Nr4ro2019

Revista Minelor Mining Revue PUBLICAŢIE INTERNAŢIONALĂ DESPRE MINERIT ŞI MEDIU Vol. 25 Nr. 4 / 2019 ISSN-L 1220 – 2053 / ISSN 2247 -8590

Publicat de Universitatea din Petroşani

REVISTA MINELOR - MINING REVUE COLECTIVUL EDITORIAL Editor şef: Prof.univ.dr.ing. Ilie ONICA Co-editori: Șef lucr.dr.ing. Paul Dacian MARIAN Lect. Lavinia HULEA Senior editori: Prof.univ.dr.ing. Dumitru FODOR Prof.univ.dr.ing. Nicolae ILIAŞ Prof.univ.dr.ing. Mircea GEORGESCU Comitetul ştiinţific: Prof. Iosif ANDRAS - Universitatea din Petroșani, România Dr.hab.ing. Marwan AL HEIB - Ecole des Mines de Nancy, INERIS, Franța Prof. Victor ARAD - Universitatea din Petroşani, România Dr.ing. Horea BENDEA - Politechnico di Torino, Italia Prof. Lucian BOLUNDUȚ - Universitatea din Petroşani, România Prof. Ioan BUD - Universitatea Tehnică Cluj-Napoca, România Prof. Mihai Pascu COLOJA - Universitatea de Petrol și Gaze din Ploiești, România Prof. Ştefan COVACI - Universitatea din Petroşani, România Prof. Eugen COZMA - Universitatea din Petroșani, România Prof. Nicolae DIMA - Universitatea din Petroşani, România Prof. Carsten DREBENSTEDT - TU Bergakademie Freiberg, Germania Prof. Ioan DUMITRESCU - Universitatea din Petroșani, România Dr.ing. George-Artur GĂMAN - I.N.C.D. INSEMEX Petroşani, România Prof. Ioan GÂF-DEAC - Universitatea Dimitrie Cantemir Bucureşti, România Dr.ing. Edmond GOSKOLLI - National Agency of Natural Resources, Albania Prof. Monika HARDIGORA - Technical University of Wroclaw - Polonia Prof. Andreea IONICĂ - Universitatea din Petroşani, România Prof. Alexandr IVANNIKOV - Moscow State Mining University - Rusia Prof. Oleg I. KAZANIN - National Mineral Resources University of Sankt Petersburg - Rusia Prof. Vladimir KEBO - Technical University of Ostrava - Rep. Cehă Conf. Charles KOCSIS - University of Nevada, Reno, S.U.A. Prof. Sanda KRAUSZ - Universitatea din Petroşani, România Prof. Maria LAZĂR - Universitatea din Petroşani, România Prof. Monica LEBA - Universitatea din Petroşani, România Prof. Per Nicolai MARTENS - RWTH Aachen University - Germania Prof. Roland MORARU - Universitatea din Petroşani, România Prof. Jan PALARSKI - Silesian University of Technology - Gliwice, Polonia Prof. George PANAGIOTU - National Technical University of Athens - Grecia Prof. Lev PUCHKOV - Moscow State Mining University - Rusia Prof. Pavel PAVLOV - University of Mining and Geology St. Ivan Rilsky Sofia - Bulgaria Prof. Sorin Mihai RADU - Universitatea din Petroşani, România Prof. Ilie ROTUNJANU - Universitatea din Petroşani, România Dr. Ing. Raj SINGHAL - Int. Journal of Mining, Reclamation and Environment - Canada Prof. Mostafa Mohamed TANTAWY - Assiut University - Egipt Prof. Mihaela TODERAȘ - Universitatea din Petroşani, România Prof. Lyuben TOTEV - University of Mining and Geology Sofia - Bulgaria Prof. Ingo VALMA - Tallin University of Technology - Estonia Conf. Ioel VEREȘ - Universitatea din Petroşani, România Prof. Yuriy VILKUL - Technical University of Krivoi Rog - Ucraina Prof. Işik YILMAZ - Cumhuriyet University - Turcia Acad. Dorel ZUGRĂVESCU - Institutul de Geodinamică al Academiei Române, România

CUPRINS

Iosif DUMITRESCU, Răzvan Bogdan ITU, Daniel Cosmin VITAN Studiu privind posibilitatea de mărire a capacităţii de transport persoane pe puţul Unirea de la salina Slănic Prahova

2

Maria PETRE, Claudia Georgeta NICULAE, Ioana Gabriela STAN Determinarea forței de extragere a garniturii de foraj la sondele de petrol și gaze

12

Adrian BUCUR, Ioana Gabriela STAN Analiza situaţiilor privind avariile din sistemul national de transport produse petroliere gestionat de CONPET S.A.

16

Valentin-Ion BOIAN, Marin PALCU, Iulian POPA, Daniel SCRADEANU Definirea structurii geologice în sudul munților Suhard pe baza sondajelor electrice verticale corelate cu forajele de cercetare

24

Ioana Gabriela STAN, Adrian BUCUR, Lazăr AVRAM Influența fluidizanților asupra pastelor de ciment ușoare

29

STUDIU PRIVIND POSIBILITATEA DE MĂRIRE A CAPACITĂŢII DE TRANSPORT PERSOANE PE PUŢUL UNIREA DE LA SALINA SLĂNIC PRAHOVA Iosif DUMITRESCU*, Răzvan Bogdan ITU**, Daniel Cosmin VITAN*** Rezumat: În lucrare se prezintă aspecte privind posibilitatea de mărire a capacităţii de transport persoane pe Puţul Unirea de la Salina Slănic Prahova, prin realizarea unei colivii etajate (cu două etaje), şi cu menţinerea sarcinii statice maxime a maşinii la valoarea actuală, analiza influenţei coliviei cu două etaje asupra sistemului de ghidare a puţului şi studierea modificărilor necesare la turnul maşinii de extracţie şi în rampa puţului din subteran în cazul coliviei cu două etaje, funcţie de sistemul de transport adoptat, (cu sau fără manevre în rampa de la suprafaţă).

Cuvinte cheie: flux de transport, colivie, rampă de îmbarcare.

1. Introducere România este o ţară cu numeroase destinaţii turistice foarte atractive datorită potenţialului natural existent. În această categorie intră şi salinele, cunoscute mai ales pentru efectele terapeutice asupra sănătăţii. Cele mai cunoscute "palate de sare" sunt la Slănic Prahova, Turda, Praid, Cacica, Târgu Ocna şi Ocnele Mari.

Aerosolii salinei (micro-particule aflate în suspensie într-un mediu gazos) tratează diverse afecţiuni, în special respiratorii. Printre acestea, astmul bronşic, bronşita asmatiformă, sinuzită, afecţiuni ale sistemului nervos şi chiar insuficienta cardiacă, rinita cronică, amigdalita, alergii, oboseala cronică etc.

Slănic Prahova, una dintre importantele staţiuni balneoclimaterice din România, este situată între văile Prahovei şi Teleajenului, la circa 44 km de Ploieşti şi la o altitudine de 400 m. Salina Slănic Prahova este una dintre cele mai mari saline din Europa, fiind vizitată zilnic de sute de turişti, vârful fiind atins în weekend, când numărul vizitatorilor depăşeşte 1.000.

Fig. 1. Forma unei camere trapezoidale şi amenajările interioare din mina Unirea

* Conf.univ.dr.ing., Universitatea din Petroșani ** Şef lucr.dr.ing., Universitatea din Petroșani ***Drd.ing., Universitatea din Petroșani 2

Lucrările miniere de deschidere a Salinei "Unirea" au început în anul 1938, iar exploatarea sării din această salină s-a efectuat între anii 19431970. După 1970 salina a devenit obiectiv turistic, în interior fiind amenajat un sanatoriu de tratament cu paturi, locuri de joacă pentru copii, sală de sport, mese, dar şi un mic magazin.

Mina este alcătuită din 14 camere cu profil trapezoidal, având 10 m deschidere la tavan şi 32 m la vatră cu o înălţime de 54 m (fig. 1).

Diferenţa de cotă între suprafaţă şi vatra minei este de 208 m şi este parcursă de colivie în aproximativ 90 - 120 de secunde, cu o viteză de 2,3 m/s.

2. Soluţia constructivă a coliviei cu două etaje Pornind de la construcţia turnului şi a modului de realizare a celei de a doua rampe de îmbarcare, pe latura estică a turnului, la o înălţime de 3560 mm faţă de rampa actuală a rezultat soluţia constructivă a coliviei, ce este prezentată în figura 2. Aceasta se compune din: 1 – cadru metalic; 2 – panou superior; 3 – cabina superioară; 4 – panou intermediar; 5 – panou inferior; 6 – cabina inferioară [4].

Pentru a uşura execuţia şi a reduce preţul de fabricaţie al coliviei s-au păstrat acelaşi dispozitiv de legat cablu DLC-1, aceeaşi tijă cu secţiunea 160x52 mm şi a acelaşi arc cu 12 foi cu secţiunea 60x6 mm. În vederea încadrării masei coliviei sub valoarea de 2300 kg s-a impus realizarea cabinelor de transport persoane din lemn presat cu densitatea de până la 0,5 kg/dm3, care pot fi realizate ca subansambluri separate şi montate în interiorul cadrului metalic. Această soluţie permite întreţinerea uşoară a cadrului metalic prin demontarea cabinelor şi scoaterea acestora în rampele puţului. De asemenea, în timp, se pot face schimbări ale construcţiei cabinei în vederea îmbunătăţirii condiţiilor de transport.

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Fig. 3. Construcţia cadrului metalic al coliviei cu două etaje Fig. 2. Construcţia coliviei cu două etaje În figura 3 este prezentată soluţia constructivă a cadrului metalic al coliviei cu două etaje, care se compune din: 1 – cadru superior; 2 – lonjeron central; 3 – mecanism paracăzător; 4 – lonjeron exterior; 5 – lonjeron de rigidizare 1; 6 – cadru suport superior; 7 – treaptă scară de evacuare; 8 – cadru intermediar; 9 – lonjeron de rigidizare 2; 10 – cadru suport inferior; 11 – capac acoperiş; 12 – balustradă.

Cadrul metalic al coliviei este o construcţie metalică demontabilă, elementele fiind asamblate prin şuruburi M16x40, ceea ce permite asamblarea acestuia în rampa puţului, prin poziţionarea lonjeroanelor centrale pe ghidajele de lemn şi introducerea între acestea a celor patru cadre.

Transmiterea sarcinilor între cadre şi lonjeronul central se face prin elemente de sprijin fixe şi nu prin şuruburi.

Lonjeroanele centrale se sprijină pe cadrul superior prin câte patru colţare de agăţare, iar cadrele suport se sprijină pe lonjeroanele centrale prin câte două table centrale [3].

Elementele cadrului metalic şi elementele mecanismului paracăzător au fost verificate dimensional printr-un breviar de calcul, cu obţinerea unor coeficienţi de siguranţă cu valoarea mai mare de 8.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

În figura 4a este prezentată poziţia de montaj al mecanismului paracăzător pe colivie, când arcul cu 12 foi cu secţiunea 60x6 mm este deformat cu o săgeată de 75 mm, având înmagazinată o energie potenţială care produce acţionarea mecanismului paracăzător când forţa de tractare a tijei este mai mică de 0,55 din greutatea coliviei, adică s-a produs ruperea cablului. Transmiterea forţei de deformare a arcului se transmite pârghiei, reper 10, iar prin bolţuri şi eclise la braţele, reper 7, care produc rotirea axelor, reper 3, şi pătrunderea dinţilor ghearelor în ghidajele de lemn [4]. În figura 4b este prezentată poziţia mecanismului paracăzător când arcul s-a destins total, având o înălţime/săgeată interioară de 150 mm. În acest caz dinţi ghearei pătrund în ghidajul de lemn pe o adâncime de 41 mm, realizând blocarea coliviei pe ghidajul de lemn. Adâncimea de pătrundere a dinţilor ghearei este limitată de opritorul de rotire a ghearei de pe lonjeronul central prin forma ghearei, ce are un pinten de oprire, în acest mod se evită posibilitatea de secţionare a ghidajului de lemn şi căderea coliviei în puţ. În figura 5 este prezentată soluţia constructivă a cabinei superioare, care se compune din: 1 – ramă laterală; 2 – perete lateral; 3 – podea; 4 – trapă podea; 5 – uşă dreapta; 6 – uşă stânga; 7 – întăritură tavan; 8 – cadru trapă tavan; 9 – cadru prelungire scară trapă; 10 – acoperiş; 11 – placă tavan.

3

Fig. 4. Construcţia mecanismului paracăzător al coliviei cu două etaje

Fig. 5. Construcţia cabinei superioare Cabina superioară este prevăzută cu uşi la ambele capete, datorită amplasării rampei de la suprafaţă pe partea opusă (estică) a puţului faţă de rampa din subteran, care este pe partea vestică. Uşile cabine se deschid spre interior cu sistem de închidere şi blocare pe exterior, fiind închise şi deschise de operatorul uman ce supraveghează rampa puţului.

4

Fig. 6. Cabină cu trapele deschise

Rama laterală, podea, trapă podea, ramă uşă şi întăritură acoperiş se realizează din lemn presat, iar pereţi laterali, placă tavan şi placă acoperiş din placa de policarbonat alb cu grosimea de 10 mm. Uşile vor fi prevăzute cu ochiuri din plăci de policarbonat transparent cu grosimea de 6 mm.

Cadrul trapă tavan şi cadrul prelungire scară trapă se realizează din lemn presat, care se blochează Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

şi se deblochează din exterior. Cadrul trapei este prins prin două balamale de rama peretelui lateral şi prin forma cons-tructivă permite o aşezare la 10° faţă de peretele lateral, ca în figura 6 În prima fază se deschide trapa din tavan şi sunt evacuate persoanele din cabina superioară, după care coboară salvatorul în cabina superioară şi ridică trapa din podea şi deschide trapa din tavan de la cabina inferioară şi se retrage în cabina superioară şi supraveghează evacuarea persoanelor din cabina inferioară.

Construcţia cabinei inferioare este prezentată în figura 7, fiind compusă din: 1 – ramă laterală; 2 – perete lateral; 3 – podea; 4 – uşă stânga; 5 – uşă dreapta; 6 – întăritură tavan; 7 – cadru trapă tavan; 8 – cadru prelungire scară trapă; 9 – acoperiş; 10 – placă tavan; 11 – întăritură spate; 12 – perete spate.

Construcţia cabinei inferioare este asemănătoare cabinei superioare cu deosebirea că un capăt al cabinei este închis prin întărituri din lemn presat, iar peretele din spate se realizează din placă de policarbonat alb cu grosimea de 10 mm.

Fig. 8. Turnul instalaţiei de extracţie de la Puţul Unirea

Fig. 7. Construcţia cabinei inferioare 3. Turnul instalaţiei de extracţie a Puţului Unirea de la Salina Slănic Prahova În figura 8. este prezentat turnul instalaţiei de extracţie de la Puţul Unirea din Slănic Prahova, care este o construcţie metalică compusă din turnul propriu-zis şi contrafort. Din evidenţele deţinute de Salina Slănic, se presupune că anul de construcţie este 1930, ceea ce îi conferă o vechime de peste 80 de ani Materialele de construcţie din care este realizat turnul sunt profiluri metalice laminate tip L, U, I şi tablă groasă, executate cu caracteristicile tehnice, mecanice şi geometrice corespunzătoare anului 1930. Îmbinările elementelor componente sunt realizate cu sudură la contrafort şi nituri şi şuruburi la turn. Fundaţiile turnului sunt din beton monolit, iar fixarea turnului şi contrafortului se face prin şuruburi metalice pentru fundaţie.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

3.1. Analiza turnului Puţului Unirea de la Slănic În figura 9 este prezentat desenul turnului Puţului Unirea de la Salina Slănic, care s-a realizat pe baza documentaţiei existente şi a măsurătorilor efectuate. Acesta a permis stabilirea modelului de calcul al turnului şi a sarcinilor de solicitare a acestuia [2], [5].

Fig. 9. Desenul turnului cu dimensiunile necesare modelului de calcul 5

De asemenea, acesta a permis stabilirea dimensiunii de 3560 mm între vetrele celor două cabine ale coliviei cu două etaje, ce va dubla fluxul de transport personal pe puţ. În cazul amenajării celei de a doua rampe de îmbarcare la nivelul platformei de sprijin a contrafortului, prin anularea celor două contrafişe de rigidizare a turnului şi înlocuirea acestora cu o altă construcţie metalică ce va fi prezentată în continuare.

Breviarul de calcul efectuat, s-a realizat pentru un coeficient dinamic al instalaţii de extracţie de 1,6, iar pe baza geometriei constructive a turnului şi a caracteristicilor geometrice ale secţiunilor elementelor componente (turn, platforma, contrafort) s-a întocmit modelul geometric de calcul al turnului.

Sistemul static nedeterminat al turnului a fost rezolvat prin metoda sarcinii unitare - Mohr-Maxwell şi procedeul Veresceaghin, rezultând diagramele de moment încovoietor şi de forţe normală şi tăietoare, ce sunt prezentate în figura 10 [1].

- în prima fază se va realiza construcţia metalică de înlocuire a celor două contrafişe pentru a putea efectua măsurătorile şi a trece la etapa următoare de realizare a coliviei.

3.2. Analiza influenţei coliviei cu două etaje asupra sistemului de ghidare a puţului Pentru evitarea oscilaţiilor transversale în timpul deplasării în interiorul puţului, vasul de transport (colivia) se deplasează de-a lungul ghidajelor care sunt fixate şi susţinute de grinzi transversale (moaze), încastrate în pereţii puţului, pe toată adâncimea lui (la distanţe egale).

Vasul de transport (colivia) este ghidat lateral, deoarece încărcarea şi descărcarea se face frontal.

Fig. 11. Penele de îngroşare Fig. 10. Diagramele de moment încovoietor şi de forţe normală şi tăietoare În urma analizei turnului pentru cele trei cazuri de solicitare: 1 - ambele colivii sunt goale; 2 - o colivie este încărcată cu persoane şi o colivie este goală; 3 – ambele colivii sunt încărcate cu persoane au rezultat următoarele: - tensiunea maximă rezultată prin breviarul de calcul în zona tronsonului al doilea al turnului, ce urmează să fie modificat, a rezultat de 10,77 N/mm2; - tensiunea maximă rezultată în urma măsurătorilor tensometrice pe contrafişele tronsonului al doilea al turnului este de 23,1 N/mm2, rezultată la frânarea de siguranţă pe colivia cu masa de 2750 kg; - în ambele cazuri coeficientul de siguranţă pentru OL 37, ce are limita de curgere de 210 N/mm2, are o valoare mai mare de 9; - se observă că în urma demontări contrafişelor ce vor fi înlocuite, în aceleaşi condiţii de încărcare, rezultă mici modificări ale tensiunilor în cele 12 puncte de măsurare; - după realizarea construcţiei metalice pentru realizarea celei de a doua rampe la suprafaţă, de înlocuire a celor două contrafişe, se vor realiză noi măsurători pentru aceleaşi condiţii de încărcare; 6

Ca urmare a introducerii coliviei cu două etaje la transportul personalului pe puţ este necesar ca penele de îngroşare de la cota +7110 (fig. 11) de sub podul de depozitare şi ungere a cablurilor cu vaselină de la cota +10660 (fig. 12) să fie mutate la nivelul acestuia.

Fig. 12. Podul de depozitare şi ungere Dispozitivele de oprire (tacheţii), penele de îngroşare a ghidajelor montate în dreptul tacheţilor sub grinzile de rezistenţă (grinzile evit moletă) rămân la cotele iniţiale, poziţiile acestora nefiind necesar a fi modificate.

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Înlocuirea coliviei cu un etaj cu cea cu două etaje, datorită creşterii înălţimii coliviei, are influenţă asupra balansului (unghiului de rotire) longitudinal, acesta conform figurii 13, pentru jocul maxim admis la montare (ghidaje noi) între ghidajele de lemn şi glisierele vasului de evacuare de 10mm, indiferent dacă ghidarea se face frontal sau lateral sau uzura admisă în timpul funcţionării de maxim 15mm pe suprafaţa frontală, scade de la α1=0,2091077550 (12/,54646536) la 0 / α2=0,093773696 (5 ,62642177) pentru j=10mmm, iar pentru j=15mm scade de la α1=0,3136598930 (18/,81959359) la α2=0,1406603870 (8/,439623235).

De asemenea prin înlocuirea coliviei cu un etaj cu cea cu două etaje scade şi forţa de frecare dintre ghidaje şi căptuşeala glisierelor. Conform figurii 14 considerând că forţele ce acţionează în timpul unui ciclu de transport sunt P1 pentru colivia cu un etaj şi P2 pentru colivia cu două etaje, în condiţiile în care ele se află la aceeaşi distanţă e faţă de centrul de simetrie şi transportul se face cu aceeaşi acceleraţie a. Celelalte forţe indicate pe figură sunt forţele de frcare Ff 1 respectiv Ff 2 şi reacţiunile normale N1 şi respectiv N2.

Pentru colivia cu un etaj avem: P1=(2300kg+800kg) a=3100 a, l=2740mm Pentru colivia cu două etaje avem: P2=(2300kg+1600kg) a=3900 a, L=6110mm Scriind ecuaţiile de proiecţii pe verticală şi ecuaţiile de momente în raport cu punctele O1 şi O2 pentru fiecare colivie, pentru acelaşi coeficient de frecare μ, se obţin două sisteme de ecuaţii.

Rezolvând cele două sisteme de ecuaţii, şi făcând raportul dintre Ff 1 şi Ff 2, rezultă că Ff 2 este mai mică de ≈1,77 de ori decât Ff 1.

4. Studierea modificărilor necesare la rampele puţului

Fig. 13. Unghiul de Fig. 14. Sistemul de forţe balans longitudinal în cazul transportului

4.1. Rampa puţului de la suprafaţă Pornind de la construcţia coliviei cu două etaje, care dublează capacitatea de transport pe puţul salinei Unirea, s-a stabilit înălţimea dintre cele două rampe de îmbarcare /debarcare din colivie de 3560 mm. În figura 15 este prezentat modelul 3D al noii rampe de la suprafaţa puţului salinei Unirea de la Slănic, care s-a realizat pe baza documentaţiei turnului şi a măsurătorilor tensometrice efectuate, figurile 16 şi 17.

Fig. 15. Modelul 3D al noii rampe de la suprafaţa puţului salinei Unirea de la Slanic ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

7

Fig. 16. Locul de amplasare al timbrelor tensometrice pe diagonalele panourilor feĹŁelor

Fig. 17. Punctele de măsurare

8

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Aceasta se compune din: 1 – rampa existentă; 2 – ghidajele coliviei; 3 – scări de acces la rampa nouă; 4 – contrafişe ce vor fi înlocuite; 5 – uşile de închidere a noii rampe; 6 – noua soluţie de înlocuire a contrafişelor; 7 – platforma rampei; 8 – picior de susţinere a rampei Noua rampă a fost proiectată pentru a avea o singură intrare de acces a persoanelor la cele două rampe de îmbarcare, o scară fiind folosită pentru acces la rampa superioară, iar cealaltă pentru evacuarea persoanelor ce ies din salină prin rampa superioară. Pentru aceasta s-a folosit parapetul şi platforma de sprijin a contrafortului turnului.

Pentru amenajarea noii rampe trebuie demontate cele două contrafişe, reper 4, pe partea estică a turnului, şi înlocuite cu construcţia metalică,

reper 6. De asemenea, trebuie modificată scara metalică de acces la platforma moletelor, prin anularea tronsonului inferior şi realizarea unui nou tronson de acces la platforma scării de pe peretele sudic al turnului. Acest nou tronson de acces la scara metalică a turnului trebuie separat de rampa de îmbarcare superioară printr-o uşă de acces.

Rampa superioară este prevăzută cu uşi de siguranţă, pentru închiderea compartimentelor puţului în timpul deplasării coliviilor pe puţ.

Sistemul de susţinere a uşilor este legat de noua construcţie metalică a turnului.

Platforma, reper 7, amenajată la rampa superioară se sprijină pe un picior, reper 8, sprijinit pe platforma betonată a rampei de jos şi pe peretele estic al turnului.

Fig. 18. Construcţia metalică pentru rampa superioară Construcţia metalică de înlocuire a contrafişelor din tronsonul al doilea al peretelui estic al turnului este prezentată în figura 18, unde s-au notat: 1 – guseu de rigidizare şi sprijin; 2 – contrafişe de închidere; 3 – guseu de legătură; 4 – contrafişe de sprijin; 5 – guseu grindă; 6 – lonjeron de rigidizare; 7 – riglă de susţinere a uşilor; 8 – suport cu role pentru uşă; 9 – uşi glisante. Montarea noi construcţii metalice de rigidizare a tronsonului turnului se realizează prin asamblare cu şuruburi de M16x45, folosind guseurile contrafişelor înlocuite.

4.2. Rampa puţului din subteran În figura 19a este prezentată soluţia actuală de armare a puţului, care trebuie modificată de noul sistem de transport conform modelului din figura 19b, unde s-au notat: 1 – picior; 2 – grindă ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

longitudinală de bază; 3 – grindă transversală; 4 – grindă longitudinală suplimentară; 5 – grindă longitudinală 1; 6 – grindă longitudinală 2; 7 – ghidaj colivie; 8 – picior central; 9 – picior inferior stânga; 10 – picior inferior dreapta; 11 – picior superior.

Modificarea rampei puţului din subteran se face prin tăierea grinzii longitudinale 1, reper 5, pentru a crea spaţiul de acces la cabina superioară a coliviei cu două etaje. Capetele grinzii tăiate sunt susţinute de picioarele inferioare şi superioare, iar grinda transversală centrală va fi susţinută de piciorul central, reper 8, compus din două profiluri pătrate de lemn de 200x200 mm.

Piciorul inferior stânga se sprijină pe grinda longitudinală a rampei ce va fi amenajată peste rampa inferioară.

9

Fig. 19. Modul de modificare a armături puţului pentru realizarea rampei din subteran

Fig. 20. Construcţia rampei superioare a puţului din subteran O soluţie de amenajare a rampei superioare a puţului în subteran este prezentată în figura 20, care se compune din: 1 – scară de acces la rampa superioară; 2 – picioarele de susţinere a platformei rampei; 3 – structura platformei; 4 – balustradă scară; 5 – balustradă platformă; 6 – uşile de siguranţă ale rampei superioare.

Soluţia propusă pentru platforma rampei superioare a puţului din subteran a avut în vedere modul de amenajare a rampei actuale, ce are amenajat un spaţiu de aşteptare pentru persoanele ce vor fi transportate la suprafaţă, separat de culoarul de

10

acces în salină printr-un zid. De asemenea, conform normativelor de protecţia şi securitatea muncii, trebuie ca spaţiul din faţa uşilor de siguranţă ale rampei să fie liber pe o distanţă de cinci metri.

Cele două scări de acces la platforma rampei superioare vor fi alocate, una la spaţiul de aşteptare, ceea din dreapta, şi cealaltă la culoarul de acces în salină.

Construcţia scărilor este asemănătoare celor de la suprafaţă având o înclinare de 30° şi un spaţiu transversal de 1,6 m, suficient pentru circulaţia a două persoane în paralel.

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

5. Concluzii Pe baza soluţiei constructive a coliviei cu două etaje prezentată în figura 3, a breviarului de calcul şi a desenului de ansamblu al coliviei se pot face următoarele precizări: - dimensiunile coliviei au fost impuse de construcţia turnului, respectiv de distanţa dintre rampa existentă şi primul tronson al turnului de 3560 mm; - pentru încadrarea în masa actuală a coliviei de 2300 kg s-a impus realizarea coliviei dintr-un cadru metalic, care dă structura de rezistenţă a coliviei, şi două cabine din lemn presat şi placi de policarbonat pentru transportat persoane; - s-au păstrat dispozitivul de legat cablu DLC-1, tija de 160x52 mm şi arcul cu 12 foi de pe colivia actuală, ceea ce permite realizarea rapidă şi economic a noi colivii cu două etaje; - construcţia cadrului metalic este uşor de realizat, montat în rampa puţului şi de întreţinut pe parcursul exploatării, datorită posibilităţii de montare/demontare a cabinelor de transport persoane şi scoaterea acestora în rampele puţului; - colivia a fost prevăzută cu un cadru intermediar care să permită amenajarea pentru montarea bateriei de alimentare a sistemului de iluminat şi instalarea unei staţii pentru convorbire între personal şi exterior; - cabina superioară este prevăzută cu uşi duble pe ambele părţi, datorită amplasării rampelor de la suprafaţă pe partea estică a turnului şi cea din subteran pe partea vestică puţului.

- uşile coliviei se deschid spre interior şi se blochează pe exterior, putând să fie deschise doar de operatorul uman de supraveghere din rampa puţului; - colivia este prevăzută cu sistem de evacuare a persoanelor pe la partea superioară a coliviei în caz de blocare a acesteia pe puţ; - s-a îmbunătăţit mecanismul paracăzător, prin limitarea rotirii ghearelor în vederea evitării secţionării ghidajului de lemn.

Pentru a realiza rampa superioară în turnul instalaţiei de extracţie de la mina Unirea din Slănic trebuie făcute următoarele modificări: - se vor demonta contrafişele din tronsonul al doilea al peretelui estic al turnului; - se va monta o noua structură metalică pentru rigidizarea tronsonului al doilea al peretelui estic al turnului; - din breviarul de calcul privind comparaţia modulelor de rezistenţă ale secţiunilor prin noua construcţie a tronsonului turnului cu cele din vechea construcţie nu există diferenţe, ceea ce avizează favorabil noua construcţie; - trebuie anulată scara metalică de pe peretele estic, din zona primului tronson al turnului;

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

- se va realiza o noua parte a scării de acces la platforma moletelor din rampa superioară, care trebuie separată de aceasta printr-o uşă; - pentru amenajarea platformei rampei superioare s-a folosit construcţia parapetului rampei inferioare şi platforma betonată de sub contrafort, iar accesul la aceasta se face prin două scări, una pentru urcare şi una pentru coborâre.

Pentru a realiza rampa superioară în subteran la puţul minei Unirea din Slănic trebuie făcute următoarele modificări: - se modifică structura de armare a puţului prin tăierea penultimei grinzi longitudinale şi refacerea structurii de armare a puţului cu picioare de susţinere a grinzilor transversale; - trebuie amenajată o rampă superioară cu platformă mare de 4,59x5,80 m pentru a păstra spaţiul din rampa inferioară şi a face îmbarcarea din zona de aşteptare amenajată, iar debarcarea în culoarul de acces în salină existent; - platforma rampei superioare este fixată cu un capăt pe structura de armare a puţului şi încadrată de pereţi puţului, având aceeaşi lăţime ca şi rampa inferioară a puţului.

Toate aceste modificări au fost impuse de dimensiunile coliviei cu două etaje, respectiv de distanţa dintre vetrele celor două cabine de 3560 mm. În urma studiului efectuat şi a celor precizate mai sus se poate realiza dublarea fluxului de transport persoane pe Puţul Unirea de la Salina Slănic Prahova.

Bibliografie 1. Buzdugan, Gh. Rezistenţa materialelor, Editura Tehnică, Bucureşti, 1979.

2. Cozma, B.Z. Bazele proiectării asistate de calculator, Editura Universitas, Petroşani, 2016 3. Dalban, C. Şi si alţii Construcţii metalice, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti, 1983 4. Magyari, A. Instalaţii mecanice miniere, Editura Tehnică, Bucureşti 1990.

5. Muscă, G. Proiectarea asistată folosind Solid Edge, Editura Junimea, Iaşi, 2006

Recenzor: Şef lucr.dr.ing. Cozma Bogdan-Zeno UNIVERSITATEA DIN PETROȘANI

11

DETERMINAREA FORČšEI DE EXTRAGERE A GARNITURII DE FORAJ LA SONDELE DE PETROL Č˜I GAZE Maria PETRE*, Claudia Georgeta NICULAE**, Ioana Gabriela STAN** Rezumat: Sondele de petrol Č™i gaze pot fi verticale, ĂŽnclinate Č™i orizontale, după traiectul lor spaČ›ial.

La extragerea garniturilor de foraj acČ›ionează forČ›a datorită greutÄƒČ›ilor proprii ale tipurilor de prăjini, forČ›ele de frecare Č™i de inerČ›ie Č™i forČ›a determinată de acČ›iunea fluidelor de foraj. Aceaste forČ›e pot influenČ›a starea de tensiuni la solicitarea de tracČ›iune a garniturii de foraj.

Cuvinte cheie: forČ›e, tensiuni, sondă, prăjini 1. Introducere Parametrii de exploatare ai garniturii de foraj sunt apăsarea pe sapă Č™i turaČ›ia, viteza de manevră (de introducere Č™i de extragere) Č™i puterea hidraulică transmisă.

Garnitura de foraj este un sistem mecanic complex din punct de vedere constructiv Č™i funcČ›ional la care parametrii de lucru sunt determinaČ›i de interacČ›iunea sa cu gaura de sondă.

Solicitările garniturii de foraj sunt determinate atât de caracteristicile garniturii de foraj (compunerea, rigiditatea, lungimea, diametrul), cât Č™i de parametrii găurii de sondă (diametrul, natura rocilor, ĂŽnclinarea, devierea, construcČ›ia sondei) modificându-se permanent pe măsura avansării sapei. ConstrucČ›ia Č™i exploatarea optimă a garniturii de foraj se bazează pe soluČ›ionarea unui complex de probleme cum ar fi [4]: - determinarea componenČ›ei garniturii de foraj pe baza cerinČ›elor de rezistenČ›Äƒ; - determinarea solicitărilor ce pot apărea ĂŽn timpul lucrului ĂŽn gaura de sondă; - analiza tensiunilor din secČ›iunile principale; - realizarea tehnologiilor de fabricaČ›ie; - comportarea garniturii de foraj la solicitări variabile ĂŽn condiČ›ii de laborator Č™i ĂŽn condiČ›ii de sondă.

2. ForČ›ele de extragere Solicitarea de tracČ›iune se analizează ĂŽn trei situaČ›ii: a. garnitura de foraj este suspendată cu Č™i fără circulaČ›ie de fluid de foraj; b. ĂŽn timpul forajului; c. ĂŽn situaČ›ia extragerii garniturii de foraj.

La extragerea garniturilor de foraj asupra valorii tensiunilor de tracČ›iune influenČ›ează forČ›ele rezistente datorită frecărilor cu pereČ›ii găurii de sondă, cu fluidul de foraj, devierilor găurii de sondă Č™i forČ›elor de inerČ›ie. * Conf.dr.ing., Universitatea Petrol-Gaze PloieČ™ti ** Ĺžef lucr.dr.ing., Universitatea Petrol-Gaze PloieČ™ti

12

ĂŽn cazul sondelor verticale la extragerea garniturii de foraj acČ›ionează următoarele forČ›e (figura 1): forČ›ele datorită greutÄƒČ›ilor proprii ale celor două tipuri de prăjini (de foraj đ??şđ?‘? Č™i grele đ??şđ?‘” ), forČ›ele datorită acČ›iunii fluidului de foraj (forČ›a arhimedică đ??šđ?‘?1 Č™i forČ›a concentrată đ??šđ?‘?2 ) Č™i forČ›ele de frecare Č™i de inerČ›ie (đ??šđ?‘“ Č™i đ??šđ?‘– ).

Fi

Ff Gp

Fp2

Fp2 Gg Fp1

Fig 1. Sistemul de forČ›e la extragerea garniturii de foraj din sondă verticală.

Suma algebrică a forČ›elor ce apar la extragerea garniturii de foraj reprezintă forČ›a de extragere a garniturii de foraj: đ??šđ?‘’ = đ??şđ?‘? + đ??şđ?‘” − đ??šđ?‘?1 + đ??šđ?‘?2 + đ??šđ?‘“ + đ??šđ?‘– (1) GreutÄƒČ›ile proprii ale prăjinilor se calculează cu formulele: đ??şđ?‘? = đ?‘žđ?‘? đ??żđ?‘? đ?‘” (2) đ??şđ?‘” = đ?‘žđ?‘” đ?‘™đ?‘” đ?‘” (3) unde: đ?‘žđ?‘? Č™i đ?‘žđ?‘” sunt masele unitare ale prăjinilor de foraj Č™i grele; đ??żđ?‘? Č™i đ?‘™đ?‘” – lungimile prăjinilor de foraj Č™i respectiv prăjinilor grele; đ?‘” – acceleraČ›ia gravitaČ›ională.

ForČ›ele datorită acČ›iunii fluidului de foraj sunt: đ??šđ?‘?1 = đ?œŒđ?‘› đ?‘” đ??ż đ??´đ?‘” (4) đ??šđ?‘?2 = đ?œŒđ?‘› đ?‘” (đ??ż − đ?‘™đ?‘” ) (đ??´đ?‘” − đ??´đ?‘? ) (5) unde: đ?œŒđ?‘› este densitata fluidului (noroiului) de foraj; đ??ż – lungimea totală a garniturii de foraj;

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

đ??´đ?‘? Č™i đ??´đ?‘” – ariile secČ›iunilor transversale ale prăjinilor de foraj, respectiv prăjinilor grele.

ForČ›ele de frecare Č™i de inerČ›ie sunt: đ??šđ?‘“ = đ?œ‡ (đ??şđ?‘? + đ??şđ?‘” ) (6) đ?‘Žđ?‘’ đ??šđ?‘– = đ?‘” (đ??şđ?‘? + đ??şđ?‘” ) (7) unde: đ?œ‡ este coeficientul de frecare, đ?œ‡ = 0,10 ‌ 0,35 (valorile inferioare se recomandă pentru roci cu duritate slabă, iar valorile superioare pentru roci tari); đ?‘Žđ?‘’ – acceleraČ›ia la extragere, poate fi đ?‘Žđ?‘’ = (0,10 ‌ 0,30) đ?‘šâ „đ?‘ 2 ĂŽnlocuind relaČ›iile (2 – 7), ĂŽn relaČ›ia (1), se obČ›ine pentru forČ›a de extragere formula: đ?œŒ đ?‘Ž đ??šđ?‘’ = (đ??şđ?‘? + đ??şđ?‘” ) (1 − đ?œŒđ?‘› + đ?œ‡ + đ?‘”đ?‘’ ) (8) đ?‘œ

unde đ?œŒđ?‘œ este densitatea oČ›elului. ĂŽn cazul sondelor orizontale (figura 2), se identifică trei segmente: unul vertical, AB, unul curbiliniu, BC, cu unghiul de ĂŽnclinare đ?›ź = 900 Č™i unul liniar (orizontal), CT, ajungând la Č›intă sau la obiectivul propus.

A

đ??šđ??ś – este forČ›a ĂŽn punctul C. đ??šđ??ś = đ??şđ??śđ?‘‡ (cos đ?›ź + đ?œ‡ sin đ?›ź) (12) unde: đ??şđ??śđ?‘‡ este greutatea proprie a intervalului orizontal (a drenei); đ??şđ??śđ?‘‡ = đ?‘žđ?‘? đ?‘” đ??żđ?‘œ (13) đ??żđ?‘œ – lungimea drenei.

Rezultă că, forČ›a de extragere a garniturii de foraj la sondele orizontal se poate calcula cu formula: đ??šđ?‘’ = đ?‘žđ?‘? đ?‘” {đ?‘“â„Žđ?‘Ł − đ?‘… sin 2đ?›ž + [đ??żđ?‘œ (cos đ?›ź + đ?œ‡ sin đ?›ź) + đ?‘… sin(đ?›ź + 2đ?›ž)] đ?‘’ đ?œ‡ đ?›ź } (14) ĂŽn cazul sondelor ĂŽnclinate cu profilul ĂŽn pantă cu trei segmente (figura 3): unul vertical, al doilea curbiliniu Č™i al treilea ĂŽnclinat drept numit Č™i tangent [2]. Acest profil este cel mai răspândit.

A hv

l1

h2 hv H

B

R 90

h3

0

R

B

H

l2

R C

l3

R

C

T Lo

Fig 2. Profilul sondei orizontale Viteza de lucru pe intervalul curbiliniu este redusă, cu cheltuieli de dirijare scumpe [1]. Se recomandă ca lungimea acestor interval să nu fie prea mare. De obicei, intervalele curbilinii sunt arce de cerc [3]. ForČ›a de extragere la forajul orizontal cu profilul din figura 2 este: đ??šđ?‘’ = đ??šđ??´đ??ľ + đ??šđ??ľ (9) unde: đ??šđ??´đ??ľ este forČ›a ce apare pe intervalul AB; đ??šđ??ľ – forČ›a ĂŽn punctul B. đ??šđ??´đ??ľ = đ?‘“ đ?‘žđ?‘? đ?‘” â„Žđ?‘Ł (10) unde: đ?‘“ este factorul de frecare pe intervalul vertical; â„Žđ?‘Ł – adâncimea de iniČ›iere a devierii. đ??šđ??ľ = đ??šđ??ś đ?‘’ đ?œ‡ đ?›ź + đ?‘žđ?‘? đ?‘” đ?‘…[sin(đ?›ź + 2 đ?›ž) đ?‘’ đ?œ‡ đ?›ź −sin 2 đ?›ž] (11) unde: đ?‘… este raza de curbură a intervalului curbiliniu; đ?›ź – unghiul de ĂŽnclinare, đ?›ź = 900 ; đ?›ž – unghiul de frecare interioară, care se calculează cu đ?›ž = đ?‘Žđ?‘&#x;đ?‘?đ?‘Ąđ?‘” đ?œ‡ ;

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, PetroĹ&#x;ani, Romania

Fig 3. Profilul sondei ĂŽn pantă.

Adâncimea pe verticală a sondei este đ??ť, iar lungimea sondei este : đ??ż = đ?‘™1 + đ?‘™2 + đ?‘™3 ForČ›a de extragere a garniturii de foraj are aceeaČ™i relaČ›ie cu cea de la sonda orizontală (relaČ›ia 14), numai că greutatea đ??şđ??śđ?‘‡ nu se mai referă doar la drena đ??żđ?‘œ , ci se calculează Č›inând seama de lungimea segmentului ĂŽnclinat đ?‘™3 : đ??şđ??śđ?‘‡ = đ?‘™3 đ?‘žđ?‘? đ?‘” (15) 3. Exemplu de calcul Pentru trei sonde se vor determina forČ›ele de extragere ale garniturilor de foraj. Datele iniČ›iale sunt centralizate ĂŽn tabelul 1. Modelele matematice prezentate ĂŽn lucrare sunt uČ™or de folosit prin intermediul unei foi de calcul realizata ĂŽn Microsoft Excel. InterfaČ›a programului este prezentată ĂŽn figurile 4, 5 Č™i 6.

13

Sondă verticală

Sondă orizontală

Sondă înclinată cu profilul în pantă

Tabelul 1 Adâncimea sondei, [m] Masa unitară a prăjinilor de foraj, [kg/m] Masa unitară a prăjinilor grele, [kg/m] Lungimea prăjinilor grele, [m] Accelerația la extragere, [m/s2] Coeficientul de frecare, [-] Densitatea noroiului de foraj, [kg/m3] Adâncimea sondei pe verticală, [m] Lungimea intervalului orizontal (drenei), [m] Masa unitară a prăjinilor de foraj, [kg/m] Coeficientul de frecare, [-] Raza de curbură, [m] Adâncimea sondei pe verticală, [m] Adâncimea de inițiere a devierii, [m] Masa unitară a prăjinilor de foraj, [kg/m] Coeficientul de frecare, [-] Raza de curbură, [m] Unghiul de înclinare, [grade]

Fig. 4. Rezultatul calcului forței de extragere pentru cazul sondei verticale

Fig. 5. Rezultatul calcului forței de extragere pentru cazul sondei orizontale

Fig. 6. Rezultatul calcului forței de extragere pentru cazul sondei înclinate.

14

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

4. Concluzii La sondele verticale forČ›ele de extragere ale garniturilor de foraj au valori mari Č™i crează tensiunile de tracČ›iune cele mai mari.

ForČ›ele de extragere la sondele orizontale cresc cu creČ™terea razelor de curbură Č™i cu creČ™terea

coeficienČ›ilor de frecare. Considerând mai multe valori pentru razele de curbură, forČ›ele de extragere ale garniturii de foraj obČ›inute sunt prezentate ĂŽn tabelul 2 Č™i figura 7. ĂŽn cazul sondelor ĂŽnclinate, forČ›ele de extragere cresc cu creČ™terea unghiului de ĂŽnclinare.

Tabelul 2

đ?œ‡

0,2

0,3

0,4

R, [m] 100 200 300 400

Forțele de extragere, [kN] 306,1 323,3 342,0 359,9

221,4 242,0 262,6 283,2

416,3 430,8 445,3 459,8

500 450

The pull out force

400 Îź=0.2

350

Îź=0.3 300

Îź=0.4

250 200 150 100 0

50

100

150

200

250

300

350

400

450

The radius of curvature

Fig. 7. VariaČ›ia forČ›elor de extragere ĂŽn funcČ›ie de raza de curbură Č™i de coeficientul de frecare Bibliografie 1. Leazer, C., Marquez, M.R. Short-Radius Drilling Expands Horizontal Well Applications Petr. En. Int., Apr. 1995, p. 21,26;

4. RaČ™eev, D, Ulmanu, V., Georgescu Gh. ConstrucČ›ia Č™i exploatarea garniturii de foraj Editura Tehnică BucureČ™ti, 1986, p. 12.

2. Guild, G.J., Hill, T.H., Summers, M.A. Designing And Drilling Extended Reach Wells Part 2, Petr. Eng. Int. , Jan 1995, p. 35,37; 3. Schuh, F.J. Horizontal Well Planning-Build Curve Design Symposium Held in Socarro, New Mexico, SUA, oct 1989, p. 47, SPE 20150;

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, PetroĹ&#x;ani, Romania

Recenzor: Č˜ef lucr.dr.ing. Radermacher Ladislau UNIVERSITATEA DIN PETROČ˜ANI 15

ANALIZA SITUAŢIILOR PRIVIND AVARIILE DIN SISTEMUL NATIONAL DE TRANSPORT PRODUSE PETROLIERE GESTIONAT DE CONPET S.A. Adrian BUCUR*, Ioana Gabriela STAN** Rezumat: În acest articol vor fi analizate avariile apărute, frecvența apariției acestora, precum si costurile asociate remedierilor acestora de pe sistemul national de transport produse petroliere gestionat de către societatea CONPET S.A. Cuvinte cheie: avarie, costuri, conducte, transport produse petroliere Sistemul de conducte administrat de către societatea CONPET S.A include alături de conductele magistrale și stațiile de pompare, rampele de încărcare – descărcare și parcurile de rezervoare.

1. Introducere Societatea CONPET S.A, cu o tradiție de peste 100 de ani este operatorul sistemului național de transport petrol și derivate prin conducte din România și prestează servicii de transport pentru rafinăriile românești [1]. Societatea exploatează o rețea de conducte de 3 800 km, care traversează 24 de județe, în baza Acordului Petrolier de Concesionare a Sistemului Național de Transport Țiței, Gazolină și Etan prin Conducte încheiat cu Agenția Națională pentru Resurse Minerale (ANRM), în anul 2002 [2].

Anul de referință 2016 2017 2018 2019 ianuarie -aprilie

2. Analiza tipurilor de avarii Studiul cuprinde o perioada de 40 de luni, începând cu ianuarie 2016 până în aprilie 2019.

Tipurile de avarii identificate sunt de tipul: a. Tehnică; b. Provocată.

Avariile tehnice înregistrate sunt cauzate în proportie mare de coroziune (tabelul 1). În figura 1 este prezentat graficul evolutiei avariilor înregistrate pe sistemul de transport national.

Tabelul 1. Avarii tehnice înregistrate Avarii tehnice Avarii Ponderea avariilor determinate de provocate coroziune din totalul avariilor Coroziune Alte cauze 30 0 15 66,66% 49 0 11 81,66% 21 3 12 58,33% 9

1

4

64,28%

Distribuția avariilor 2016-2019 60

49

50 40

30

30

21 15

20 10

12

11

0

0

2016

2017

9

4

3

1

2018

2019

0

Series1

Series2

Series3

Fig.1 Distribuția avariilor tehnice si provocate – perioada 2016-2019 – în sistemul de transport național gestionat de CONPET S:A. * Drd., CONPET S.A. ** Şef lucr.dr.ing., Universitatea Petrol-Gaze Ploiești

16

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Ponderea avariilor determinate de coroziune din totalul avariilor este, în anul 2018, cea mai mica, la valoarea de 58,33%, în timp ce, în anul 2017 ajunge la 81,66%. În tabelul 2 sunt prezentate evoluțiile avariilor tehnice de tip coroziune pe intervalul 2016-2019,

Dimensiune conductă 4 in 4in + 5in 5 in 5 9/16 in 6 in 6in + 5in 6 5/8 in 8 in 8 5/8 in 8in +6in 10 in 10 ¾ in 12 in 12 ¾ in 14 in 14 ¾ in 20 in 24 in 28 in

corespunzătoare tipurilor de dimensiune de conductă.

Analizând situația conductei pentru transport țiței de ∅ 24 in, pentru care, în anul 2017 au fost înregistrate 19 avarii tehnice de tip coroziune distribuite conform tabelului 3.

Tabelul 2. Evoluţia avariilor tehnice pe intervalul 2016 – 2019 Anul 2016 Anul 2017 Anul 2018 Număr avarii tehnice de tip coroziune 0 0 1 3 1 1 0 1 0 1 0 3 1 0 0 0 0 1 6 13 4 1 1 1 1 0 1 0 0 0 2 2 0 3 0 4 0 0 1 0 2 0 1 0 0 0 0 0 1 7 4 5 19 0 2 3 0

Anul 2019 0 0 0 0 5 0 0 0 0 0 0 0 1 0 2 0 0 1 0

Tabelul 3 Înregistrarea avariilor pe conducta de ∅ 24 in Constanța -Petromidia 2 avarii – Lumina (jud Constanța) 4 avarii – Dragalina (jud Călărași) Bărăganu-Călăreți 6 avarii – Ivănești (jud Călărași) 2 avarii – Livedea (jud Ialomița) 3 avarii – Nuci (jud Ilfov) Călăreți-Ploiești 1 avarie – Lacu Turcului (jud. Prahova) 1 avarie – Pietroșani (jud. Prahova) Avariile identificate, alături de coroziune, pot fi și de tipul: - Rupere accidentală refulator conductă; - Fisură în protectorul conductei; - Rupere decongelator conductă; - Orificiu în conductă; - Fisură transversală - Tentative de secționare a conductei; - Instalații artizanale.

Dintre aceste avarii, provocate – deci, nu sunt avarii tehnice – sunt instalațiile artizanale – Distribuția acestor avarii, pe ani calendaristici este evidențiată în tabelul 4.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

Analizând situația conductei transport țiței de ∅ 10 ¾ in, pentru care, în anul 2018 au fost înregistrate 8 avarii tehnice (fără coroziune) și provocate, acestea sunt distribuite conform tabelului 5.

Comparativ, pe luni calendaristice, evoluţia remedieri avariilor este prezentată în tabelul 6. În acest tabel Av.C reprezintă avariile tehnice datorate coroziunii, iar Av.A, avariile de alte tipuri. În figurile 2, 3, 4 si 5 sunt reprezentate grafic aceste evoluții.

17

Dimensiune conductă 4 in 4in + 5in 5in 5 9/16 in 6 in 6in + 5in 6 5/8 in 8 in 8 5/8 in 8in +6in 10 in 10 ¾ in 12 in 12 ¾ in 14 in 14 ¾ in 20 in 24 in 28 in

Bărbătești-Orlești

18

0 0 0 0 1 0 0 0 0 0 2 0 1 0 1 0 0 0 0

1 avarie – Bucșani (jud Dâmbovița)

Orlești-Poiana Lacului

Ian. Febr.

Mar. Apr. Mai Iun. Iul. Aug. Sept.

Oct. Noi. Dec.

Anul 2019

Tabelul 5. Înregistrarea avariilor pe conducta de ∅ 10 ¾ in 2 avarii – Adînca (jud Dâmbovița)

Siliște-Ploiești

Luna

Tabelul 4. Distribuţia calendaristică a avariilor Anul 2016 Anul 2017 Anul 2018 Număr avarii, excluzând coroziunea 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1 1 1 0 0 0 0 0 0 0 0 1 0 0 1 3 3 8 0 0 1 1 0 0 1 2 1 2 1 0 4 2 1 3 0 0 0 0 0

2 avarii – Făgețelu (jud Argeș) 1 avarie – Aurești (jud Vâlcea) 1 avarie – Leordeni (jud Argeș) 1 avarie – Totea (jud. Gorj)

Tabelul 6. Evoluţia calendaristică a remedierii avariilor Avarii/ an calendaristic 2016 2017 2018 Av.C Av.A Av.C Av.A Av.C Av.A 3 0 3 0 1 0 2 5 4 2 3 1 3 1 5 1 4 3 2 1 9 0 2 4 1 1 10 1 0 2 1 0 2 1 1 1 3 2 3 0 1 2 1 1 3 0 1 1 4 3 0 2 0 0 5 1 4 3 1 1 2 0 2 0 4 0 3 0 4 1 3 0

2019 Av.C 3 3 1 2 -* -

Av.A 2 0 1 2 -* -

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Distributia avariilor pe anul 2016 6 5 4 3 2 1 0 Ian.

Febr.

Mar.

Apr.

Mai

Iun.

Iul.

Av.C

Av.A

Aug. Sept.

Oct.

Noi.

Dec.

Oct.

Noi.

Dec.

10

11

12

Fig. 2. Distributia avariilor pe anul 2016

Distributia avariilor pe anul 2017 12

10 8 6 4 2

0 Ian.

Febr.

Mar.

Apr.

Mai

Iun. Av.C

Iul.

Aug. Sept.

Av.A

Fig. 3. Distributia avariilor pe anul 2017

Distributia avariilor pe anul 2018 4.5 4 3.5 3 2.5

2 1.5 1 0.5 0 1

2

3

4

5

6 Av.C

7

8

9

Av.A

Fig. 4. Distributia avariilor pe anul 2018 ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, PetroĹ&#x;ani, Romania

19

Distributia avariilor Ian-Apr. 2019 3.5 3 2.5 2 1.5

1 0.5 0 Ian.

Febr.

Mar. Av.C

Apr.

Av.A

Fig. 5. Distribuţia avariilor pe Ian-Apr. 2019

Evoluția totalului de avarii 60 49

50

40 30 30 21 20

15

15 11

9

10

5

0 1

2

3

4

Fig. 6. Evoluția comparativă a avariilor pe cei patru ani de studiu Evoluția costurilor este centralizată în tabelele 7 si 8. Aceste costuri reprezintă doar valorile cheltuite cu remedierea propriu-zisă a avariilor (fără a fi menționat costul cu pierderile de produse petroliere), dar sunt incluse costurile de ecologizare a suprafeței poluate cu țiței, în urma avariilor provocate.

Din figura 8 se constată că, desi a fost un maxim de 286488,50 U.M. atins în anul 2017, în anul 2018 numărul avariilor generate de coroziune a scazut şi în continuare sunt în scădere.

20

Evolutia costurilor asociate remedierii coroziunii, pe dimensiune conducta este prezentată în figura 7. În tabelul 8 sunt prezentate costurile asociate remdierii celorlate tipuri de avarii, pondere mare având avariile provocate (furturi).

Evolutia costurilor asociate remedierii celorlalte tipuri de avarii, pe dimensiune conductă este prezentată în figura 9.

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Tabelul 7 Evoluţia costurilor de remediere a avariilor de tip corozoiune pentru diferite dimensiuni de conductă Dimensiune Anul 2016 Anul 2017 Anul 2018 Anul 2019* conductă Costuri remediere avarii tip coroziune, U.M.** 4 in 0 0 9681,92 0 4in + 5in 7215,31 14788,16 2213,76 0 5in 0 2059,09 0 0 5 9/16 in 4393,69 0 7297 0 6 in 5163,90 0 0 24751,30 6in + 5in 0 0 1709,85 0 6 5/8 in 64039,75 64541,75 11932,81 0 8 in 4607,33 7398,53 1502,33 0 8 5/8 in 1567,55 0 6868,58 0 8in +6in 0 0 0 0 10 in 37911,25 7949,17 0 0 10 ¾ in 56547,83 0 16621,19 0 12 in 0 0 7685,42 7335,55 12 ¾ in 0 36503,68 0 0 14 in 3145,89 0 0 75218,38 14 ¾ in 0 0 0 0 20 in 3117,34 29344,37 107162,32 0 24 in 28961,75 101289,88 0 10917,93 28 in 5881,55 22613,86 0 0 ** U.M. – unităţi monetare

Total costuri remediere coroziune pe tip de conducta, 2016-apr 2019

28 in

24 in

20 in

14 in

14 ¾ in

12 ¾ in

12 in

10 ¾ in

10 in

8in +6in

8 5/8 in

8 in

6 5/8 in

6 in

6in + 5in

5 9/16 in

5in

4in + 5in

4 in

160000 140000 120000 100000 80000 60000 40000 20000 0

Fig. 7 Costurile cu remedierea avariilor prin coroziune pe dimensiuni de conductă

Total costuri remediere coroziune 350000 300000 250000 200000 150000 100000 50000 0 Anul 2016

Anul 2017

Anul 2018

Anul 2019*

Fig. 8 Costurile înregistrate pentru remedierea avariilor prin coroziune a conductelor ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

21

Dimensiune conductă 4 in 4in + 5in 5in 5 9/16 in 6 in 6in + 5in 6 5/8 in 8 in 8 5/8 in 8in +6in 10 in 10 ¾ in 12 in 12 ¾ in 14 in 14 ¾ in 20 in 24 in 28 in

Tabelul 8 Costurile de remediere ale altor tipuri de avarii ale conductelor Anul 2016 Anul 2017 Anul 2018 Anul 2019* Costuri remediere alte tipuri de avarii 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 336,31 0 0 0 0 2327,28 2412,84 6710,60 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 1743,28 0 0 7624,47 4580,62 22432,82 10309,43 9428,42 122637,59 0 0 0 2476,36 2180,84 1651,62 0 0 0 5617,93 6599,57 5383,80 6013,55 8350,75 9619,08 0 0 15834,76 6165,57 6555,78 0 15664,13 0 0 0 0 0 0 0

Total costuri remediere alte avarii pe tip de conducta, 2016-apr 2019

28 in

24 in

20 in

14 ¾ in

14 in

12 ¾ in

12 in

10 ¾ in

10 in

8 5/8 in

8in +6in

8 in

6 5/8 in

6in + 5in

6 in

5in

5 9/16 in

4in + 5in

4 in

160000 140000 120000 100000 80000 60000 40000 20000 0

Fig. 9 Costurile înregistrate pentru remedierea altor tipuri de avarii ale conductelor

Total costuri remediere alte avarii 160000 140000 120000 100000 80000 60000 40000 20000 0 Anul 2016

Anul 2017

Anul 2018

Anul 2019*

Fig. 10 Costurile înregistrate pentru remedierea altor tipuri de avarii ale conductelor

22

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

3. Concluzii Valorile cele mai mari ale costurilor remedierii coroziunii, aşa cum se remarcă din figura 7, sunt înregistrate pe dimensiunile de 6 5/8 in, 20 in și 24 in. Ca urmare, se impun adoptarea unor măsuri de monitorizare a coroziunii şi aplicarea unor metode de mentenanţă preventive a tronsoanelor cu această dimensiune. În anul 2018 se constată, din figura 10 și tabelul 8, că a fost atins un maxim de 150088,00 U.M..

Distribuind acest cost pe cele 12 luni ale anului se constată că nivelul de cost este de 12507,33 U.M./lună. Făcând aceași analiză și pe ceilalți ani calendaristici se constată că, în 2016, remedierile altor defecte au reprezentat 4979,65U.M./lună, în timp ce, în anul 2017 scade această valoare la nivelul 3487,50U.M./lună. Deși, în anul 2018, s-a înregistrat o creștere de 358% a costurilor față de anul 2017, în anul 2019 – raportat costul la cele 4 luni calendaristice – s-a constatat o scădere a costurilor la 7740,88 U.M./lună.

Bibliografie 1. https://www.conpet.ro/, accesat la data de 5 august 2019.

2. https://www.wall-street.ro/articol/Companii/ 68296/Conpet-Este-posibil-sa-fim-nevoiti-safacem-disponibilizari.html, accesat la data de 5 august 2019.

3. Documentaţie CONPET

Recenzor: Șef lucr. dr. ing. Florea Vlad Alexandru UNIVERSITATEA DIN PETROȘANI

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

23

DEFINIREA STRUCTURII GEOLOGICE ÎN SUDUL MUNȚILOR SUHARD PE BAZA SONDAJELOR ELECTRICE VERTICALE CORELATE CU FORAJELE DE CERCETARE Valentin-Ion BOIAN*, Marin PALCU**, Iulian POPA***, Daniel SCRADEANU**** Rezumat: Zona flișului transcarpatic a fost studiată în detaliu într-un perimetru de 25 km2 din Sudul Munților Suhard, până la contactul cu fundamentul cristalin, prin realizarea de sondaje electrice verticale (SEV) de-a lungul a 8 profile cu adâncime maximă de penetrare de 200 m. Valorile de rezistivitate electrică au fost calibrate cu litologia descrisă în 5 foraje de cercetare săpate prin metoda carotajului mecanic continuu, iar cartarea geologică de suprafață a permis îndesirea datelor privitoare la petrografia și condițiile structurale locale. Informațiile astfel colectate au fost prelucrate cu ajutorul soft-urilor de specialitate, pentru realizarea unui model geologic tridimensional, care permite identificarea structurilor favorabile acumulărilor de apă subterană.

Cuvinte cheie: sondaje electrice verticale, carotaj mecanic continuu, model geologic tridimensional 1. Introducere Obiectivul prezentei lucrări este definirea structurii geologice de detaliu a zonei de Sud a Munților Suhard, până la limita fundamentului cristalin, în vederea identificării structurilor favorabile acumulării de apă subterană. Perimetrul studiat se află în Sudul Munților Suhard (Grupa Nordică a Carpaților Orientali), este delimitat la Sud de cursul râului Dorna, la Vest de cursul râului Coșna, la Nord de interfluviul ce desparte văile Catariga de Ciotina, până în vf. Livezii (1389 m), continuat apoi de culmea Oușorului până în vf.

Oușorul (1638 m), și interfluviul ce coboară în vf.

Haju (1238 m), iar la Est de interfluviul ce desparte pârâul Haju de pârâul Selesvar. Perimetrul a fost astfel ales pentru a se suprapune cu limita bazinelor hidrografice.

În Fig. 1 este prezentat aranjamentul dipolilor (D1-D13), dimensiunile, localizarea input-ului de curent, și adâncimile punctelor de referință.

Rezoluția măsurătorilor a fost de 10 m de-a lungul profilelor. Măsurătorile au fost efectuate în curent continuu, cu impulsuri de 4 secunde.

2. Metode de lucru Lucrările de teren au fost realizate în cadrul unui contract de cercetare pentru resurse de apă subterane, iar prelucrările de birou în cadrul tezei de doctorat “Cercetări hidrogeologice complexe în zona de fliș a orogenul carpatic”, drd. Valentin-Ion Boian.

Fig. 1. Proiectare dispozitiv pol-dipol

2.1. Sondaje electrice verticale pol-dipol În perimetrul studiat au fost realizate 8 profile electrice verticale utilizând transmițătorul Zonge GGT3 IP/EM și receptori cu opt canale IPR12.

Aranjamentul pol-dipol a fost proiectat în așa măsură încât să atingă o adâncime teoretică de 200 m, având 13 niveluri de adâncime, plus încă unul pentru 100 m, cu 8 niveluri.

2.2. Prelucrarea măsurătorilor electromerice Primul pas în prelucrare a fost acela de a converti formatul IPR12 în .xls și apoi de a converti valorile de potențial/curent în rezistivitate, ținând cont de profilul topografic al fiecărei secțiuni. Cu aceste valori prelucrate primar s-au realizat secțiunile de rezistivitate aparentă. Pasul al doilea a fost acela de a transforma fișierul .xls cu valori de rezistivitate aparentă în formatul RES2DINV. În a treia etapă valorile de rezistivitate aparentă au fost convertite în valorile de rezistivitate reală cu ajutorul software-ului RES2DINV. Pe durata măsurătorilor nu a fost identificată prezenta zgomotului de fond.

* Drd.ing.geol., Universitatea din București ** Dr.ing.geol., GeoAqua Consult SRL ***Lect.dr.ing., Universitatea din București ****Prof.dr.ing., Universitatea din București

2.3. Foraje de cercetare geologică Pentru calibrarea rezultatelor au fost realizate un număr de 5 foraje de cercetare geologică, prin metoda carotajului continuu, la un diametru de 154 mm.

24

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Probele de carotă prelevate în timpul execuției forajelor de cercetare geologică au fost păstrate în cutii cu lungimea de 1 m, numerotate și depozitate în mod sistematic. Ulterior finalizării fiecărui foraj s-a trecut la cartarea de detaliu a litologiei forajelor, menționându-se tipul litologic, detaliile de microstructură cum ar fi planuri de fisuri, oglinzi de fricțiune, etc., urmele de alterare de tipul depunerilor de oxizi si/sau carbonați, gradul de fisurare, prezența faliilor și a rocilor de falie.

Toate forajele s-au realizat exact pe traseul secțiunilor de rezistivitate, pentru a se evita neconcordanțele datorate gradului mare de variabilitate geologică. Spre exemplificare, este prezentată succint fișa forajului nr. 4: - adâncime 120 m, pe profilul #25; - formațiune acoperitoare constituită din fragmente de gresie calcaroasă si marnă, cu diaclaze de calcit și urme de oxidare, între 0-6 m; - nivel hidrostatic la 13 m; - gresie calcaroasă intens fisurata cu diaclaze de calcit și urme de oxidare, între 6-38 m; - laminație grezos marnoasă cu intervale de conglomerat cu claste metamorfice între 38-50 m; - succesiune de strate și laminații grezos marnoase, cu diaclaze verticale de calcit între 50-120 m.

2.4. Foraje informative Pentru a îndesi rețeaua forajelor de cercetare, au mai fost definite un număr de 35 de foraje informative, pentru care s-au calculat adâncimile de interceptare a fiecărui orizont stratigrafic. Aceste foraje informative au fost adăugate în baza de date generală pentru a spori gradul de încredere al interpolărilor ulterioare.

Amplasarea forajelor informative s-a făcut în general pe axele structurale și la contactul între formațiuni. Adâncimile teoretice la care se găsesc intervalele stratigrafice pentru fiecare foraj informativ s-au calculat în baza structurii descrise în faza anterioară de cartare geologică.

2.5. Realizare model structural tridimensional Modelul geologic tridimensional a fost realizat în programul HydroGeoBuilder, versiunea 2009.1.

Prelucrarea prealabilă a datelor a fost realizată cu programele AutoCad 2005, Surfer 8, și GlobalMapper 9.

Limita perimetrului a fost digitizată în AutoCad pe baza hărților topografice 1:25.000, prin urmărirea cursurilor râurilor și a interfluviilor ce constituie perimetrul descris în introducere, și exportată ca poligon în format .dxf.

Relieful zonei studiate a fost preluat în GlobalMapper din fișierele SRTM – Satellite Radio Topographic Mission (și anume fișierul N47E025.hgt.zip) deschis în proiecție Stereografică ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

70, pe geoidul S-42 Romania. Din acest fișier au fost exportate puncte de cotă la o rezoluție de 10 x 10 m, în format .dxf.

Fig. 2. Prelucrare AutoCad Datele despre foraje, reprezentând locația, altitudinea și adâncimea forajului, și cota fiecărui interval stratigrafic au fost sintetizate într-un fișier .xls, conform algoritmului de import specific HydroGeoBuilder.

Well ID [-] I4 I4 I4 I4 I4 I4 I4

X [m] 514558 514558 514558 514558 514558 514558 514558

Y Elevation Bottom Top Z Top ID [m] [m] [m] [m] [-] 654289 900 500 900 Quaternary 654289 900 500 860 Pg3 654289 900 500 800 Pg2 654289 900 500 760 Pg1 654289 900 500 670 K 654289 900 500 650 Cristalline 654289 900 500 500 Bottom

Fig. 3. Baza de date stratigrafie Al doilea pas în realizarea modelului a constat în calcularea cotelor pentru fiecare suprafață stratigrafică. Prima suprafață a fost cea a fundamentului cristalin, peste care s-au adăugat grosimile fiecărui interval stratigrafic, rezultând cotele suprafețelor superioare.

Practic s-a pornit de la premisa existenței acelorași deformări structurale ale suprafeței fundamentului cristalin ca și în cuvertura sedimentară. Această ipoteză nu este în general valabilă, ținând seama de proprietățile reologice diferite ale rocilor metamorfice comparativ cu cele sedimentare, și este cunoscută tendința cuverturii sedimentare de a culisa peste fundamentul cristalin ca răspuns la solicitările laterale. În situația dată, această ipoteză s-a considerat acceptabilă, având în vedere că prin interpretarea SEV-urilor s-au descoperit deformări ale fundamentul cristalin similare cu cele ale cuverturii sedimentare, și a faptului că rolul fundamentului cristalin la formarea fluxurilor de apa subterană este redus.

Suprafețele stratigrafice s-au modelat în programul Surfer, prin folosirea întregii baze de date de foraje pentru toate suprafețele. Acolo unde un 25

anumit interval lipsește din succesiune, sau a fost erodat, s-a folosit valoarea 0 m pentru grosime. Astfel, un orizont cum ar fi Cuaternarul, care în mod natural are o extindere limitată, va avea asociat un orizont identic în plan cu celelalte suprafețe, dar cu grosimi 0 m acolo unde nu este întâlnit. Suprafețele modelate în Surfer au fost exportate ca fișiere cu extensia .grd.

Programul HydroGeoBuilder a fost dezvoltat de SWS (Schlumberger Water Services) cu scopul de a facilita crearea modelelor conceptuale înainte de a fi rulate în Visual ModFlow, și are avantajul de a permite importarea unor tipuri variate de fișiere.

Principiul de lucru al programului este urmatorul: - importare date de baza; - convertirea datelor de bază în fișiere cu informații tip punct (dacă este cazul); - crearea suprafețelor prin interpolarea datelor tip punct; - crearea orizonturilor stratigrafice prin decuparea suprafețelor cu limita modelului conceptual; - definirea succesiunii stratigrafice și tipul de orizonturi (conforme, erozionale, de discontinuitate sau bază); - crearea de litoni între orizonturile stratigrafice; - atribuirea de proprietăți litonilor sau anumitor zone din litoni; - definirea condițiilor de margine.

În interpretarea geologică trebuie considerată și influența apei subterane, în sensul scăderii valorilor de rezistivitate. De menționat că valorile mici de rezistivitate pot însemna roci cu conținut mare de apă, gen argile, dar aceasta nu constituie o premisă pentru dezvoltarea fluxurilor de apă. Prezența fluxurilor de apă subterană generează un contrast prin scăderea valorilor de rezistivitate în cadrul aceluiași complex litologic; Secțiunile de rezistivitate reală nu reprezintă cu exactitate formele litonilor, întrucât prin interpolarea valorilor există tendința de omogenizare a tranzițiilor între corpurile cu diverse proprietăți geoelectrice.

3.2. Convertirea profilelor de rezistivitate în secțiuni hidrogeologice Profilul #11. Pune în evidență un complex argilos-marnos fără o stratigrafie clară. Către NE se remarcă o formațiune acoperitoare de cca. 15 m grosime care acumulează apă superficială. În partea SV secțiunea este intersectată de o falie în jurul căreia se dezvoltă o zonă tectonizată, cu infiltrații de apă de la suprafață.

Profilul #23. Profilul acesta pune în evidență fundamentul cristalin la o adâncime de cca. 140 m, peste care se așează un complex grezos-marnos și apoi unul grezos-calcaros cu diverse grade de fisurație. În partea centrală a secțiunii, se află o zonă de falie ce corespunde la suprafață cu un curs de apă temporar, prin care se realizează infiltrarea apelor superficiale în profunzime. Spre NV apare o nouă falie care generează la suprafață o treaptă morfologică. Formațiunea grezos-calcaroasa este intens fisurată de la suprafață până la cca. 50 m, fapt ce favorizează dezvoltarea laterală a acumulărilor de apă. De la adâncimi cuprinse între 50-120 m se succed intervale de gresii calcaroase slab fisurate cu laminații de marne, care constituie un orizont greu permeabil.

Fig. 4. Afișarea în 3D a forajelor și a reliefului 3. Rezultate 3.1. Principii de interpretare a profilelor de rezistivitate reală Cea mai importantă etapă în interpretarea profilelor de rezistivitate o constituie corelarea valorilor de rezistivitate cu un anumit tip litologic.

Compararea coloanelor litologice ale celor 5 foraje cu valorile de rezistivitate aparentă a condus la următoarea interpretare: >1000 Ωm: șisturi cristaline 500-1000 Ωm: gresii calcaroase fisurate ~500 Ωm: gresii nefisurate 200-500 Ωm: complex grezos marnos <100 Ωm: complex argilos marnos 26

Fig. 5. SEV #23

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Profilul #25. Profilul acesta traversează pârâul Floreni, fapt ce influențează valorile de rezistivitate măsurate. În colțul NE se evidențiază fundamentul cristalin la o adâncime de ca. 50 m. Tot în partea NE se regăsește complexul grezos-calcaros fisurat care permite acumularea apei, acesta fiind situat direct pe fundamentul cristalin. În zona centrală, se întâlnește un complex de falii în corespondență cu văile, și care generează o zonă de intensă tectonizare și infiltrare a apelor de suprafață. În partea SV a profilului, se succed pe verticală complexele grezos-marnos fisurat si nefisurat.

Profilul #27. Relevă o structură simplă, în care se succed de la bază spre suprafață: complex grezosmarnos, complex argilos-marnos și formațiunea acoperitoare de terasă. Formațiunea de terasă înmagazinează apă dar datorită matricei argiloase fluxurile sunt foarte lente.

Profilul #28. Cea mai importantă caracteristică a acestui profil este punerea în evidență a faliei care a generat formarea văii Pârâului Alb. În partea SE se găsește fundamentul cristalin la o adâncime de cca.

50 m, peste care se situează complexul grezoscalcaros fisurat ce permite dezvoltarea fluxurilor de apă. Partea NV a acestui profil se situează pe axul unui torent, fapt ce face sa fie înregistrate acumulări de apă în subteran, dar nu sunt elocvente și pentru extinderea lor laterală. La suprafață se deduce prezența complexului grezos-calcaros nefisurat sub care se regăsește complexul grezos-calcaros fisurat.

Zona de falie induce o tectonizare intensă care permite infiltrarea verticală a apelor superficiale.

Profilul #29. Acest profil traversează în totalitate fundamentul cristalin. Fiind situat în vecinătatea contactului cristalin – sedimentar, gradul de tectonizare intensă a generat dezvoltarea unei zone de alterare de la suprafață până la cca. 30-40 m adâncime, prin care se realizează slabe fluxuri de apă subterană. NE profilului este faliat, aceasta putânduse corela cu traseul faliei Negrișoara, așa cum a fost preluat din literatura de specialitate. Zona de falie dezvoltă o intensă tectonizare care permite acumularea de apă in subteran.

Profilul #19. În mod similar cu secțiunea anterioară, se evidențiază un unic complex argilosmarnos. În partea nordică se regăsesc depozite de luncă grosiere, pe o grosime de cca. 5 m, iar în partea sudică datorită apropierii de cursul râului Coșna, crește gradul de umiditate al rocii.

3.3. Model geologic tridimensional Modelul geologic tridimensional reprezintă finalitatea lucrărilor descrise mai sus, prin integrarea întregului volum de date de cunoaștere. Procesul de realizare a modelului geologic tridimensional este unul iterativ, prin validarea rezultatelor comparativ cu datele de intrare și reluarea procesului inițial.

Validarea modelului a urmărit în special acuratețea conturării axelor structurale. Modelul tridimensional față de reprezentarea tip hartă evidențiază o variabilitate mult mai mare a structurii, cel mai probabil justificată prin existența faliilor care separă compartimente ce pot fi decroșate, ridicate/coborâte, sau rotite. În realizarea modelului nu au fost integrate sistemele de falii identificate în zonă, întrucât scopul modelului este unul hidrogeologic, iar faliile ce afectează rocile competente (cum ar fi orizonturile Pg2 si Pg3, principalele structuri acvifere din zonă) generează căi preferențiale de circulație a apei, și deci continuitate între blocuri învecinate.

Fig. 7. Model 3D, vedere din SE Fig. 6. SEV #28

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

27

Variabilitatea indusă de sistemele de falii în întreg modelul conceptual va fi gestionată prin definirea unor zone tip aliniament cu proprietăți diferite în cadrul aceluiași complex lito-stratigrafic, aceasta urmând a face parte dintr-o etapă de lucru ulterioară.

4. Concluzii Modelul geologic rezultat prin prelucrarea măsurătorilor geoelectrice și calibrarea lor cu forajele de cercetare relevă o structură cutată, în general transgresivă peste fundamentul cristalin, cu orientarea NV-SE. Rezultatele măsurătorilor geoelectrice se pot corela foarte bine cu observațiile directe prin foraje, iar densitatea mare a profilelor permite o bună înțelegere a succesiunii pe verticală a complexelor litologice și a caracteristicilor lor hidrogeologice. În partea central sudică a perimetrului studiat nu au fost realizate măsurători geoelectrice întrucât există un grup de patru foraje mai vechi prin care se poate realiza continuitatea interpretărilor.

Importanța științifică a lucrării este constituită pe de o parte de identificarea structurii geologice de detaliu din sudul munților Suhard, și pe de altă parte de stabilirea unei metodologii de lucru prin integrarea unor tehnici complexe, validată cu rezultatele reale.

Bibliografie 1. Atanasiu, L. Geologia regiunii Șarul Dornei (Câmpulung) – Măgura Calului (Năsăud). D. S. Com. Geol., vol. XXXVIII (1950-1951), Bucuresti, 1954.

2. Atanasiu L., Dimitrescu R., Semaka Al. Studiul petrografic al eruptivului din M. Bîrgăului. D. S. Com. Geol., vol. XL. (1952-1953).

3. Athanasiu S. Studii geologice în districtul Suceava. Depozitele cretacice de la Glodul. Bul. Soc. de Științe, vol. VII. Bucuresti, 1898.

4. Bulgaru Gh., Radu A., Baltreş A. Prospecţiuni geologice pentru hidrocarburi în partea de N a bazinului Transilvaniei. Arh. Com. Stat Geol., Arh. Prospecţiunini S.A. Bucuresti, 1966.

5. Bulgaru L., Koczur I., Koczur Margareta, Şuvăilă A., Şuvăilă Anca, Ştefănuţ V. Prospecțiuni geologice pentru hidrocarburi în partea de N și de NE a bazinului Transilvaniei (munții Bârgăului), parte nord – vestică a munților Călimani, perimetrul Măgura Ilvei – Ilva Mare – Coșna – Neagra Șarului – Leșu (jud. Suceava și Bistrița Năsăud). Problema ¼ 1969. Arh. Prospecțiuni S.A. Bucuresti

28

6. Goliţă E., Goliţă Natalia Apele minerale din jud. Suceava (Sinteză hidrogeologică 1969 – 1970). Problema I. B. b. 1.1. Arh. Prospecţiuni S.A. Bucuresti 7. Ionescu St. Prospecțiuni geologice pentru turbă în perimetrele: bazinul râul Dorna (jud. Suceava); munții Gutâi și depresiunea Maramureș, bazinul râului Crasna (jud. Satu Mare) și bazinul Ciuc (jud. Harghita) Sc. 1: 200 000; 1: 50 000; 1: 25 000 și 1: 5 000. Arh. Prospecțiuni S.A. Bucuresti, 1971.

8. Kräutner Th. Observații geologice în Munții Bistriței și Bârgăului. D. d. S. Inst. Geol. Rom., vol. XIV. Bucuresti, 1930.

9. Mutihac V. Observații geologice și paleontologice la Glodu (Moldova). Stud. și cerc. de geol. IV/2. Bucuresti, 1959 10. Nedelcu C. Studiu hidrogeologic și geofizic pentru punerea în evidentă de noi resurse hidrominerale în zona Poiana Vinului, jud. Suceava. Arh. ISPIF S.A. Bucuresti, 1984.

11. Pricăjan A. Apele minerale și termale din România. Ed. Tehnică, Bucuresti (p. 122-128), 1972.

12. Savul M. La bodure orientale des monts Călimani. An. Inst. Geol.

Rom., vol. XIX, pag. 361-378. Bucuresti, 1938.

13. Semaka Al. Geologia regiunii Dorna – Cîndreni – Coșna. D. S. Com. Geol., vol. XXXVIII (1950-1951). Bucureşti.

14. Török Z. Ridicări geologice efectuate în Masivul eruptiv al Călimanilor. D. S. Com. Geol., vol. XXXVII (19491950), Bucuresti, 1953.

15. Zamfirescu F., Danchiv Al., Scradeanu D., Niculescu V., Mogoş S., Popa I., Martac E., Pane R. Vulnerabilitatea la poluare a zăcămintelor hidrominerale Poiana Vinului, Poiana Coșnei, Poiana Negri și Dorna Candreni. Centrul de cercetare de hidrogeologie și inginerie geologică ambientală, Universitatea Bucuresti.

Recenzor: Conf.univ.dr.ing. Lorinț R. Csaba UNIVERSITATEA DIN PETROȘANI

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

INFLUENČ&#x161;A FLUIDIZANČ&#x161;ILOR ASUPRA PASTELOR DE CIMENT UČ&#x2DC;OARE Ioana Gabriela STAN*, Adrian BUCUR**, LazÄ&#x192;r AVRAM*** Rezumat: Pastele de ciment se comporta din punct de vedere reologic, ĂŽn faza iniČ&#x203A;ialÄ&#x192; dupÄ&#x192; modelul Bingham. Din acest punct de vedere urmÄ&#x192;rirea variaČ&#x203A;iei proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ilor reologice pentru pastele de ciment cu sau fÄ&#x192;rÄ&#x192; aditivi este absolut necesarÄ&#x192;. Lucrarea de faČ&#x203A;Ä&#x192; urmÄ&#x192;reČ&#x2122;te efectul pe care ĂŽl au fluidizanČ&#x203A;ii asupra proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ilor reologice ale pastelor de ciment aditivate Č&#x2122;i neaditivate. Ă&#x17D;n acest scop au fost preparate amestecuri diferite de paste de ciment cu adaos de fluidizant Č&#x2122;i fluidizant Č&#x2122;i bentonitÄ&#x192; hidratatÄ&#x192;, pentru care s-au mÄ&#x192;surat proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ile reologice la momentul iniČ&#x203A;ial Č&#x2122;i la interval de 60, 120 de minute dupÄ&#x192; menČ&#x203A;inerea amestecurilor ĂŽn condiČ&#x203A;ii de amestecare Č&#x2122;i temperaturÄ&#x192;.

Cuvinte cheie: pastÄ&#x192; de ciment, reologie, vâscozitate, tensiune dinamicÄ&#x192; de forfecare 1. Introducere Amestecurile apÄ&#x192;-ciment Č&#x2122;i apÄ&#x192;-ciment-adaos se comporta din punct de vedere reologic, ĂŽn faza iniČ&#x203A;ialÄ&#x192; dupÄ&#x192; modelul Bingham, ĂŽn timp ce pastele de ciment tratate cu reactivi chimici sau polimeri au o comportare dupÄ&#x192; modelul Ostwald-de Waele.

VariaČ&#x203A;ia vâscozitÄ&#x192;Č&#x203A;ii pastelor de ciment apare ca urmare a hidratÄ&#x192;rii mineralelor componente ale cimentului, minerale care au viteze diferite de hidratare. De aceea, ĂŽn cazul sondelor adânci este necesar sÄ&#x192; se limiteze conČ&#x203A;inutul ĂŽn compuČ&#x2122;i a cÄ&#x192;ror vitezÄ&#x192; de hidratare este mare (C3A).

Aluminatul tricalcic produce o pastÄ&#x192; cu separare de apÄ&#x192; redusÄ&#x192; Č&#x2122;i datoritÄ&#x192; faptului cÄ&#x192; se hidrateazÄ&#x192; cel mai repede, grÄ&#x192;beČ&#x2122;te priza cimentului, dezvoltÄ&#x192; o cÄ&#x192;ldurÄ&#x192; mare de hidratare ĂŽntr-un interval de timp scurt. Adaosul de gips (CaSO4) serveČ&#x2122;te la ĂŽntârzierea prizei provocatÄ&#x192; de acest component.

Determinarea vitezei critice la care este iniČ&#x203A;iatÄ&#x192; turbulenČ&#x203A;a, precum Č&#x2122;i calculul cÄ&#x192;derilor de presiune din sistemul de circulaČ&#x203A;ie, impun cunoaČ&#x2122;terea proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ilor reologice ale pastei de ciment propuse, ale noroiului din sondÄ&#x192; Č&#x2122;i ale dopului de separare, ĂŽn condiČ&#x203A;ii apropiate de cele din sistemul de circulaČ&#x203A;ie.

Se Č&#x2122;tie cÄ&#x192; temperatura Č&#x2122;i presiunea variazÄ&#x192; ĂŽn limite largi de-a lungul circuitului din sodÄ&#x192;, astfel ĂŽncât Č&#x2122;i proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ile reologice se vor schimba. Ă&#x17D;n plus, proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ile pastei sunt dependente Č&#x2122;i de timp, ca urmare a reacČ&#x203A;iilor de hidratare ce au loc. ExistÄ&#x192; ĂŽncercÄ&#x192;ri de a exprima Č&#x2122;i utiliza aceste dependenČ&#x203A;e.

Dar, relaČ&#x203A;iile obČ&#x203A;inute sunt complicate Č&#x2122;i nesigure.

Din aceste motive se recomandÄ&#x192; acceptarea unor valori constante determinate la temperatura maximÄ&#x192; din timpul circulaČ&#x203A;iei.

2. Date teoretice Č&#x2122;i experimentale Pentru obČ&#x203A;inerea unor rezultate cât mai edificatoare asupra influenČ&#x203A;ei fluidizanČ&#x203A;ilor asupra proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ilor reologice ale pastelor de ciment s-a propus urmÄ&#x192;toarea metodologie de lucru: - Se urmÄ&#x192;resc parametrii ce caracterizeazÄ&#x192; proprietÄ&#x192;Č&#x203A;ile pastelor de ciment pe un lot de ciment de tip G; - Fluidizantul utilizat este un lignosulfonat de culoare lichid brun-ĂŽnchis, solubil ĂŽn apÄ&#x192; Č&#x2122;i ĂŽn soluČ&#x203A;ii de NaCl, cu densitatea 1220 kg/m3 Č&#x2122;i pH = 9â&#x20AC;Ś10 - Se stabilesc reČ&#x203A;ete de amestecuri de cimentare ĂŽn care sÄ&#x192; varieze procentul de fluidizant (ĂŽntre 0% Č&#x2122;i 1%) Č&#x2122;i procentul de bentonitÄ&#x192; prehidratatÄ&#x192; ( ĂŽntre 1% Č&#x2122;i 3%); - Determinarea parametrilor reologici ai pastelor se va face folosind valorile unghiurilor de deflecČ&#x203A;ie obČ&#x203A;inute cu vâscozimetrul Fann; - Determinarea parametrilor reologici se va face la momentul iniČ&#x203A;ial Č&#x2122;i apoi din 60 ĂŽn 60 de minute, stabilindu-se un timp total de analizÄ&#x192; de 240 min; - Trasarea curbelor de curgere (reogramele) se face transformând, valorile unghiurilor de deflecČ&#x203A;ie (Ď&#x2020;), ĂŽn valori ale tensiunii de forfecare cu relaČ&#x203A;ia: đ?&#x153;? = 0,479 â&#x2C6;&#x2122; đ?&#x153;&#x2018; [N/m2] iar viteza de rotaČ&#x203A;ie a manČ&#x2122;etei rotitoare, a vâscozimetrului Fann, ĂŽn vitezÄ&#x192; de deformare (dv/dr) cu relaČ&#x203A;ia: đ?&#x2018;&#x2018;đ?&#x2018;Ł = 1,704 đ?&#x2018;&#x203A; [s-1] đ?&#x2018;&#x2018;đ?&#x2018;&#x; - Calculul constantelor reologice (pentru fluidele Bingham) se va face cu relaČ&#x203A;iile: ď ¨ pl ď&#x20AC;˝ ď Ş600 ď&#x20AC;­ ď Ş300 [cP]

ď ´ 0 ď&#x20AC;˝ 0,479ď&#x20AC;¨2ď Ş300 ď&#x20AC;­ ď Ş600 ď&#x20AC;Š [ N/m2]

- Pentru determinarea vÄ&#x192;scozitÄ&#x192;Č&#x203A;ii aparente a pastelor de ciment se foloseČ&#x2122;te relaČ&#x203A;ia: * Ĺ&#x17E;ef lucr.dr.ing., Universitatea Petrol-Gaze PloieČ&#x2122;ti ** Drd., CONPET S.A. *** Prof.dr.ing., Universitatea Petrol-Gaze PloieČ&#x2122;ti

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, PetroĹ&#x;ani, Romania

ď ¨ ap ď&#x20AC;˝

ď Ş600 2

[cP]

- Determinarea densitÄ&#x192;Č&#x203A;ii pastelor de ciment se va face cu un densimetru;

29

- Stabilitatea amestecurilor de cimentare se va aprecia prin cantitatea de apă pe care o separă amestecul într-un cilindru gradat de 250 cm3.

Pe baza metodologiei stabilite s-au preparat rețete de amestecuri de cimentare aditivate cu bentonită prehidratată în proporție de 1%, 2%, 3% și fluidizant în proporție de 0,3%, 0,6 % și 1%. Au fost analizate de asemenea și simplele amestecuri apăciment, pentru a se pune în evidență influența aditivilor și a bentonitei asupra pastelor de ciment de tip G. Factorul apă/ciment ales a fost cel corespunzător unei răspândiri de minim 180 mm, dar s-a constatat că pentru această valoare a factorului apă/ciment, pastele

Rația apa/ciment 0,45 0,45 0,45 0,45 0,6 0,6 0,6 0,6 0,8 0,8 0,8 0,8 1 1 1 1

preparate au încă la momentul inițial o vâscozitate mare, depășindu-se astfel capacitatea de măsurare a vâscozimetrului Fann, ceea ce conduce la imposibilitatea calculării parametrilor reologici. De aceea, în continuare, s-au preparat amestecuri de cimentare pentru care valoarea factorului apă/ciment, corespunde unui diametru de împrăștiere, inițial de aproximativ 220 mm.

Așa cum rezultă din valorile prezentate în tabelul 1, creșterea procentului de fluidizant, conduce la creșterea valorii diametrului de împrăștiere, ceea ce confirmă faptul că fluidizantul utilizat are un efect de dispersare a cimentului în soluție, reducând vâscozitatea pastei de ciment.

Tabelul 1. Rezultatele experimentale pentru pastele de ciment testate Bentonită Fluidizant Răspândirea Densitatea pastei de prehidratată ciment % % mm kg/m3 0 0 230 1890 0 0,3 250 1854 0 0,6 250 1840 0 1 260 1877 1 0 255 1732 1 0,3 255 1732 1 0,6 260 1700 1 1 265 1684 2 0 230 1614 2 0,3 250 1596 2 0,6 260 1592 2 1 270 1596 3 0 230 1520 3 0,3 235 1514 3 0,6 240 1506 3 1 260 1510

La momentul inițial (fig 1) vâscozitatea plastică are o tendință de scădere cu creșterea procentului de fluidizant. După 60 respectiv 120 de minute de menținere a pastei în condiții de agitare și temperatură se observă că vâscozitatea plastică

Volumul de filtrat cm3 0,5 1,5 7 31 4 3 2 1 8 7 6 4 10 6 4 2

prezintă valori minime la concentrația de 0,3% fluidizant și valori maxime la concentrația de 0,6 % fluidizant, pentru ca în cazul unui procent de 1 % fluidizant să se observe o scădere pronunțată a valorilor vâscozității plastice (fig,2,3).

Fig. 1 Variația vâscozității plastice în funcție de procentul de fluidizant la momentul inițial 30

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Fig. 2 Variația vâscozității plastice în funcție de procentul de fluidizant la momentul t=60 min

Fig. 3 Variația vâscozității plastice în funcție de procentul de fluidizant la momentul t=120 min Valorile vâscozității aparente determinate la momentul inițial descresc cu creșterea procentului de fluidizant (fig 4). După 60 de minute de menținere a pastei în condiții de agitare și temperatură se observă o creștere importantă a vâscozității aparente pentru concentrația de 0,6% fluidizant, dar această

variație este foarte mult atenuată de prezența bentonitei (fig 5); cu cât crește procentul de bentonită în compoziția amestecului de cimentare, cu atât vâscozitatea aparentă prezintă valori mai mici.

Fig. 4 Variația vâscozității aparente în funcție de procentul de fluidizant la momentul inițial

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

31

Fig. 5 Variația vâscozității aparente în funcție de procentul de fluidizant la momentul t=60 min Analizând alura curbelor din fig 6,7,și 8, se constată că valorile tensiunii dinamice de forfecare

prezintă o variație asemănătoare cu a vâscozității plastice.

Fig. 6 Variația tensiunii dinamice de forfecare în funcție de procentul de fluidizant la momentul inițial

Fig. 7 Variația tensiunii dinamice de forfecare în funcție de procentul de fluidizant la momentul t=60 min 32

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Fig. 8 Variația tensiunii dinamice de forfecare în funcție de procentul de fluidizant la momentul t=120 min Se observă că deși la momentul inițial valorile tensiunii de forfecare scad pe măsură ce procentul de fluidizant crește, după 1,2 sau 3 ore de menținere a pastei de ciment în condiții de agitare și temperatură, aceste valori prezintă o creștere rapidă în cazul pastelor de ciment aditivate cu 0,6 % fluidizant și o creștere mult mai lentă când procentul de fluidizant este de 0,3% Atât amestecurile neaditivate cât și cele tratate cu fluidizant (în limitele în care stabilitatea suspensiei nu este afectată) se înscriu în modelul de curgere binghamiană.

Proprietățile reologice ale tuturor amestecurilor analizate se modifică în timp (ca urmare a avansării procesului de hidratare a mineralelor ce intră în compoziția cimentului) astfel încât după 1,2 sau 3 ore (în funcție de compoziție) amestecurile devin greu pompabile Procesul de înrăutățire a proprietăților reologice ale pastelor de ciment are loc foarte rapid când sunt tratate cu 0,6% fluidizant. În cazul în care amestecul de cimentare conține și bentonită se constată că efectul fluidizantului utilizat asupra proprietăților reologice se modifică.

Analizând alura curbelor din fig. 1 – 3, se constată că pe măsura creșterii procentului de bentonită, valorile vâscozității plastice se micșorează, în timp ce tensiunea dinamică de forfecare (fig. 6 – 8) are valori crescătoare.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Editura Universitas, Petroşani, Romania

Trebuie menționat că în cazul unei paste ce conține 3% bentonită, după menținerea în condiții de agitare și temperatură timp de 1-2 ore valorile tensiunii dinamice de forfecare sunt minime.

Variația vâscozității aparente în funcție de procentul de fluidizant (fig. 4, 5) este foarte mult atenuată de prezența bentonitei.

3. Concluzii Aditivarea pastelor de ciment cu fluidizant conduce la îmbunătățirea proprietăților reologice ale amestecurilor de cimentare, ceea ce permite realizarea unei bune dislocuiri a fluidului de foraj și reușita operației de cimentare.

Creșterea procentului de bentonită în compoziția amestecului de cimentare, conduce la stabilizarea valorilor parametrilor ce caracterizează proprietățile reologice ale pastelor de ciment.

Efectul puternic pe care il are prezența aditivilor asupra proprietăților reologice ale pastelor de ciment, impune ca folosirea reactivilor chimici, pentru tratarea acestor paste să se facă numai după efectuarea unor probe de comportare.

33

Bibliografie 1. J.E.S.L. Teixeira; V.Y. Sato; L.G. Azolin; F.A. Tristão; G.L. Vieira; J.L. Calmon Study of cement pastes rheological behavior using dynamic shear rheometer, IBRACON Structures and Materials Journal, vol7, nr. 4, pag 922 – 939, 2014 2. Popescu, M.G. Fluide de foraj și cimenturi de sondă, Editura Universității din Ploiești, 2004 3. Popescu, M.G. Cimenturi de sondă - Îndrumar de laborator, Editura Universității din Ploiești, 2008

34

4. Nelson, E.B., Guillot, D. Well Cementing, Second Edition, Texas, 2006 5. Recomanded Practice for Testing Well Cements (API RP 10B), USA, 2013

Recenzor: Prof.univ.dr.ing. Toderas Mihaela UNIVERSITATEA DIN PETROȘANI

Revista Minelor / Mining Revue - nr. 4 / 2019

Scop şi obiective Revista Minelor publică lucrări de cercetare originale și avansate, noi evoluții și studii de caz în inginerie minieră și tehnologii ce vizează tehnici noi și îmbunătățite, adaptate, de asemenea, pentru aplicații civile.

Revista acoperă toate aspectele legate de minerit, problemele de mediu și tehnologii legate de exploatarea și prelucrarea resurselor minerale, topografie, calculatoare și simulare, de îmbunătățirea performanțelor, controlul și imbunătățirea costurilor, toate aspectele de îmbunătățirea securitatii muncii, mecanica rocilor și comunicația dintre minerit și legislație. Problemele de mediu, special identificate, includ: evaluarea și autorizarea impactului asupra mediului; tehnologii minere și de preparare; gestionarea deșeurilor și practicile de reducere la minimum a deșeurilor; închiderea minelor, dezafectarea și regenerarea; drenajul apelor acide.

Problemele miniere ce urmează să fie acoperite, includ: proiectarea lucrărilor miniere de suprafață și subterane (economie, geotehnică, programarea producției, ventilație); optimizarea și planificarea minelor; tehnologii de foraj și pușcare; sisteme de transport al materialelor; echipament minier.

Calculatoare, micro-procesoare și tehnologii bazate pe inteligență artificială utilizate în minerit sunt, de asemenea, abordate. Lucrările au o gamă largă și interdisciplinară de subiecte.

Editorii vor lua în considerare lucrări și pe alte teme legate de minerit și mediu.

Toate articole de cercetare publicate în acest jurnal, sunt supuse recenziei riguroase, bazată pe screening-ul inițial al redacției și recenzori independenți.

Domenii de interes: Explorări miniere,Proiectare şi planificare minieră, Perforare şi împuşcare, Topografie minieră, Excavare, transport, depozitare, Mecanica rocilor în minerit, Drenaj minier, Calculatoare, procesoare şi tehnologii de inteligenţă artificială folosite în minerit,Tehnologia informaţiei în minerit, Mecanizare, automatizare şi roboţi minieri, Fiabilitatea, mentenanţa şi performanţa globală a sistemelor de exploatare, Tehnologii în curs de dezvoltare în industria minieră, Interacţiunea dintre minerale, sisteme, oameni şi alte elemente ale ingineriei miniere, Simularea sistemelor miniere, Sănătate şi securitate în domeniul minier, Evaluarea impactului asupra mediului, Economia mineralelor, Sisteme de producţie în ingineria minieră, Evaluarea riscurilor şi managementul activităţilor miniere, Dezvoltare durabilă în minerit Colectiv editorial: Luminiţa DANCIU - Universitatea din Petroşani Radu ION - Universitatea din Petroşani Nicolae Ioan VLASIN - INCD INSEMEX Petroşani

Autorii au responsabilitatea datelor prezentate în lucrare. Lucrările nepublicate nu vor fi returnate. © Copyright Editura UNIVERSITAS Petroşani / Revista Minelor - apare trimestrial Contact editorial Pentru informaţii vă rugăm să vă adresaţi: Ilie ONICA, e-mail: onicai2004@yahoo.com sau Radu ION, e-mail: radu_ion_up@yahoo.com Adresa: Universitatea din Petroşani, str. Universităţii nr. 20, 332006 Petroşani, Romania Tel+40254 / 542.580 int. 259, fax. +40254 / 543.491 Citarea din revistă este permisă cu menţionarea sursei.

Cont: RO89TREZ36820F330800XXXX C.U.I. 4374849 Trezoreria Petroşani http://www.upet.ro/reviste.php ISSN-L 1220 – 2053 ISSN 2247-8590 Revista Minelor a fost indexată de către Consiliul Naţional al Cercetării Ştiinţifice din Învăţământul Superior (CNCSIS) în categoria B+ Tiparul: Tipografia Universităţii din Petroşani

Instrucţiuni de redactare • Lucrările se redactează folosind programul MS Word (sau echivalent).

• Pagina are următoarele setări: Format A4, Sus/Jos/Stânga/Dreapta - 2cm, Header/Footer - 1,25 cm • Fontul folosit esteTimes New Roman.

• Lucrările trebuie să conţină un rezumat de max 150 words şi 4 cuvinte cheie.

• Titlul se scrie centrat, cu majuscule, 14p. După titlu se lasă un rând liber 12p, apoi se notează autorii centrat, italic, 12p, numele cu majuscule. Afilierea autorilor se trece ca şi notă de subsol.

• Textul propriu zis se scrie cu caractere de 11p, pe două coloane egale de mărime 8,1cm. Titlurile de capitole se trec fără aliniat, bold, iar titlurile de subcapitole fără aliniat bold, italic. După titlurile de capitole şi subcapitole se lasă un rând liber. Aliniatele de la începutul paragrafelor au mărimea 0,7cm.

• Tabelele pot fi inserate în coloane sau pe întreaga lăţime a paginii, după caz, în funcţie de mărime. Titlul tabelului se scrie deasupra acestuia, 11p, italic, iar textul tabelului se scrie cu caractere de 11p • Figurile pot fi inserate în coloane sau pe întreaga lăţime a paginii, după caz, în funcţie de mărime. Descrierea figurii se scrie sub aceasta, 11p, italic..

• Referinţele bibliografice se scriu cu caractere de 10p.

• Nu se inserează numere de pagină.