alte secţiuni în program care permit utilizatorului introducerea de proprietăţi şi caracteristici mai avansate despre mediul folosit în modelare, cum ar fi estimarea indirectă a parametrilor hidrodinamici, plecând de la cunoaşterea parametrilor fizici de bază ai solului analizat utilizând un Catalog de soluri de la USDA, sau folosind funcţiile de pedotransfer sau aşa numitele “reţele neuronale artificiale”(Subprogramul Rosetta Lite - Schaap, 2003).

Fig. 19 Parametrii hidraulici ai domeniului considerat

În exemplul propus, a fost considerat un sol stratificat, având 4 orizonturi ale căror parametrii hidrodinamici au fost estimaţi folosind subprogramul Rosetta Lite [144], iar rezultatele sunt ilustrate în figura de mai sus (Fig 19). II.2.3. Introducerea condiţiilor la iniţiale şi la limită (Initial and Boundary Condition)

Datele de iniţiale ce trebuie intoduse de utilizator în model sunt: durata simulării, unităţile de lungime şi de timp ales. Condiţiile iniţiale trebuie să fie specificate pe toate punctele domeniului. Aceste conditii pot fi exprimate în potenţial de presiune (h) sau conţinut volumetric de apă în sol (θ).

Fig. 20 Definirea condiţiilor iniţiale Fig. 21 Definirea condiţiilor la limită pe domeniu Pentru rezolvarea hidraulică, condiţiile la limită pot fi variate. Putem alege în modelarea propusă între debit specific (flux) nul, constant sau variabil respectiv presiune constantă sau variabilă, sau pierdere de sarcină la intrare în dren. Alegerea condiţiilor le-am realizat în două situaţii diferite: faza de infiltrare (flux constat), faza de redistribuire (flux nul). Detalierea acestor condiţii este specificată în paragrafele următoare. II.2.4. Durata simulării

De asemenea, trebuie setat timpul de rulare a aprogramului. Hydrus utilizează un pas de timp variabil, ceea ce înseamnă că dimensiunea şi paşii de timp variază în funcţie de stabilitatea sistemului; când sarcina hidraulică se schimba rapid, paşii de timp sunt mai mici, atunci când este stabilă, paşii de timp devin mai mari. În fereastră prezentată în Fig. trebuie setat timpul de simulare iniţial şi final, dar şi valorile minime şi maxime de timp permise pe parcursul simulării.

54

Fig. 22 Definirea duratei simulării Fig. 23 Specificarea cantităţii datelor de ieşire

În simularea realizată aici, durata selectată este de 100 de zile. Acest lucru permite, de exemplu, alocarea unei durate de infiltrare a apei în sol de 1 zi şi redistribuirea apei în sol timp de 99 de zile. II.2.5. Datele de ieşire

Programul este rulat pentru a obţine rezultate, şi pentru asta, durata simulării şi cantitatea de informaţii dorite trebuie să fie specificate(Fig. 23). II.2.6. Rezultatele simulării

Rezultatele simulării cu Hydrus 2D, urmărind etapele de mai sus sunt prezentate în continuare. În exemplu de faţă, dimensiunile domeniului în care are loc simularea circulaţiei apei spre drenuri sunt de 300cm pentru lungime şi de 100cm pentru înălţime. Domeniul este stratificat, format din patru orizonturi de sol, conform Fig. 24.

Simularea a fost setată pentru 100 de zile, iar valorile precipitaţiilor zilnice au fost specificate. Trebuie menţionat că în simulare, valoarea evapotranspiraţiei la suprafaţa solului şi valoarea sucţiunii datorată rădăcinilor plantelor nu au fost considerate.

În timpul fazei de infiltrare au fost stabilite diferite condiţii la limită. Astfel, la suprafaţa solului a fost introdusă condiţia la limita superioară a domeniului drept “flux constant” (debit specific infiltrat constant). Pe marginile laterale ale domeniului a fost introdusă condiţia la limită “fără flux”. La partea inferioară a fost stabilită condiţia la limită “de drenaj”. În timpul fazei de redistribuire a umidităţii în sol doar condiţia la limita superioară se schimbă şi anume „fără flux”.

z =

100c

m

L = 300cm

III

III

IV

Fig. 24 Proprietăţile domeniului simulat

Drenurile sunt presupuse a fi situate la o distanţă de L = 6m unul faţă de celălalt şi pozate la o adâncime de z = 75 cm faţă de suprafaţa solului. Se consideră simetrică mişcarea apei în sol deasupra drenurilor şi la mijlocul distanţei dintre drenuri şi datorită simetriei doar o jumătate a domeniului (L/2 =3m) a fost adoptată în simulare. Drenul este situat în partea dreaptă a domeniului şi este reprezentat prin introducerea unei condiţii la limită simplificate (Fig. 25). Acest lucru presupune că drenul poate fi reprezentat ca şi condiţie la limită echivalentă într-un domeniu bidimensional, conform [56]. Astfel, drenul poate fi reprezentat ca un punct nodal într-o reţea regulată cu element finit, dar cu câteva ajustări făcute în ceea ce priveşte conductivitatea hidraulică a elementelor din vecinătatea drenului. Această abordare presupune că nodul ce reprezentă drenul trebuie să fie înconjurat de elemente finite (fie triunghiulare sau patrulatere) care formează o suprafaţă a cărui conductivitate hidraulică

55

este ajustată. Această metodă este eficientă având estimări relative precise în ceea ce priveşte sarcina hidraulică în vecinătatea drenului, precum şi debitul specific drenat.

Fig. 25 Pozarea drenului (condiţie la limită simplificată) Fig. 26 Poziţionarea nodurilor de observaţie

În figura următoare (Fig. 26) sunt reprezentate nodurile de observaţie alese (N1, N2, N3, N4) pentru urmărirea în timp a mişcării apei spre dren în profilul de sol stratificat. Pe baza acestor noduri de observaţie se pot reprezenta grafic schimbările care au loc în ceea ce priveşte umiditatea volumică solului şi sarcina hidraulică în timpul drenajului. Înaintarea frontului de umiditate pe profil este ilustrată în figurile următoare prin reprezentarea vectorilor de viteză (Fig 27). Se poate observa că viteza de infiltrare se încadrează în intervalul 0 - 10cm/zi (culoarea albastră-legendă). La începutul fazei de infiltrare vectorii de viteză sunt orientaţi verticali (Fig. 27), ceea ce înseamnă că mişcarea apei în sol spre dren este preponderent pe direcţie verticală. În faza de redistribuire a umidităţii în sol, şi în timpul funcţionării drenului se poate observa că la suprafaţa solului şi în primul orizont mişcarea apei este pe direcţie verticală.

Fig. 27 Reprezentarea vectorilor de viteză (ti=0) Fig. 28 Reprezentarea vectorilor de viteză (ti=100zile) În orizontul de deasupra drenului, cu cât ne apropiem de dren mişcarea devine radială iar în orizontul de sub nivelul de pozare a drenului mişcarea apei spre dren devine preponderent orizontală(Fig. 28).

Distribuţia vitezei de infiltrare în vecinătatea drenului este influenţată de conductivitatea hidraulică a solului în jurul drenului şi este ilustrată în Fig. 29. Se observă că pe întreg profilul de sol, după saturare, viteza de filtraţie este sub 10cm/zi şi creşte în vecinătatea drenului ajungând la 30-40cm/zi.

Fig. 29 Distribuţia câmpului de viteze în vecinătatea drenului (ti=100zile)

Variaţia sarcinii hidraulice pe toată perioada simulării este ilustrată în Fig. 30, Fig. 31. La momentul iniţial, conform măsurătorilor tensiometrice efectuate pe modelul fizic, sistemul se află în echilibru indicând o sarcină hidraulică totală de H = - 115cm.

56

Fig. 30 Reprezentarea sarcinii hidraulice (ti=0) Fig. 31 Reprezentarea sarcinii hidraulice (ti=100zile)

La începutul simulării trebuie menţionat că umiditatea pe profilul solului a fost considerată la valoarea capacităţii de apă în câmp. Variaţia spaţială a umidităţii volumice a solului în perioada luată în calcul este ilustrată în Fig 32, Fig. 33.

Fig. 32 Variaţia umidităţii volumice pe profilul solului(ti=0) Fig. 33 Variaţia umidităţii volumice pe

profilul solului(ti=100) Se observă că la momentul iniţial (ti=0) valoarea umidităţii volumice la suprafaţa solului este de θi=0,33-0,35cm3/cm3, iar la sfârşitul perioadei de calcul (ti=100 zile) umiditatea volumică la suprafaţa solului este de θi=0,41-0,42cm3/cm3. În urma măsurătorilor efectuate pe modelul fizic de drenaj şi în urma modelării bidimensionale efecuate folosind programul Hydrus 2D, în cazul aplicării unei precipitaţii cu o intensitate de apoximativ 66,7 mm/h, într-un interval de timp de 1h, am făcut o comparaţie între valorile rezultate şi cele măsurate ( Fig. ). În figura de mai jos (Fig 34) au fost reprezentate grafic liniile echipotenţiale ale sarcinii hidraulice (linie continuă), respectiv înăţimea curbei de depresie formate (linie punctată) rezultate în urma măsurătorilor şi simulărilor efectuate.

3001500 30 60 90 270240210180120

0

2040

6080

100

5555

55

5555

5555

55

50

50

50

50

5050

5050

50

50

50

45

45

4545

4545

4540

40

40

35

35

35

35

30

30 30

25

25

20

Fig. 34 Comparaţie între valorile măsurate (negru) şi valorile simulate (albastru)

Se poate observa că sunt mici diferenţe între valorile măsurate şi cele simulate, pe întreg domeniu. Diferenţele existente între valorile măsurate şi cele simulate la suprafaţa solului pot fi puse pe seama formării lamei de apă la suprafaţa solului. În ciuda acestor diferenţe, pot considera că modelul Hydus 2D reprezintă comportamentul hidraulic al sistemului experimental realizat şi validează rezultatele obţinute pe modelul fizic de drenaj.

57

CONCLUZII ŞI PERSPECTIVE Prelucrarea şi interpretarea rezultatelor obţinute pe baza experimentală, concepută, proiectată şi

realizată, precum şi cercetările teoretice intreprinse în cadrul prezentei lucrări, conduc la reliefarea concluziilor expuse în paragrafele următoare.

Din punctul de vedere al inginerului hidroameliorator, care-şi propune eliminarea excesului de umiditate prin lucrări de drenaj, un teren slab sau greu permeabil prezintă conductivităţi hidraulice mici, ceea ce conduce în proiectare la stabilirea unor distanţe reduse între liniile de drenuri absorbante. Pentru a mări eficacitatea drenajului şi a mări distanţa dintre drenuri, cu implicaţie directă asupra preţului de cost, o soluţie încă puţin studiată este permeabilizarea terenului.

Studiul realizat a fost preponderent experimental. Am recurs la această variantă nu pentru a „masca” un interes mai puţin puternic pentru modelarea matematică, ci pentru că am dorit pe de o parte să furnizez modelării matematice datele de intrare şi apoi să validez rezultatele.

Studiul realizat a scos în evidenţă faptul că pentru atingerea obiectivului propus: mărirea eficacităţii drenajului pe terenurile slab permeabile, sunt necesare: • analiza proprietăţilor solului ce pot conduce la formarea excesului de umiditate în stratul superficial de

sol; în acest sens am scos în evidenţă faptul că structura solului condiţionează comportamentul hidrodinamic al solului (stocarea şi mişcare apei) şi care sunt acele analize de sol ce urmează a fi efectuate pentru a pune în evidenţă acest comportament;

• definirea scării de reprezentare; în acest sens am stabilit profilul de sol ca scară de reprezentare, deoarece caracterizarea solului şi înţelegerea modului său de funcţionare se bazează pe identificarea şi descrierea orizonturilor de sol. În ceea ce priveşte definirea proprietăţilor locale ale profilului, acestea au fost analizate în baza noţiunii de volum elementar reprezentativ (VER), ceea ce presupune atribuirea unui punct din spaţiu a proprietăţilor medii ale unui volum de material. Acest lucru a permis studiul pe eşantioane de sol în structură nederanjată, prelevate din fiecare orizont;

• cunoaştera modalităţilor de studiu/cercetare; după un atent studiu asupra modelelor de drenaj existente, m-am oprit asupra modelelor fizice de drenaj deoarece, fiind bidimensionale reflectă mult mai fidel procesele ce au loc într-un sistem de drenaj, luând în calcul şi circulaţia pe verticală şi cea pe orizontală a apei în sol. Pe un astfel de model fizic se poate studia şi zona nesaturată. Introducerea unui sol stratificat în model constituie nu neapărat o „inovaţie” în studiul drenajului, ci mai degrabă o încercare de a surprinde şi a înţelege mecanismele ce au loc într-un sistem sol-apă supus unui drenaj artificial şi care definesc comportamentul hidrodinamic al unui sol natural.

• cunoaşterea modalităţilor tehnice şi tehnologice de mărire a eficacităţii drenajului orizontal; în acest sens am reliefat că afânarea mecanică, ca metodă singulară de permeabilizare, nu este suficientă pe solurile grele, datorită durabilităţii reduse a efectului afânării (aproximativ un an). De asemenea, combinarea drenajului orizontal cu lucrări de permeabilizare a solului este considerată soluţia cea mai eficientă pentru drenarea terenurilor slab permeabile. În acest sens, am propus ca soluţie tehnică de drenaj soluţia cu coloane filtrante, în două variante: coloane filtrante din nisip sortat şi coloane filtrante din pământ amestecat cu un polimer hidroabsorbant. De asemenea am propus introducerea unui nou tip de tub de drenaj: tub spirală şi am analizat performanţele acestuia prin comparare cu varianta clasică: tub din pvc riflat. Performanţele au fost analizate în baza următoarelor criterii de drenaj: variaţia sarcinii pe dren la adâncimea L/2, stabilirea corelaţiei între înălţimea maximă a curbei de depresie şi debitul de evacuare al drenurilor, corelaţia dintre raportul ( )*hf= şi înălţimea curbei 'hqde depresie (dreapta Hooghoudt) considerând că pe paşi mici de timp (5-10min) regimul este permanent, şi determinarea factorului intensităţii de drenaj şi a „coeficientului rezervorului” pentru regim nepermanent.

• ca mijloc de validare a rezultatelor obţinute pe modelul fizic de drenaj, am ales modelul Hydrus, deorece modelează solul şi nu acviferul, realizează o modelare „completă” luând în considerare circulaţia apei pe cele două direcţii -verticală şi orizontală, ofera posibilitatea modelarii terenurilor stratificate

Într-o primă etapă a studiului experimental am realizat o serie de analize de laborator ale căror rezultate se pot rezuma astfel: • importanţa structurii solului ca factor determinant în studiul drenajului. Structura solului poate fi

pusă în evidenţă prin studiul următoarelor elemente, cum ar fi densitatea aparentă, porozitatea,

58

textura, conductivitatea hidraulică, etc. În acest fel se depăşeşte studiul clasic al structurii prin modalităţi descriptive, trecând la un studiu cantitativ. În alcătuirea profilului de sol analizat, se remarcă o alternanţă a orizonturilor cu textură medie cu orizonturi cu textură fină, puternic compactate (densităţi mari, porozităţi mici), şi cu permeabilitate redusă (conductivităţi hidraulice mici) ce pot produce un exces temporar de umiditate. A fost pus în evidenţă un orizont argiloiluvial, în imediata vecinătate a suprafaţei care, datorită caracteristicilor sale, se va comporta ca o barieră în calea infiltraţiei apei.

• definirea comportamentul hidrodinamic al solului analizat şi anume: excesul de umiditate, pe acest tip de sol, provine din precipitaţii cu intensităţi ce depăşesc capacitatea de infiltrare, fiind favorizat de formarea unor pelicule de pânze freatice „suspendate” deasupra orizontului Bt. Din acest motiv este necesară combinarea drenajului orizontal cu tehnici de permeabilizare a stratului superficial al solului.

• găsirea celui mai adecvat model pentru stabilirea relaţiilor ce definesc comportamentul hidrodinamic al solului (conductivitate hidraulică-umiditate volumică şi sucţiune-umiditate volumică), adică modul de stocare şi de deplasare a apei într-un sol. În acest sens, după aplicarea mai multor modele, am stabilit că modelul van Genutchen se poate aplica cu succes, atunci când nu cunoaştem decât conductivitatea la saturaţie şi umiditatea la saturaţie a unui sol.

• folosirea pentru prima dată a TerraCottem-ului ca metodă de permeabilizare pune în evidenţă faptul că, prin mărirea volumului lor, aceşti polimeri determină mărirea porozităţii şi implicit a conductivităţii hidraulice. Pentru a stabili ce influenţe ar avea folosirea unui material hidroabsorbant ca metodă de permeabilizare a solurilor grele, am analizat densitatea aparentă, conductivitatea hidraulică şi porozitatea unui amestec de sol cu TerraCottem. Menţionez că acest polimer nu a fost testat niciodată ca material de permeabilizare ci doar ca material suport pentru plante, folosit la îmbunătăţirea umidităţii solului în condiţii de climat arid, chiar deşertic. Tematica de cercetare privind tehnologiile de permeabilizare a solurilor grele cu acest tip de material prezintă, chiar şi pe plan mondial, un evident caracter de noutate. Analizele efectuate au demonstrat capacitatea acestui material de a mări conductivitatea hidraulică a solului de aproape 10 ori şi implicit a porozităţii solului cu 15-20%. Mai mult, testând comportarea lui în regim cultivat am ajuns la concluzia că datorită faptului că determină creşterea masei vegetale şi radiculare, conduce la îmbunătăţirea drenajului solului (biodrenaj). Următoarea etapă a studiului experimental a fost proiectarea şi realizarea bazei experimentale precum

şi stabilirea unui protocol experimental care să permită realizarea experimentelor atât în regim cu drenaj liber cât şi în regim drenat. Baza experimentală este constituită dintr-un model fizic de drenaj (3,0x0,2x1,0m) în care s-a introdus solul analizat în etapa anterioară. Menţionez că solul introdus este stratificat, depăşind astfel studiile realizate pe soluri omogene.

Pentru buna funcţionare a acestei baze dar şi pentru obţinerea unor rezultate concludente au fost concepute câteva instalaţii şi dispozitive experimentale, respectiv pachete informatice specifice sistemelor de drenaj. Acestea se referă la instalaţia de precipitaţie artificială, instalaţia de drenare, instalaţia de măsurare a nivelului apei freatice în sol, instalaţia de măsurare a sucţiunii. Punctul forte al acestei baze experimentale constă în gestionarea electronică şi informatică a sistemului, realizat prin intermediul plăcii de achiziţie şi a programului informatic pe care l-am realizat în acest scop. Acest program (scris în limbaj LabView) are rolul de a prelua semnalele electrice furnizate de cele opt tensiometre şi le convereşte în presiuni (sarcina hidraulică), după care le stochează în fişiere electronice tip Excel sau Text. Utilizarea tensiometrelor a necesitat, în prealabil, realizarea unor teste pentru a le etalona. La etalonare am conceput un program tot în LabView care a furnizat ecuaţiile după care se realizează convertirea semnalelor primite din tensiuni (mV) în presiuni (hPa). Acestea au pus în evidenţă sensibilitatea tensiometrelor la variaţia presiunii atmosferice, chiar şi într-un mediu controlat. Cu ajutorul bazei experimentale şi a protocolului experimental stabilit am realizat în total 4 experienţe care au permis stabilirea: modului de funcţionare a două tipuri de tuburi de drenaj diferite ca şi concepţie: tubul din pvc riflat clasic şi un dren spirală cu pasul spiralei de 0,5cm; s-a urmărit soluţia pozării drenului fără tranşee. Fiecare dren s-a studiat separat, obţinând astfel o distanţă pe modelul de drenaj între drenuri de 6m;modului de funcţionare concomitentă a celor tuburi de drenaj în soluţia pozării drenului fără tranşee; modului de funcţionare a drenurilor prin introducerea lor într-o coloană filtrantă (urmărind astfel

59

soluţia de drenaj combinată cu coloană filtrantă), în două variante: coloană filtrantă din nisip sortat combinată cu dren riflat şi coloană filtrantă alcătuită din sol amestecat cu un material hidroabsorbant (TerraCottem) combinată cu dren spirală. Experienţele enunţate mai sus au condus la următoarele concluzii: • drenul spirală poate fi folosit pentru evacuarea apei dintr-un teren cu exces de umiditate, deoarece

asigură o normă de drenaj egală cu cea a drenului riflat. Deoarece solul din jurul lui trebuie să se satureze şi să-i asigure o funcţionare normală, drenul spirală are nevoie de un timp de răspuns mai mare (diferenţele de timp faţă de drenul riflat sunt de 5 minute). În schimb, volumul de apă evacuat la momentul intrării în funcţionare este mai mare, iar în regim nepermanent de funcţionare, având factorul intensităţii de drenaj mai mare (2,94 faţă de 2,27 1/zi), coboară nivelul freatic superficial într-un timp mai scurt (0,34 faţă de 0,44 zile);

• folosirea materialului hidroabsorbant se poate recomanda cu condiţia folosirii lui în combinaţie cu biodrenajul;

• coloana filtrantă în combinaţie cu tuburile de drenaj conduce la o coborâre rapidă a curbei de depresie importantă pe solurile greu permeabile;

• în momentul introducerii tehnicii de permeabilizare, solurile drenate prezintă conductivităţi hidraulice mai mari în zona tranşeelor. Acest lucru se datorează ruperii pereţilor şanţului de pozare a drenului, realizându-se deschiderea porilor obturaţi precum şi reducerea dispersiei şi gonflării argilei. În acest fel, se măreşte conductivitatea hidraulică şi mişcarea apei către dren va fi mai rapidă;

• comportarea hidraulică mai bună a drenului spirală (viteza de coborâre a nivelului freatic în variantă de pozare directă a fost 0,18cm/h faţă de varianta clasică cu dren riflat -0,14cm/h,) le recomandă în folosirea lor pe terenuri greu permeabile sau pe terenuri având folosinţe de importanţă majoră; Pentru validarea rezultatelor am folosit programul Hydrus 1D/2D care oferă o serie de avantaje:

modelează solul şi nu acviferul; realizează o modelare „completă”; oferă posibilitatea modelării 2D, oferă posibilitatea simulării mişcării apei freatice spre drenuri în soluri stratificate. Datele de intrare folosite sunt cele furnizate prin studiul experimental. În materie de modelare, pe lângă exerciţiul de modelare realizat, pot scoate în evidenţă importanţa caracterizării comportării hidrodinamice a solului drenat la o scară compatibilă. Rezultatele obţinute prin modelare matematică şi anume: • curba caracteristică a umidităţii solului şi curba variaţiei conductivităţii hidraulice cu umiditatea

volumică, pentru fiecare orizont al profilului de sol sunt în concordanţă cu cele înregistrate pe modelul fizic;

• mişcarea apei în sol spre dren este preponderent pe direcţie verticală; • distribuţia vitezei de infiltrare în vecinătatea drenului este influenţată de conductivitatea hidraulică a

solului în jurul drenului; • înăţimea curbei de depresie formate; • în orizontul de deasupra drenului, cu cât ne apropiem de dren mişcarea devine radială iar în orizontul de

sub nivelul de pozare a drenului mişcarea apei spre dren devine preponderent orizontală reprezintă comportamentul hidraulic al sistemului experimental realizat şi validează rezultatele obţinute pe modelul fizic de drenaj.

În sfârşit, rezultatele şi reflexiile prezentate în această lucrare conduc la ideea că prin experimentele concepute am reuşit să finalizez obiectivul propus îmbunătăţirea permeabilităţii solului cu un conţinut ridicat de argilă cu fixarea efectului pentru durate mari de timp. Pe de altă parte, prin contribuţiile personale enunţate aduse la studiul solurilor drenate artificial am putut oferite soluţii practice de îmbunătăţire a drenării terenurilor grele: • alegerea materialelor de permeabilizare a solului în funcţie de condiţiile de sol şi folosinţa terenului; • introducerea unui nou tip de tub de drenaj – tub tip spirală – care, având un profil exterior îmbunătăţit şi o

secţiune de intrare a apei mărită (800cm2/ml de dren faţă de varianta martor dren riflat – 10cm2/ml), permite descărcarea liniilor de curent în orice punct al drenului. Astfel, reducerea semnificativă a rezistenţelor hidraulice la intrarea apei în dren, permite fie mărirea distanţei între liniile de drenuri ceea ce conduce la o scădere a costului investiţiei fie un drenaj mai intens (coborârea mai rapidă a nivelului freatic) fără a se modifica distanţa dintre liniile de drenuri;

60

• folosirea materialelor hidro-absorbante introduce totuşi costuri mari (cantitatea optimă 1000kg/ha cultivat, preţ 6,5euro/kg), costuri ce pot fi compensate de durata lor de funcţionare care este de10 ani, ceea ce înseamnă 5 cicluri de vegetaţie ale unei culturi. Această soluţie din punct de vedere ecologic este nepoluantă, iar din punct de vedere economic este mai rentabilă decât soluţia tehnică clasică (afânarea adâncă durează de la un an la trei şi nu poate fi aplicată pe toate terenurile.

Următoarea etapă absolut necesară pentru validarea concluziilor enunţate mai sus este urmărirea în câmpuri experimentale de drenaj, sub influenţa diferitelor condiţii naturale (precipitaţii, folosinţa terenului amenajat, etc.), a funcţionării şi eficienţei drenurilor spirală. De asemenea, este necesar ca în perspectivă baza experimentală şi programele realizate să fie îmbunătăţite, astfel încât acestea din urmă să ofere automat valorile criteriilor de drenaj prin care să fie evaluate performanţele unei soluţii propuse.

Unele din rezultatele prezentate în teză au fost făcute publice prin articole de specialitate la care am fost autor sau coautor sau prin contractele de cercetare la care am participat în calitate de membru.

BIBLIOGRAFIE

[2] M. Acutis and M. Donatelli, SOILPAR 2000: Software to estimate soil hydrological parameters and functions. Eur. J. Agron. 373-377 (2003).

[3] Akay O., Fox G.A. and J. Simunek, Numerical simulation of flow dynamics during macropore-subsurface drain interactions using HYDRUS. Vadoze Zone Journal 7, 909-920 (2008).

[6] ASRO. Determinarea densitatii aparente a solului uscat. 2000. SR ISO 11272. [7] ASRO. Determinarea densitatii particulelor. 2000. SR ISO 11508. [8] ASRO. Calitatea Solului. Determinarea distributiei dupa marime a particulelor din materialul mineral al

solurilor. Metoda prin cernere si sedimentare. 2000. SR ISO 11277. [9] S. Assouline, D. Tessier and A. Bruand, A conceptual model of the soil water retention curve. Water Resources

Research 34, 223-231 (1998). [12] B. Baitsch and Rieser A., Problems Arising From Draining Heavy and the Introduction of Measure to Improve

the Functioning of the Drainage System. Irrigation and Drainage Paper (1970). [13] Basarabă A. and tefan P., Pedologie, USAMV, Bucuresti 2002. [14] A. S. Bazaraa, Abdel-Dayem M.S., Willardson L.S. and Amer M.H., Artesian and Anisotropic Effects on Drain

Spacing. Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 112, 55-64 (2010). [17] S. Bitterlich, W. Durner, S. C. Iden and P. Knabner, Inverse Estimation of the Unsaturated Soil Hydraulic

Properties from Column Outflow Experiments Using Freeform Parameterization. Vadoze Zone Journal 3, 978-981 (2004).

[18] Blaga G.., Filipov F., Rusu I., Udrescu S. and Vasile D., Pedologie, Ed. Academic Press, Cluj Napoca 2005. [19] Blidaru V., Pricop Gh. and Wehry A., Irigatii si drenaje, Ed. Didactică şi Pedagogică, Bucureşti 1981. [21] M. G. Bos, Land drainage: why and how?, pp. 23-31, Ritzema H.P. ILRI Publication, Wageningen 2010. [23] Bouarfa S. Drainage en périmčtre irrigué. Prise en compte de l'évaporation dans la modélisation saturée du

drainage. -232. 1995. Université Louis Pasteur de Strasbourg. [24] S. Bouarfa and D. Zimmer, Water-table shapes and drain flow rates in shallow drainage systems. Journal of

Hydrology 235, 264-275 (2010). [25] R. H. Brooks and A. T. Corey, Hydraulic properties of porous media. Hydrol Paper 3, (1964). [27] Buta C., Maftei C. and Rosu L. The drain spacing determination in the Calmatui catchments. microCad

International Conferences. microCad , 15-24. 2004. Miskolc. [28] Buta C., Ciurea C., Maftei C. and GELMAMBET S, Analysis of hydrodimamics properties of soils in a

laboratory tank model . Lucrari Stiintifice seria Horticultura XLIX, 989-994 (2008). [29] G. S. Campbell, A simple method for determining unsaturated conductivity from moisture retention data. Soil

Science 117, 311-317 (1974). [30] Campbell G.S, Soil physics with Basic: Transport models for soil–plant systems, Elsevier, Amsterdam 1985. [32] Canarache A., Fizica solurilor agricole, Ed. Ceres, Bucuresti 1990. [36] Chirita C.D., Ecopodelogie, cu baze de pedologie generala, Ed. Ceres, Bucuresti 1979. [38] Ciurea C. and Chirica A., Geotehnica, manual pentru lucrările de laborator, Ovidius University Press,

Constanta 1999 [39] T. P. Clement, W. R. Wise, M and z F.J., A physical based Two-dimensional, Finite Difference Algorithm for

Modeling Variably Saturated Flow. J Hydrol 161, 71-90 (1994). [40] D. R. Coote and P.J.Zwerman, Surface drainage of flat lands in the Eastern U.S. Cornell Univ Est Bull -48

(1970). [42] G. Dagan, Spacing of drains by an approximate method. Journal of Irrgiation and Drainage Div 90, 41-46

(1964).

61

[44] J. H. Dane and S. Hruska, In–situ Determination of Soil Hydraulic Properties During Drainage. Soil Sci Soc Am J , 47, 619-624 (1983).

[45] Darcy H., Les fontaines publiques de la ville de Dijon, V. Dalmont, Paris 1856. [46] G. de Marsily, Cours d'hydrogéologie, Ecole Nationale Supérieure des Mines de Paris. Centre d'infomation

géologique, Fontainebleau 1980. [47] Dere C., Détermination de la position de la surface libre d'une nappe superficielle drainée par un fossé a paroi

verticale : Etude expérimentale du phénomene de suintement, Cemagref, Groupement d.Antony, 2000. [49] L. D. Dumm, Transient-flow concept in subsurface drainage: its validity and use. Trans ASAE 7, 142-151

(1964). [50] W. Durner, Hydraulic conductivity estimation for soils with heterogeneous pore structure. Water Resources

Research 211-223 (1994). [51] Engelund F., Mathematical discussion of drainage problems. Trans Danish Acad Techn Sci 5-61 (1951).

[53] L. F. Ernst, Calculation of the steady flow of groundwater in vertical cross-sections. Netherlands Journal of Agricultural Science 126-131 (1956).

[54] L. F. Ernst. Groundwater flow in the saturated zone and its calculation when parallel open conduits are present. -189. 1962. University of Utrecht.

[55] Filipov F. and Lupascu Gh., Pedologie; Alcatuirea, geneza, proprietatile si clasificarea solurilor, Ed. Terra Nostra, Iasi 2003.

[56] G. S. R. W. a. N. J. L. Fipps, Drains as a Boundary Condition in Finite Elements. Water Resour Res 22, 1616-1621 (1986).

[59] A. Gafni, Biological drainage-rehabilitation option for saline-damaged lands. Water and irrigation 337, 33-36 (1994).

[60] W. R. Gardner. Calculation of capillarity conductivity from pressure plate outflow data. Soil Science Society of America Proceedings 20, 317-320. 1956

[63] Hammad, Depth and spacing of tile drainage systems . Journal of Irrigation and Drainage 83, 15-33 (1962). [64] Hamza M.A. and Anderson W.K., Soil Compaction in Cropping Systems: A review of the nature, causes and

possible solutions. Soil & Tillage research 82, 121-145 (2005). [65] Haret C. and Stanciu I., Tehnica drenajului pe terenurile agricole, Ed. Ceres, Bucuresti 1978. [68] T. D. Hinesly and D. Kirkham, Theory and flow nets for rain and artesian water seeping into soil drains. Water

Resources Research (1966). [69] Horton RE., The role of infiltration in the hydrologic cycle. Transactions, American Geophysical Union 14,

446-460 (1933). [74] IPTRID, Bio drainage - Principles, experiences and applications, p. 4, International Programme for Technology

and Research in Irrigation and Drainage, FAO, Rome 2002. [78] Kacimov A.R., Comment on the paper "An analytical solution for design of bi-level drainage systems" by A.K.

Verma, S. K. Gupta, K. K. Singh, H. S. Chauman. Agric Water Manage 46, 193-200 (2000). [79] C. Kao, Bouarfa S. and D. Zimmer, Steady state analysis of unsaturated flow above a shallow water-table

aquifer drained by ditches. Journal of Hydrology 122-133 (2001). [80] C. Kao. Fonctionnement hydraulique des nappes superficielles de fonds de vallées en interactrion avec le

réseau hydrographique. -266. 2002. Paris, ENGREF. [81] Kirkham, Seepage of steady rainfall through soil into drains. Trans Am Geophys Union 39, 892-908 (1958). [82] Kirkham, Steady state theories for drainage. Jour Irr And drainage Div 92, 19-39 (1966). [84] Koekkoek E.J.W. and Booltink H., Neural network models to predict soil water retention. European Journal of

Soil Science 50, 489-495 (1999). [85] K. Kosugi, Lognormal distribution model for unsaturated soil hydraulic properties. Water Resources Research

2697-2703 (1996). [86] Krayenhoff and D. A. van de Leur, A study of non-steady groundwater flow with special reference to a

reservior-coefficient. I Ingenieur 87-94 (1958). [87] S. Kumar, S. K. Gupta and S. Ram, Inverse Techniques for Estimating Transmissivity and Drainable Pore

Space Utilizing Data from Subsurface DrainageExperiments. Agric Water Manage 26, 41-58 (2010). [88] Kutlu Turgut and Ersahin Sabit. Calibration of van Genutchen Unsaturated Hydraulic Conductivity Parameters

by Regression Technique. International Meeting on Soil Fertility Land Management And Agroclimatology , 175-181. 2008. Tutkey

[91] F. J. Leij, Alves W.J. and M. T. van Genuchten, UNSODA: The unsaturated soil hydraulic database, U.S. Salinity Lab., Riverside, CA 1996.

[92] Lesaffre B. and D. Zimmer, Subsurface drainage peak flows in shallow soil. Jour of Irrigation and Drainage Eng 114, 387-406 (1988).

[93] Lesaffre B. Fonctionnement hydrologique et hydraulique du drainage souterrain des sols temporairement engorgés. -334. 1988. Université Paris VI

62

[94] Leu D. and Nitescu E. Studii privind tehnologia permeabilizarii mecano-chimice pe solurile argiloase si instalatii de executie in campul experimental Osoi Iasi. 1987.

[95] E. J. List. The steady flow of precipitation to an infinite series of tile drains above an impervious layer. J.Geophys.Res. 69[16]. 1964.

[99] Maftei C. Etude concernant les écoulements superficiels. -181. 2002. Académie de Montpellier, Université II [100] Maftei C. and Buta C., Analyse de la variation de l'humidité d'un sol brun luvique. Lucrari Stiintifice seria

Horticultura 1, 1001-1006 (2007). [101] Maftei C. and Buta C., Evaluation of the Mathematical Models for Quantifying the Unsaturated Hydraulic

Conductivity. Lucrari Stiintifice seria Horticultura 1, 951-957 (2007). [102] Man T.E., Sabau N.C., Cimpan G. and Bodog M., Hidroameliratii, Ed. Aprilia Print, Timisoara 2007. [103] Maqsoud A., Bussiere B., Mbonimpa M. and Aubertin M. Hysteresis effects on the water retention curve: a

comparison between laboratory results and predictive models. 57th Canadian Geotechnical Conference. 815. 2004.

[104] Maracineanu Florin, Măsuri tehnice privind îmbunătăţirea regularizării umidităţii solului în amenajările de drenaj. Lucrări ştiinţifice IANB XXXVI, (1991).

[106] Maracineanu Florin and Constantin Elena. Studii privind modernizarea tehnicilor de drenaj de suprafaţă şi subteran pe terenuri cu exces de umiditate din judeţul Covasna. 1993. 151/161/1993.

[107] Maracineanu Florin and Constantin Elena, Modernizarea amenajărilor de drenaj în România, necesitate economică şi ecologică. USAMV Bucureşti XLI, (1998).

[108] Maracineanu Florin, Drenaj agricol-Curs universitar, USAMV Bucureşti, AMC, Bucuresti 2002. [109] Maria D. and Codreanu M., Drenajul agricol pe terenurile în pantă din Transilvania, Ed. Bren, Bucureşti 2005. [110] T. J. Marshall and Holmes J.W., Soil Physics, Cambridge University Press, 1979. [112] Mermoud A., Elements de physique du sol, Ed. H*G*A, Bucuresti 1998. [113] J. C. Miles and K. Kitmitto, New drain flow formula. Jour of Irrigation and Drainage Eng 115, 215-230 (1989). [117] Y. A. Mualem, A new model for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated porous media. Water

Resources Research 513-522 (1976). [119] A. Musy and M. Soutter, Physique du sol, p. -335, Presses Polytechniques et Universitaires Romandes,

Lausanne 1991. [121] Nijland H.J., Croon F.W. and Ritzema H.P., Subsurface Drainage Practices: Guidelines for the implementation,

operation and maintenance of subsurface pipe drainage systems, p. 13, ILRI Publication 60, Alterra, Wageningen, Netherlands 2005.

[122] Nitescu E. Contributii la studiul drenajului in scop de desalinizare si de prevenire a salinizării secundare în masivele irigate. 1980. Iaşi, IP Iaşi.

[123] Nitescu E. and Mihăilă G., Folosirea tufurilor vulcanice în lucrările de drenaj, pe terenuri salinizate. Zeoliţii în tehnologia modernă (1983).

[125] Nitescu E. and Leu D., Tehnologia drenajului orizontal pentru amenajările de îmbunătăţiri funciare, p. 12, Ed. Ceres, 1990.

[128] R. J. Oosterbaan, Pissarra A. and van Alphen J.G. Hydraulic head and discharge relations of pipe drainage systems with entrance resistance. 15th European Regional Conference on Agricultural Water Management. Proceedings of the 15th European Regional Conference on Agricultural Water Management III, 86-98. 1989. Dubrovnik, ICID.

[129] R. J. Oosterbaan. Parallel pipe drains with entrance resistance above a semi-confined aquifer with upward seepage. Symposium on Land Drainage for Salinity Control 3, 26-35. 1990. Cairo

[131] R. J. Oosterbaan and Ritzema H.P. Hooghoudt's drainage equation, adjusted for entrance resistance and sloping land. W.F.Vlotman. Proceedings 5th International Drainage Workshop. II, 2.18-2.28. 1992. Lahore, ICID/WAPDA.

[132] Paris Anguella T., Détermination expérimentale des propriétés hydrodynamiques au voisinage de la saturation: Incidence sur le fonctionnement hydrique d'un sol a nappe superficielle, p. -57, 2001.

[133] Paris Anguella T. Etude du transfert d'eau et de solutés dans un sol a nappe superficielle drainée artificiellement. -158. 2004. Paris, ENGREF Paris.

[137] W. J. Rawls, Brakensiek D.L. and Saxton K.E., Estimation of soil water properties. Trans ASAE 1316-1328 (1982).

[139] Ruiz-Canales A., Abrisqueta J.M., Franco J.A. and Moreno M.A. Evaluation on two Unsaturated Flow Models for Cultivated Soil Located in a Semiarid Climate. ICID 21st European Regional Conference. 2005. Franjfurt and Slubice.

[140] J. Ryan, Crop Nutrients for Sustainable Agricultural Production in the Drought-Stressed Mediterranean Region. J Agric Sci Technol 10, 295-306 (2008).

[141] Saito H., Seki K. and J. Simunek, An alternative deterministic method for spatial interpolation of water retention parameters. Hydrology and Earth System Sciences 13, 453-465 (2009).

63

64

[142] Sands G., Agricultural drainage – Soil water concept, p. 16, Universty of Minnesota, 2001. [143] Schaap M.G., F. J. Leij and M. T. van Genuchten, A bootstrap neuralnetwork approach to predict soil

hydraulic parameters. In Characterization and measurementof the hydraulic properties of unsaturated porous media. Part 1. (Ed. M.Th .van Genuchten et al.) Univ. of California, Riverside 1999.

[144] Schaap M.G., F. J. Leij and M. T. van Genuchten, Rosetta: A computer program for estimating soil hydraulic parameters with hierarchicalpedotransfer functions. Journal of Hydrology 163-176 (2001).

[146] G. O. Schwab and Fouss J.L. Drainage materials. [38]. 1999. Madison, WI, American Society of Agronomy, Crop Science Society of America, Soil Science Society of America. Agricultural Drainage, Agronomy

[148] Seki K., SWRC fit a nonlinear fitting program with a water retention curve for soils having unimodal and bimodal pore structure. Hydrology and Earth System Sciences 4, 407-437 (2007).

[149] Sharad K.Jain, Singh Vijah and M. T. van Genuchten, Analysis if Soil Water Retention Data Using Artificial Neural Networks. Journal of Hydrologic Engineering 9, 415-420 (2004).

[151] M. J. Simpson and T. P. Clement, Comparison of Finite Difference and Finite Element Solutions to the Variability-Saturated Flow Equation. J Hydrol 270, 49-64 (2003).

[152] J. Simunek, T. Vogel and M. T. van Genuchten, The SWMS2D code for simulating water flow and solute transport in two-dimensional variably saturated media. Technical report version 1.1. U.S. Salinity Laboratory, U.S.D.A., Agriculture Research Service, Riverside, CA 1994.

[153] J. Simunek, Sejna and M. T. van Genuchten, HYDRUS-2D. Simulating Water Flow and Solute Transport in Two Dimensional Variably Saturated Media, U.S. Salinity Laboratory, U.S.D.A., Agriculture Research Service, Riverside, CA 1996.

[154] Simunek J. and Hopmans J.W., Parameter Estimation of Unsaturated Soil Hydraulic Properties from Transient Flow Process. Soil Till. Res.. Soil Till Res 47, 27-36 (1998).

[155] J. Simunek and J. W. Hopmans, Parameter optimisation and nonlinear fitting. In Methods of soil analysis. Part 4 : Physical methods. (Ed. J.H.Dane et G.Clarke Topp) pp. 139-157, Soil Science Society of America, Inc., Madison, Wisconsin USA 2002.

[156] J. Simunek, M. T. van Genuchten, D. Jacques, M. Inoue and M. Flury, Solute transport during variably saturated flow - Inverse methods. In Methods of soil analysis. Part 4 : Physical methods. (Ed. J.H.Dane et G.Clarke Topp) pp. 1435-1449, Soil Science Society of America, Inc., Madison, Wisconsin USA 2002.

[160] Smedema L.K., Vlotman W.F. and Rycroft D.W., Modern Land Drainage: Planning, Design, and Management of Agricultural Drainage Systems, Batsford Academic and Educational Ltd, London, U.K. 2004.

[163] V. Stefan and Nită L., Mineralogie si Pedologie; Ghid practic, Ed. Orizonturi Universitare, Timisoara 2002. [165] S. Toksöz and Kirkham D., Graphical Solution and Interpretation of a New Drain-Spacing Formula1. J

Geophys Res 66, 509-551 (1961). [166] B. D. Trafford, Drainage Handbook. Fundamental aspects. Tines in soil, 1971. [168] W. F. J. van Beers, Computing drain spacings. Bulletin (1976). [170] M. T. van Genuchten, A closed-form equation for predicting the hydraulic conductivity of unsaturated soils.

Soil Science Society of America Journal 892-898 (1980). [171] M. T. van Genuchten, F. J. Leij and S. R. Yates, The RETC code for quantifying the hydraulic functions of

unsaturated soils, Report No. EPA/600/2-91/065, R. S. Kerr Environ. Res. Laboratory, U.S. Environmental Protection Agency, Ada, Oklahoma 1991.

[172] M. Th. Van Genuchten and F. J. Leij. On Estimating the Hydraulic Properties of Unsaturated Soils. Proc.of the InternationalWorkshop on Indirect Methods forEstimating the Hydraulic Properties ofUnsaturated Soils. 1992.

[175] J. van Schilfgaafde, Theory of flow to drains. Advances in Hydroscience 43-106 (1970). [177] Vauclin.M., Modeling of solute transport in the vadose zone. Rev Sci Eau 7, 81-102 (1994). [179] Vogel T. and Cislerova M., On the reliability of unsaturated hydraulic conductivity calculated from the

moisture retention curve. Transport Porous Media 1-15 (1988). [182] Vogel T., M. T. van Genuchten and Cislerova M., Effect of the shape of the soil hydraulic functions near

saturation on variably-saturated flow predictions. Ad In Water Res 133-144 (2001). [184] Waltz F.C., Quisenberry V.L. and Mc Carty L.B., Physical and Hydraulic Properties Mixes Amended with

Inorganics for Golf Putting Greens. Agronomy Journal 95, 395-404 (2003). [186] Wehry A., David I. and Man T.E., Probleme actuale în tehnica drenajului, Ed. Facla, Timişoara 1982. [187] Wehry A. and et al., Analiza unor factori care influenţează alegerea soluţiilor eficiente de drenaj .

Hidrotehnica (1988). [189] Wilding L.P & Lin Henry. Advancing the frontiers of soil science towards a geoscience. Geoderma, 131: 257-

274, 2006 [193] Youngs E.G., The effect of the depth of an impermeable barrier on water-table heights in drained

homogeneous soils .Journal of Hydrology 24, 283-290 (1975). [196] http://www.terracottem.com/.