Nr3ro2020

Revista Minelor Mining Revue PUBLICAŢIE INTERNAŢIONALĂ DESPRE MINERIT ŞI MEDIU Vol. 26 Nr. 3 / 2020 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

Revista Minelor Mining Revue

PUBLICAŢIE INTERNAŢIONALĂ DESPRE MINERIT ŞI MEDIU

Vol. 26 Nr. 3 / 2020 ISSN-L 1220 – 2053 / ISSN 2247 -8590

Editura UNIVERSITAS Petroșani, 2020

CUPRINS

Dacian Paul MARIAN, Ilie ONICA, Bogdan POSTOLACHI Aanaliza principalilor factori care au condus la deformarea şi fisurarea planşeelor dintre etajele Minei Cantacuzino – Salina Slănic

3

Mircea GEORGESCU Evaluarea impactului și riscului de mediu la Salina Praid și măsuri de reducere a efectelor negative asupra mediului înconjurător

15

Mihaela TODERAȘ, Ciprian DANCIU Analiza calitativă a rocilor magmatice pe baza principiului conformității și a nivelului de siguranţă

23

Mihaela TODERAȘ Analiza legilor și modelelor reologice ale sării geme

37

Ofelia-Larisa FILIP Posibilități de transcalculare a coordonatelor între sistemele de proiecție stereografic și central

52

Lazăr AVRAM, Radu IVAN Fluide de foraj - model de integrare în programul de foraj

55

2

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

ANALIZA PRINCIPALILOR FACTORI CARE AU CONDUS LA DEFORMAREA ŞI FISURAREA PLANŞEELOR DINTRE ETAJELE MINEI CANTACUZINO – SALINA SLĂNIC Dacian Paul MARIAN*, Ilie ONICA**, Bogdan POSTOLACHI*** Rezumat: Mina Cantacuzino-salina Slănic, a fost exploatată începând cu anul 1993, prin metoda cu camere mici și pilieri pătrați, pe etaje separate cu planșee. De-a lungul timpului, planșeele au suferit deplasări verticale și fisuri care au pus în pericol stabilitatea acestora. Acest articol prezintă descrierea acestor fenomene geomecanice și o analiză sintetică a principalilor factori care au condus la degradarea planșeelor dintre etaje, cum ar fi: distribuția în zăcământ a caracteristicilor geomecanice ale sării geme, fisurația naturală a zăcământului, starea naturală și indusă de tensiuni ș.a.

Cuvinte cheie: sare gemă, cameră, pilier, planșeu, deformare, fisură, tensiune 1. Generalităţi Mina Cantacuzino, de la salina Slănic, a început activitatea de exploatare în anul 1993. La această mină a fost aplicată metoda de exploatare cu camere mici, pilieri pătraţi şi tavan drept, între oriz.

V şi VII, iar începând de la orizontul VIII, s-a aplicat aceeaşi metodă, dar cu camere cu tavanul boltit [5].

Dimensiunile pilierilor au crescut odată cu adâncimea, în felul următor: pentru etajele V – VII, Lp = 16m; pentru etajele VIII – X, Lp = 17m; pentru etajul XI, Lp = 18m (fig.1).

Până în anul 2019, din mina Cantacuzino au fost extrase aprox. 4 964 880 tone de sare gemă şi a fost generat în zăcământ un volum total de goluri de cca. 2 364 229 m3. Profunzimea pe care s-au dezvoltat golurile subterane de exploatare este de 103 m, sub un masiv de sare gemă şi roci acoperitoare, care variază între 102 m şi 160 m

(funcţie de relieful suprafeţei de la zi). Ţinând seama de aceste date generale, se poate remarca faptul că, din punct de vedere al stabilităţii, condiţiile geominiere de situare a minei Cantacuzino sunt mult mai favorabile, în comparaţie cu cele specifice minei Victoria şi minelor Vechi. În tabelul nr.1 se prezintă o statistică comparativă (sintetizat din [9]), între începutul anilor 2001 şi 2009, a situaţiei fisurilor/fracturilor care au apărut în zona estică a minei Cantacuzino, la nivelul vetrei şi la nivelul tavanului etajelor V-IX. În cartările realizate pe planurile de situaţie ale orizonturilor, se poate observa că aceste fisuri urmăresc oarecum paralel limita zăcământului cu rocile sterile, având direcţiile N-S, E-V, NV-SE, NE-SV şi N-S (fig.2).

Fig.1. Vedere în 3D a minei Cantacuzino [7]

* Șef lucr.dr.ing., Universitatea din Petroșani ** Prof.dr.habil.ing., Universitatea din Petroșani *** Drd.ing., Universitatea din Petroșani ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

3

Tabelul 1. Situaţia comparativă a apariţiei fisurilor, dintre anul 2001 şi 2009 [7] Etajul

Etaj V +289 m

Etaj VI +273 m

Etaj VII +257 m

Etaj VIII +241 m

Anul începerii exploatării

1992

1994

1996

1997

Etaj IX +225 m

1998

Etaj X +209 m

2003

Etaj XI +193 m

2005

Orientarea fisuraţiei Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV Suprafaţa afectată, în m2 N-S E-V NV-SE NE-SV

Vatră 2001 2009 1350 2925

3600

5700

750

4000

1500

7650

3300

Tavan 2001 2009 1350

3000

1650

4050

3875

225

875

Fig. 2. Dezvoltarea tensiunilor orizontale maxime, din direcţia E –(N-E), asupra zăcământului Slănic Prahova, la nivelul etajului IX (+225m) [7] 4

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Monitorizarea evoluţiei fisurilor / fracturilor, de la nivelul etajelor V-IX, s-a realizat prin măsurători topografice şi măsurători efectuate asupra unor repere, prin înregistrarea periodică a valorii deplasărilor orizontale şi verticale. Astfel că, au fost înregistrate patru sisteme de fisuri, orientate N-S, NV-SE, E-V, NE-SV, cu unghiuri între ele de aprox. 45o şi cu lungimi variabile, de la etaj la etaj, între 20 m şi 150 m.

Analizând datele din tabelul nr.1 se poate constata că suprafaţa totală afectată de fisuri/fracturi în anul 2009 a crescut cu de cca. 4 ori, în raport cu anul 2001. Ceea ce se poate explica atât prin acţiunea continuă a concentratorilor de tensiuni din jurul excavaţilor miniere, cât şi prin prezenţa unor factori care au contribuit în timp la degradarea masivului de sare, cum ar fi acţiunea umidităţii şi atmosferei de mină şi efectul sistematic al undelor seismice, generat de detonarea explozivilor.

Studiul fracturilor / fisurilor apărute în structurile de rezistenţă (îndeosebi în planşeele dintre etaje) de la mina Cantacuzino, la nivelul etajelor VIII, IX şi X, a fost realizată şi cu ajutorul măsurătorilor electrometrice ([2], [10], [11]).

Pentru a afla originea fisurilor/fracturilor dezvoltate în planşeele etajelor V-IX trebuie realizată o analiză detaliată a poziţionării lor faţă de pilierii marginali, a orientării şi amplitudinii acestora, a distribuţiei caracteristicilor geomecanice ale masivului de sare şi a stării de tensiuni şi deformaţii dezvoltată în planşeele dintre etaje. De aceea, principalii factori luaţi în analiză, care ar fi putut contribui la apariţia fisurilor din planşee, cu o localizare şi geometrie precise şi care respectă aproximativ acelaşi model, la nivelul tuturor etajelor, sunt următorii: 1) calitatea sarii geme, cu caracteristici geomecanice mai slabe, din zonele afectate de fracturi / fisuri; 2) distribuţia concentratorilor de tensiuni ca efect al realizării excavaţiilor miniere subterane; 3) apariţia în timpul genezei zăcământului a unor particularităţi ale masivului de sare, în zona limitei dintre masivul de sare şi rocile sterile [7].

2. Descrierea fenomenelor de destabilizare a planşeelor de la mina Cantacuzino generate de prezenţa fracturilor Stabilitatea planşeelor de sare continue depinde doar de atingerea rezistenţelor limită ale diferitelor caracteristici geomecanice ale sării, de către tensiunile (de întindere, forfecare, compresiune) generate de încovoierea planşeelor. Pe când, în cazul planşeelor afectate de fracturi, tensiunile din planşee determină mobilizarea caracteristicilor de rezistenţă (coeziune, unghi de frecare interioară, rezistenţa la forfecare, întindere etc.) ale acestor plane de minimă rezistenţă.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

În cazul planşeelor continue, în analiza de stabilitate se poate aplica teoria încovoierii cilindrice complexe a plăcilor plane. Atunci, când grosimea planşeului dintre etaje depăşeşte 1/5 din lăţimea camerei, cum este cazul planşeelor dintre etaje (caz în care, raportul poate depăşi valoarea 1/2), teoria plăcilor subţiri nu mai este aplicabilă. Efectul forţei tăietoare, neglijat în teoria plăcilor subţiri, devine important în cazul plăcilor groase. Astfel că, atât momentul încovoietor, cât şi forţa tăietoare participă la generarea deplasărilor verticale / subsidenţelor planşeului, iar calculul momentelor încovoietoare şi al forţelor tăietoare, şi implicit al tensiunile aferente acestora, respectă teoria plăcilor groase. În cazul plăcilor groase ruperea acestora se manifestă, în general, prin forfecarea plăcilor la nivelul încastrărilor sau prin alunecarea structurii acestora de-a lungul fisurilor verticale [12]. Ţinând seama de elementele teoretice şi de rezultatele cercetărilor asupra unor cazuri întâlnite în practică, prezentate în literatura de specialitate, coroborate cu baza de date obţinută din observaţiile efectuate asupra stabilităţii planşeelor dintre etaje, de la mina Cantacuzino, în cele ce urmează vom descrie câteva fenomene tipice de pierdere a stabilităţii acestor planşee.

2.1. Dislocarea planşeului după o fractură înclinată Este cazul general, prezentat teoretic de către Benyakhlef [1]. Acest fenomen geomecanic este argumentat de măsurătorile deplasărilor verticale asupra unor repere dispuse pe planşeele dintre etaje şi anume este vorba deplasările verticale negative, cu valori reduse, de până la -20 mm, care de fapt exprimă umflarea vetrei la nivelul punctelor măsurate. În mod natural, fiind vorba de nişte structuri foarte grele, solicitate gravitaţional de propria lor greutate, uniform repartizată pe suprafaţa planşeului, tendinţa acestora este de a se deplasa descendent pe verticală. O deplasare ascendentă poate apare doar atunci când în mişcarea lui, descendent pe verticală, masivul planşeului întâlneşte nişte reacţiuni care îl fac să-şi schimbe direcţia vectorului de deplasare naturală.

Planşeul de etaj, în integralitatea lui, este încastrat în pilierii marginali şi deasupra fiecărui pilier intercameral. Acesta este solicitat după verticală, de greutatea proprie  v    h  2,1  8  16,8 tf/m2 (   2,1 tf/m2 este greutatea specifică aparentă a sării geme; h=8m - grosimea planşeului) şi de tensiunile orizontale dezvoltate din masiv asupra planşeului  hp  k pl    H (H este adâncimea de situare a planşeului, măsurată de la suprafaţă; kpl este un concentrator al tensiunilor orizontale  h asupra planşeului).

5

Concentratorul de tensiuni are valoarea:  8  8 0,28 c  h pl  k pl     2  0,39  0,78 h pl 1  8 1  0,28 în care: hc este înălţimea camerelor; hpl – grosimea planşeului;  -coeficientul lui Poisson.

Cu toate că tensiunea orizontală naturală este 39% din valoarea celei verticale, informaţiilor geologice şi geomecanice sugerează că este posibil ca tensiunea orizontală să se apropie de valoarea celei verticale, ceea ce face ca acest coeficient kpl al împingerilor laterale în planşee să se apropie de valoarea 1,5-2. În cazul planşeelor de etaj, care conţin zone cu umflări ale vetrei, aceste fenomene sunt explicate de subducţia blocului inferior sub cel superior, separate

h 

între ele de o fractură din structura unui planşeu, cu o oarecare înclinare faţă de verticală (fig.3). Cu cât înclinarea planului de minimă rezistenţă este mai mare, împingerea laterală în planşeu este mai intensă şi caracteristicile de rezistenţă ale fracturii sunt mai reduse, cu atât umflarea vetrei este mai importantă. În acest caz, fiindcă deplasările verticale negative şi pozitive ale planşeului sunt nesemnificative, datorită împingerilor laterale care obligă blocurile detaşate să stea în contact, prezenţa în structura unui planşeu a acestor fracturi singulare nu este periculoasă pentru stabilitate, doar dacă în vecinătatea lor se mai găsesc şi alte fracturi, care produc fenomene locale de detensionare şi implicit blocuri care se pot deplasa liber, gravitaţional (vezi fig.5).

Fig. 3. Pierderea stabilităţii planşeului generată de o fractură înclinată [7] 2.2. Dislocarea planşeului după o fractură verticală Dacă în modelele teoretice prezentate de către Benyakhlef [1], care reprezintă planşee (plăci) străbătute de o fractură înclinată faţă de verticală cu unghiul   0 o , pentru   0 o se ajunge la cazul unei fracturi verticale, prezentat în continuare.

Cu toate că din punct de vedere teoretic, acest caz este asemănător cu cel prezentat la punctul 2.1, totuşi, dezvoltarea fenomenului de pierdere a stabilităţii este oarecum diferit. Sub acţiunea greutăţilor proprii G1 şi G2 ale blocurilor detaşate şi împingerii laterale  hp , în planşeu apar momente de încovoiere şi forţe tăietoare care induc deplasările verticale +s. În urma deplasărilor verticale, cele două blocuri separate de fractura verticală se rotesc în jurul muchiei de contact A, astfel încât forţele orizontale de fretaj se concentrează într-o zonă foarte restrânsă, generând tensiuni care depăşesc cu mult rezistenţa masivului de sare, generând distrugerea colţurilor aflate în contact. Acest fenomen face ca subsidenţa blocurilor să se amplifice, iar planşeul, în mod teoretic, trece din forma unei placi încastrate pe contur, în cea a două plăci în consolă. În această fază, solicitările sunt mult mai importante la nivelul încastrărilor, ceea ce face ca în timp să se producă

6

ruperea blocurilor la limitele pilierilor şi implicit detaşarea totală a acestora din masiv şi creşterea deplasărilor verticale. Blocurile detaşate, se comportă ca două blocuri articulate pe muchiile A, B şi C, asupra cărora acţionează greutatea proprie şi forţele de fretaj, concentrate în cele trei şarniere. În timp, datorită concentrării tensiunilor în aceste zone, distrugerea colţurilor de contact este inevitabilă, fiind urmată de accelerarea fenomenului de colaps al planşeului. În concluzie, până la atingerea fazei de colaps, un planşeu traversat de o fractură verticală trece prin următoarele trei stadii: 1) planşeu încastrat pe contur, solicitat la încovoiere complexă; 2) două planşee în consolă solicitate la încovoiere, articulate după o şarnieră (fig.4.a); 3) două blocuri detaşate, articulate după trei şarniere (fig.4.b). Şi acest fenomen este mai puţin probabil să se producă după o perioadă relativ scurtă de timp, iar dacă se va produce, va avea loc după trecerea unei perioade îndelungate de la construcţia planşeului, tocmai datorită împingerilor laterale  hp cu valori foarte mari, care reuşesc să menţină blocurile în contact, astfel încât acestea să lucreze ca o structură continuă.

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

a) b) Fig.4. Pierderea stabilităţii planşeului generată de o fractură verticală [7] a) planşeu cu o şarnieră; b) planşeu cu trei şarniere 2.3. Dislocarea planşeului după două sau mai multe fracturi Analizând cartările planşeelor de la mina Cantacuzino (vezi fig.2), se poate constata că înspre zona estică, acestea sunt afectate de o reţea de fracturi aproximativ paralele, extinse pe diferite lungimi şi cu amplitudini diferite. Faţă de situaţiile prezentate anterior, prezenţa în structura planşeelor a două sau mai multe fracturi apropiate este mult mai frecventă. Prin modul cum afectează stabilitatea planşeelor, acestea sunt mult mai periculoase. În cazul în care un planşeu este traversat de două fracturi, mecanismul de pierdere a stabilităţii este funcţie de înclinarea reciprocă a fracturilor şi înclinarea faţă de verticală. Înclinările reciproce ale acestora pot fi: paralele (verticale şi înclinate); înclinate convergent, spre tavan; înclinate divergent.

Dintre categoriile de fracturi prezentate mai sus, cele mai periculoase sunt fracturile care au înclinările convergente spre tavan, deoarece acestea permit detaşarea gravitaţională a unui bloc intermediar din structura planşeului şi producerea inerentă a colapsului (fig.5.a). Cu cât divergenţa unghiurilor este mai importantă, cu atât riscul de producere a surpării planşeului este mai mare.

Fenomenul de distrugere a planşeului începe în urma solicitării iniţiale a acestuia la încovoiere complexă, generată de combinaţia dintre greutatea proprie şi de forţele de împingere laterală. Pe măsura amplificării deplasărilor verticale s, în structura planşeului apar rotaţii de încovoiere care determină detaşări prin întindere a planelor de fracturare,

însoţite de forfecări generate de deplasarea gravitaţională a blocului intermediar. Datorită caracteristicilor variabile de pe planele de minimă rezistenţă şi a structurii neomogene a blocului de sare intermediar, apar concentratori de tensiuni în structura acestuia şi ruperi după orizontală care conduc la detaşarea, între fracturi, a unor copturi din tavanul camerelor inferioare. Desprinderea unui volum de sare din structura planşeului conduce la concentrarea tensiunilor orizontale pe o grosime mai redusă a planşeului, astfel încât se atinge un moment critic în care, cu cât se reduce grosimea planşeului, cu atât se amplifică tensiunile în planşeu şi cresc deformaţiile acestuia, care apoi conduc la detaşarea/surparea din blocul central a noi volume de material. În final, se ajunge la surparea totală a blocului central şi implicit la străpungerea planşeului. În continuare, fenomenele de distrugere a planşeului afectat se produc în funcţie de condiţiile geomecanice particulare din jurul golului de surpare.

Dacă condiţiile prezentate mai sus determină un risc intermediar de instabilitate a unui planşeu, prezenţa într-un planşeu a trei sau mai multe fracturi aproximativ paralele, creşte gradul de vulnerabilitate a planşeelor, în ceea ce priveşte apariţia unui colaps (fig.5.b). Aceste condiţii de situare a unui planşeu generează cel mai mare risc de pierdere a stabilităţii şi de apariţie a surpărilor. În acest caz, chiar dacă înclinările fracturilor marginale sunt convergente spre tavan, prezenţa celei de-a treia sau a patra fracturi intermediare face ca apariţia destructurării blocului intermediar să fie posibilă într-un timp mult mai scurt (fig.5.b).

a) b) Fig.5. Pierderea stabilităţii planşeului generată de două sau mai multe fracturi apropiate [7] a) surparea planşeului după două fracturi; b) surparea planşeului după trei fracturi ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

7

3. Calitatea sării geme din zonele afectate de fracturi / fisuri În urma analizei datelor geomecanice prezentate în lucrările ([7], [9]) se poate trage concluzia că, în general, valorile caracteristicilor geomecanice specifice probelor prelevate din zonele afectate de fisuraţie sunt cuprinse în limitele domeniului de variaţie al acestora, de la nivelul fiecărui etaj, cu o tendinţă de apropiere spre valorile medii ale domeniului. De asemenea, o separare clară a caracteristicilor geomecanice pe tipuri de sare gemă (albă cristalină şi cenuşie - închisă) este evidentă și se poate constata o reducere evidentă a acestora (unele de până la 50%) pentru sarea albă cristalină, care este localizată şi în zonele afectate de fisuri, ale planşeelor de la mina Cantacuzino. Aceaşi lucru se poate constata şi din analiza caracteristicilor geomecanice, determinate pe probe de sare albă şi vânătă, prelevate din zonele superioare ale zăcământului (probabil, din mina Unirea) de către prof. Stamatiu ([16], [17]). Ţinând seama de cele prezentate mai sus, se poate trage concluzia că proprietăţile geomecanice mai reduse ale sării albe cristaline din zona afectată de fisuri pot constitui un factor care contribuie mai mult la amplitudinea acestor fracturi/fisuri şi dezvoltarea lor în timp, decât la geneza lor – care este determinată cu precădere de alţi factori importanţi, cum ar fi cei legaţi de starea de tensiuni, care vor fi analizaţi în continuare.

4. Distribuţia concentratorilor de tensiuni, ca efect al realizării excavaţiilor miniere subterane Tensiunile care există în masivul de roci se grupează, în funcţie de origine, în tensiuni naturale, care se găsesc în masivul intact şi tensiuni induse, care sunt rezultatul schimbărilor de tensiune datorate excavaţiilor miniere şi civile [3].

Tensiunile gravitaţionale rezultă din greutatea coloanei de roci pe unitatea de suprafaţă, de deasupra unui punct al scoarţei terestre. Pentru calcularea componentei verticale se poate scrie [3] z

 v     g  dz

unde:  este densitatea aparentă medie a rocilor; g - acceleraţia gravitaţională; z – adâncimea măsurată de la suprafaţă.

Starea naturală/iniţială de tensiuni  o  poate fi considerată, în mod simplificat, ca fiind una geostatică sau gravitaţională, reprezentată de tensiunile geostatice verticale  v   a  g  H şi de tensiunile geostatice orizontale  h1   h 2     v  k o   v ; unde: 1   0,28 ko    0,39 ;  este coeficientul lui 1   1  0,28 Poisson.

După realizarea excavaţiilor în masivul de sare, starea naturală de tensiuni se schimbă cu valoarea tensiunilor  e  induse de prezenţa excavaţiilor în masiv, respectiv cu o variaţie de tensiuni reprezentată de tensiunile orizontale  e h şi verticale  e v . dezvoltate

în

Astfel încât, masivul

 T    o    e  .

de

tensiunile totale sare

au

forma:

Mai sus, a fost prezentată o exprimare teoretică a stării de tensiuni naturală şi indusă. Însă, starea naturală de tensiuni include, pe lângă tensiunile gravitaţionale, şi tensiunile tectonice, tensiunile reziduale şi tensiunile geo-termice [3]. De aceea, pentru stabilirea corectă a valorilor tensiunilor naturale, în condiţiile zăcământului de sare de la Slănic Prahova, ar fi fost necesară realizarea unor măsurători de tensiuni in situ, printr-o serie de procedee cunoscute, cum ar fi: fracturarea hidraulică, utilizarea presei plate, supracarotajul etc. ([4], [15]). Evaluarea stării naturale de tensiuni prin măsurători in situ ar fi condus la o mai bună descriere a fenomenelor care au determinat apariţia sistemelor de fracturi / fisuri în planşeele camerelor de la mina Cantacuzino.

Tensiunile geostatice naturale (verticale şi orizontale), calculate conform relaţiilor prezentate mai sus, pentru toate etajele de la mina Cantacuzino, sunt sintetizate în tabelul 2.

0

Tabelul 2. Starea naturală de tensiuni calculată la nivelul vetrei etajelor de la mina Cantacuzino [7] Adâncimea, Tensiuni verticale, Tensiuni orizontale, Etajul Cota la vatră, H, m  v , .104 N/m2  h , .104 N/m2 m max. min. max. min. max. min.

Etaj V +289 186 111 390,6 233,1 152,334 90,909 Etaj VI +273 202 127 424,2 266,7 165,438 104,013 Etaj VII +257 218 143 457,8 300,3 178,542 117,117 Etaj VIII +241 234 159 491,4 333,9 191,646 130,221 Etaj IX +225 250 175 525,0 367,5 204,75 143,325 Etaj X +209 266 191 558,6 401,1 217,854 156,429 Etaj XI +193 282 207 405,3 434,7 158,067 169,533 8

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Mărimea tensiunilor induse de prezenţa excavaţiilor în structurile de susţinere (pilieri şi planşee) sunt direct proporţionale cu volumul excavaţiilor create. De aceea, putem spune că pe măsura dezvoltării în profunzime a exploatării zăcământului starea de tensiuni şi deformaţii indusă în masivul de sare a crescut în mod corespunzător. Mai mult decât atât, dacă în tabelul nr. 1 urmărim distribuţia suprafeţelor afectate de fisuraţie ale planşeelor dintre etaje, este evident că cele mai afectate etaje sunt cele din centrul minei Cantacuzino, respectiv de la nivelul etajelor VI, VII şi VIII, ceea ce evidenţiază o zonă de concentrare după verticală a tensiunilor induse, accentuată de factorul timp. Ținând seama de influenţa tensiunilor induse asupra planşeelor, menţionăm că cele mai utilizate

teorii de analiză a stabilităţii planşeelor sunt bazate pe ipoteza încovoierii complexe a plăcilor plane [12], în care sunt luate în considerare rocile ca medii elastice, continue şi izotrope. Calculele sunt abordate în ipoteza deformaţiei plane sau ipoteza tensiunilor plane. În contextul de mai sus, prezentăm un model figurativ (fig.6), în care se presupun planşeele ca fiind nişte plăci plane încastrate pe contur şi rezemate elastic pe pilierii de exploatare intercamerali. În acest model, pilierii sunt substituiţi de nişte resorturi, a căror comportament este guvernat de legea F  K  u (în care: K este rigiditatea pilierului; F -reacţiunea pilierului; u - deplasarea verticală a pilierului).

Fig. 6. Model figurativ al structurilor de rezistenţă (pilieri şi planşee) de la mina Cantacuzino, bazat pe încovoiere cilindrică complexă a plăcilor plane [7] Planşeele dintre etaje, modelate ca în figura 6, datorită solicitărilor cauzate de greutatea proprie combinate cu solicitările orizontale de fretaj / confinare, dezvoltate din masiv, dinspre pilierii marginali, vor suferi atât deplasări orizontale, cât şi verticale. Acestea pot fi puse în evidenţă în modelele numerice create pentru analiza stării de tensiuni şi deformaţii, în cazul minei Cantacuzino.

Distribuţia deplasărilor în planul etajelor este mai redusă spre marginile de exploatare şi mai accentuată spre centrul spaţiului exploatat.

După cum se poate consta din această figură, momentul încovoietor maxim este la nivelul încastrării planşeului, în pilierii marginali de siguranţă. Ceea ce, în mod teoretic, ar trebui ca tensiunile maxime de tracţiune în planşeu să apară la nivelul încastrării, respectiv peretelui, pe suprafaţa superioară a planşeului (pe vatră), iar în partea opusă, la nivelul tavanului să apară tensiuni maxime de compresiune.

Dacă se analizează poziţia fracturilor / fisurilor cartografiate (vezi fig.2) se poate consta că sistemul de fisuri din vatră este poziţionat la o anumită distanţă de pilierii marginali (şi nu la limita ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

cu aceştia), iar sistemul de fisuri din tavan are aceeaşi orientare, dar este situat pe a doua bandă, cu puţin mai îndepărtată, spre centrul etajului. În modelul din figura 6 se observă două puncte de inflexiune, în care apar tensiuni de tracţiune, unul la nivelul vetrei A şi altul la nivelul tavanului B. Depărtarea benzilor de fracturare spre centrul de exploatare ne sugerează faptul că ruperea structurii planşeului, prin solicitarea la tracţiune, nu s-a produs datorită depăşirii limitelor de rezistenţă ale sării, ci datorită dislocării unor plane de minimă rezistenţă preexistente în structura zăcământului de sare. Acest fenomen este descris şi de criteriile de rupere prezentate în cele ce urmează. În condiţiile modelelor analitice bazate pe teoria încovoierii cilindrice a plăcilor plane (fig.7), se deosebesc următoarele cazuri de stabilitate a plăcilor / planşeelor aflate sub influenţa de unei excavaţii subterane ([13], [14]). Astfel că, în funcţie de solicitările care apar în structura plăcilor supuse la solicitare complexă, raportate la caracteristicile de rezistenţă ale acestora, apar următoarele situaţii de stabilitate: 9

a) dacă  min  0 - se produce deschiderea fisurilor;

b) dacă Rultima  max Rc - se produce ruperea în timp a rocilor; c) dacă  max  Rc - ruperea are loc instantaneu.

Analizând condiţiile de stabilitate la rupere prezentate mai sus, se poate constata faptul că situaţia planşeelor de la mina Cantacuzino se încadrează în primul caz de solicitare care conduce

la deschiderea fisurilor naturale preexistente în masiv, respectiv cazul reprezentat în fig.7.b.

Faptul că pe partea vestică, opusă zonelor de fisurare, de la limita de exploatare a etajelor, nu există fisuri provocate de solicitarea la încovoiere complexă a planşeelor sau din alte cauze, ne conduce la ideea existenţei înspre zona estică a masivului de sare a unor fisuri naturale, independente de solicitările induse de prezenţa excavaţiilor create prin exploatarea zăcământului de sare.

Fig.7. Dezvoltarea stării de tensiuni într-o placă (grindă) supusă la încovoiere complexă - încovoiere şi flambaj ([13], [14]) a) Tensiuni de compresiune; b) Tensiuni de compresiune şi de întindere 5. Geneza fisurilor naturale / preexistente în partea estică a zăcământului Zăcământul de sare gemă de la Slănic Prahova are formă lenticulară, cu o lungime de cca. 2 700 m, pe direcţia nord - sud, lăţimea lentilei fiind cuprinsă între 800 m şi 2 300 m, iar grosimea maximă de 499 m, în zona centrală.

Din punct de vedere tectonic, depozitele din cuprinsul perimetrului sunt cantonate într-un mare sinclinal miocen (sinclinalul Slănic), fiind situate în partea lui nordică peste formaţiunile paleogene ale pintenului de Homorâciu. Sarea care apare în mijlocul sinclinalului este intens cutată, datorită presiunii care s-a manifestat din direcţia pintenului Homorâciu. În zona central-nordică a zăcământului se observă o tendinţă de diapirism a sării, aceasta reuşind să străpungă depozitele acoperitoare badenian superioare, datorită presiunilor laterale la care a fost supus zăcământul.

Lucrările de exploatare indică o laminare a masivului de sare spre marginile sale, prezentând totodată interstratificaţii marno - argiloase, îndeosebi la contactul sare - steril. Ţinând seama de informaţiile geologice sintetizate mai sus, încercăm să descriem geneza fisurilor naturale apărute înspre zona estică a masivului de sare, cu ajutorul modelului schematizat în fig.8.

Fisurile care afectează planşeele în zona estică a zăcământului, la limita cu pilierul marginal, pot fi induse în masivul de sare continuu sau pot fi rezultatul dislocării unor fisuri naturale preexistente, ambele generate în special de tensiunile de tracţiune şi de forfecare, dezvoltate în structurile de rezistenţă de prezenţa excavaţiilor miniere.

10

La punctul precedent s-au evidenţiat elementele care exclud rezultatul fracturilor doar ca urmare a ruperii masivului de sare continuu. De aceea, în cele ce urmează, se va încerca argumentarea existenţei în masiv a unor defecte structurale, microtectonice, produse ca urmare a solicitărilor orogenice.

După cum se poate vedea în figura 8, zăcământul este supus unei stări naturale de tensiuni geostatice  V ,  H  la care se adaugă, printre altele, şi tensiunile generate de solicitările orogenice  SO  Dezvoltarea unor solicitări orogenice SO dinspre partea estică a zăcământului, după formarea lentilei de sare Slănic este sugerată, pe lângă alte informaţii, şi de forma turtită a acesteia spre partea estică, la limita cu rocile sterile. Ţinând seama de forma zonei 3, din figura 8, vectorul deplasărilor maxime are o înclinare de cca. 40-45o faţă de orizontală, cu o amplitudine de cca.40-60m. Valorile împingerilor laterale maxime  h max sunt evidenţiate şi în tabelul 2.

Având în vedere orientarea familiilor de fisuri dezvoltate în planşeele dintre etaje, se poate presupune că, o consecinţă directă a solicitărilor orogenice a fost strivirea şi laminarea masivului de sare la frontiera dintre sare şi rocile sterile, pe o zonă de dispersie 4, mai mare de 50-60m. Acest fenomen a fost posibil datorită diferenţei de comportament a rocilor sterile înconjurătoare, care este unul rigidelastic, faţă de comportamentul elasto - plastic spre vâsco-plastic al masivului de sare. Astfel că, energia produsă de solicitarea orogenică a fost disipată în masivul de sare sub forma unor deformaţii plastice remanente, care au culminat cu dislocaţiile structurale din zona 4, la limita estică dintre masivul de sare şi rocile sterile. Orientarea acestor dislocaţii urmăreşte Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

forma suprafeţei spaţiale estice, de delimitare dintre masivul de sare şi rocile înconjurătoare.

Deşi, din informaţiile rezultate din măsurătorile geoelectrice, rezultă ideea existenţei unei “zone tensionate” (specifică tensiunilor ereditare [4], [15), la limita estică a minei Cantacuzino, acest lucru nu este evident tocmai datorită disipării energiei orogenice sub formă de deformaţie plastică şi de dislocare microtectonică, în zona 4 şi parţial, chiar în zona 3.

Fenomenul apariţiei fisurilor/fracturilor prezentat mai sus, este confirmat şi în lucrarea [6]. În această lucrare se remarcă faptul că tensiunile orizontale pot cauza flambajul şi ruperea rocilor din acoperiş/tavan. În acest caz, surpările tind să se propage lateral, într-o direcţie perpendiculară pe tensiunea orizontală principală şi pot şerpui prin mină, aşa cum se arată în figura 9.

Fig. 8. Formarea zonei de fisuraţie naturală în zăcământul de sare gemă de la Slănic, mina Cantacuzino, ca urmare a solicitărilor orogenice [7] 1-zăcământul de sare gemă; 2-rocile sterile înconjurătoare; 3-zona de deplasare orogenică; 4-zona de fisuraţie; SO-solicitarea orogenică;  V şi  H - tensiunile naturale verticale şi orizontale

Fig. 9. Vedere în plan cu dezvoltarea tensiunilor corelate cu surparea tavanului într-o direcţie perpendiculară pe tensiunile orizontale maxime [6] Observarea atentă a surpărilor acoperişului / tavanului, direcţia lor de propagare şi alte indicii privind efectul tensiunilor excesive asupra masivului pot ajuta la identificarea orientării tensiunilor orizontale maxime [8].

Comparând fenomenul şi modelul de rupere a tavanului excavaţiilor miniere, generat de tensiunile orizontale excesive, prezentat în figura 9 de către ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Iannacchione ş.a. [6], cu situaţia zonelor de fracturare din figura 2, reprezentativă pentru mina Cantacuzino, se poate constata o asemănare figurativă de luat în considerare. De unde, rezultă încă un argument în favoarea generării fisurilor de sare de către posibile împingeri laterale foarte mari, dinspre zona estică a masivului de sare.

11

6. Analiza măsurătorilor de subsidenţă a planşeelor de la mina Cantacuzino În scopul monitorizării deplasărilor verticale ale planșeelor de la mina Cantacuzino au fost montate mai multe repere topografice, asupra cărora au fost efectuate anual măsurători de nivelment de mare precizie, începând cu anul 2009. Reperele au fost montate pe aliniamente în zonele de interes, unde au fost constate cele mai accentuate deplasări verticale sau deformații rupturale ale planșeelor, astfel: la etajul V au fost montate 13 repere, pe 1 aliniament; la etajul VI, 26 repere pe 3 aliniamente; la etajul VII, 34 repere pe 6 aliniamente; la etajul VIII, 39 repere pe 5 aliniamente; la etajul IX, 32 repere pe 5 aliniamente; la etajul X, 25 repere pe 5 aliniamente.

Diferitele funcţii de aproximare (liniară, logaritmică şi de tip putere) a valorilor măsurate, sintetizate în tabelul 3, pentru reperele cu cele mai mari viteze de scufundare de la nivelul fiecărui etaj, demonstrează încă o dată varietatea comportamentelor geomecanice şi fazele diferite de evoluţie a fenomenelor de scufundare a planşeelor.

Vitezele de scufundare arată atât faza de evoluţie a deformaţiei planşeului, cât şi punctele (reperele) cele mai vulnerabile din punct de vedere al pierderii stabilităţii.

Din tabelul 3 se poate constata că celor mai mari scufundări cumulate la nivelul fiecărui planşeu de etaj le corespunde şi cele mai mari viteze de scufundare, ceea ce ne conduce la ideea că reperele selectate după cea mai mare valoarea a scufundării reprezintă zonele cu instabilitatea cea mai accentuată a planşeelor.

Evoluţia în timp a scufundărilor (fig.10) a fost realizată prin aproximarea măsurătorilor de scufundare, pe fiecare reper selectat. În general, funcţiile de aproximare sunt numai de tip putere, pentru etajele V-VIII, de tip putere şi liniare, pentru etajul IX şi doar liniare, pentru etajul X. De aici, se poate constata o tranziţie a comportamentului planşeelor de etaj, de la o lege tip putere, pentru primele 4 etaje, la o lege liniară pentru ultimul etaj monitorizat, trecând printr-un etaj cu comportament care conţine cele două tipuri de legităţi.

Tabelul 3. Aproximarea vitezei de scufundare/deplasare verticală a planşeelor dintre etaje [7] Formula de aproximare a Ultima viteză de Scufundarea Legea de Coeficientul de Etajul Reperul vitezei de scufundare scufundare, totală, 2 aproximare determinare, R VS(t), mm/lună mm/lună mm V VI VII VIII

VSVt   0,0025  t  2,1452

0,8464

1,6144

289,9

VI 19A logaritmică VS t   0,166  ln t  2,481

0,6202

1,6532

298,6

0,805 V SVII t   118 ,18  t

0,9972

1,8575

335,5

0,2117 VSVIII t   0,6931  t

0,7358

1,9466

351,6

12

11

liniară

putere

21A putere

IX

IX 33A logaritmică VS t   0,9301  ln t  3,3915

0,9527

1,3769

248,7

X

logaritmică VSXt   0,2189  ln t  0,7332 Notă: VS(t), mm/lună; t, luni

0,8105

0,297

40,7

17

Fig.10. Evoluţia în timp a vitezelor de scufundare prognozate pe etajele V-X, pentru reperele cu cea mai mare valoare la ultima măsurătoare a subsidenţei [7] 12

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fenomenele de deformare care au condus la umflarea vetrelor sunt explicate la punctul 2 (fig.3).

După cum se poate constata din tabelele cu scufundările măsurate de-a lungul timpului, aceste repere au valori negative ale scufundărilor, începând cu prima măsurare până la ultima. Ceea ce dovedeşte existenţa unui comportament constant la nivelul reperului, ce poate fi explicat prin fenomenul schiţat în fig. 3.

Din analiza bazei de date se poate constata că există o serie de repere care au suferit atât scufundări cât şi umflări ale vetrei. Aceste fenomene s-au înregistrat cu precădere la nivelul etajelor IX şi X şi mai puţin la etajul VIII. Astfel că, la nivelul etajului X, aproape toate reperele, la prima măsurătoare au înregistrat umflări (deplasări verticale negative).

Două repere au suferit umflări la primele 3-5 măsurători, iar alte trei repere au trecut succesiv prin fenomene oscilante de umflare, scufundare şi umflare.

La nivelul etajului IX, s-au putut constata fenomene oscilante asemănătoare. Pentru două repere, la primele măsurători au fost evidenţiate scufundări, apoi umflări ale vetrei etajului, iar pentru patru repere au fost constatate la început umflări, apoi scufundări.

La nivelul etajului VIII, doar un reper a trecut de la fenomenul de umflare, la cel de scufundare.

Din cele prezentate mai sus, se poate vedea complexitatea fenomenelor de deformare a planşeelor, în special a celor de la ultimele etaje. Din analiza cu elemente finite ([13], [14]) rezultă că, datorită exploatării în profunzime a minei Cantacuzino, şi nu numai, structurile de rezistenţă aferente ultimelor etaje sunt supuse unor fenomene de deformare, care implică deplasări verticale pozitive după axa y (umflări, care în acest caz sunt marcate cu semnul plus), cu valori care cresc în profunzime, de la etajul VIII spre etajul XI, ca în fig.11. Această reprezentare scalară ale deplasărilor verticale ar putea explica într-o oarecare măsură fenomenele descrise mai sus. Abaterile relative de la realitate sunt generate de faptul că în modelarea numerică, masivul de sare a fost considerat continuu, omogen şi izotrop, iar in situ masivul de sare este neomogen, anizotrop şi discontinuu (străbătut de fisuri naturale). De aceea, la nivelul etajelor VIII-XI există aceste fenomene tranzitorii de comportament aleatoriu, între scufundare şi umflare. Explicaţia ar fi dată tot de prezenţa fisurilor în planşee, care la început sunt stabile, după care suferă ruperi şi detensionări, urmate de reechilibrări ale planşeelor, iar sub influenţa greutăţii proprii a planşeelor, în final umflările se transformă în scufundări.

Fig.11. Reprezentarea scalară a deplasărilor verticale, în modelul 2D cu elemente finite, mina Cantacuzino [7] 7. Concluzii Mina Cantacuzino a fost exploatată cu camere mici și pilieri pătrați, pe șapte etaje separate cu planșee, metodă generalizată la toate salinele din România. În aproape trei decenii de funcționare a minei, pe măsura coborârii exploatării în profunzime și trecerii timpului, planșeele dintre etaje au suferit deplasări verticale (scufundări și ridicări) și apariția unui sistem de fisuri, care au condus la reducerea stabilității și producerea unor condiții locale de surpare a planșeelor. În urma observațiilor macroscopice și măsurătorilor electrometrice s-a constatat apariția în fiecare planșeu a unor familii de fisuri, orientate după limita pilierului marginal estic ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

al zăcământului. Riscul de apariție a surpărilor locale este funcție de numărul de fisuri paralele, geometria și caracteristicile geomecanice ale acestora, starea de tensiuni și orientarea vectorului tensiunilor orizontale maxime. De asemenea, atât starea de tensiuni cât și caracteristicile fisurilor au contribuit cu precădere la distribuția și valoarea deplasărilor verticale, determinate prin măsurători ca fiind scufundări pentru etajele superioare și ridicări pentru cele inferioare. Principalii factori luaţi în analiză în acest articol, care au contribuit la apariţia fisurilor din planşeele dintre etaje sunt următorii: calitatea sarii geme, distribuţia concentratorilor de tensiuni, particularitățile genezei zăcământului ș.a.

13

Bibliografie 1. Benyakhlef, R. (1983) Etude des mécanismes du foudroyage, Thèse, Paris.

2. Berchimiş,S. ş.a. (2004) Identificarea fracturilor şi fisurilor din mina Cantacuzino şi Unirea prin metode geofizice; Etapa I – mina Cantacuzino, Etajele VIII, IX, X, SC IPROMIN SA, Contract 16079/2004.

3. Herget, G. (1988) Stresses in rock, Balkema.

4. Hirian, C. (1981) Mecanica rocilor, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti.

5. Hirian, C., Georgescu, M. (2012) Stabilitatea salinelor vechi din România-condiţie a utilizării lor pentru diverse domenii, Editura Universitas, Ediţia a II-a, 2012.

6. Iannacchione, A.T., Marshall, T.E., Burke, L., Melville, R., Litsenberger, J., (2003) Safer mine layouts for underground stone mines subjected to excessive levels of horizontal stress. Min Eng 55(4):25– 31.

7. Marian, D.P, Onica, I., Georgescu, M., Cozma, E. ș.a. (2019) Studiu privind stabilitatea construcțiilor și terenului din perimetrul de influență al minelor vechi (Ocna din deal și Ocna din vale), Victoria, Unirea și Cantacuzino funcție de datele de cunoaștere existente (topografice, reologice, geologice, hidrogeologice, etc.) precum și a deformațiilor elementelor de rezistență ale excavațiilor subterane din mina Cantacuzino, în vederea desfășurării în condiții de siguranță a exploatării și a protejării obiectivelor civile și industriale, Universitatea din Petroșani, Contract nr.

186/15.10.2019.

10. Oancea, I. ş.a. (2006) Monitorizarea subsidenţei miniere la minele de sare prin metode de tomografie geofizică în vederea evitării fenomenelor de colaps. Faza II: Investigarea prin metode de tomografie geofizică a pilierilor şi planşeelor – faza I (Rezumat), INCDMRR Bucureşti, iulie.

11. Oancea, I. ş.a. (2007) Măsurători electrometrice şi studiu geofizic pentru investigarea zonelor de slăbire structurală în orizonturile VIII, IX şi X ale minei Cantacuzino, SC IPROMIN SA, Contract 1946/22.03.2007.

12. Onica, I. (2006) Stabilitatea excavaţiilor miniere subterane executate în medii stratificate, Editura Universitas, Petroşani.

13. Onica, I. (2016) Introducere în modelarea cu elemente finite. Stabilitatea excavațiilor miniere, Ed. Universitas, Petroșani.

14. Onica, I., Marian, D.P. (2016) Aplicaţii ale metodei elementelor finite în analiza stabilităţii terenurilor şi structurilor subterane, Ed. Universitas, Petroşani.

15. Popescu, Al., Todorescu, A. (1982) Mecanica rocilor în minerit, Editura Tehnică.

16. Stamatiu, M. (1962) Mecanica rocilor, Editura Didactică şi Pedagogică, Bucureşti.

17. Stamatiu, M. (1959) Problema dimensionării stâlpilor la minele de sare din România, Editura Academiei, 1959.

8. Mark, C., Mucho, T.P., (1994) Longwall mine design for control of horizontal stress. In: Mark C, Tuchman RJ, Repsher RC, Simon CL, eds. New Technology for Longwall Ground Control. Proceedings: U.S. Bureau of Mines Technology Transfer Seminar.

Pittsburgh, PA: U.S. Department of the Interior, Bureau of Mines, SP 01–94, pp. 53–76.

9. Milea, M. ș.a. (2009) Studiul parametrilor fizico-mecanici și reologici ai sării geme din zăcământul Slănic Prahova și redimensionarea elementelor structurilor de rezistență (pilieri-planșee) a zonelor aflate în exploatare (mina Cantacuzino), în scopul asigurării stabilității de ansamblu a zonei, Etapa II/Partea 1 – Prelucrarea statistică a datelor rezultate din încercările de laborator, SC MINESA-ICPM SA ClujNapoca, Contract nr.10 848/2011/26.10.2007; Simbol proiect 49-724-01.

14

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

EVALUAREA IMPACTULUI ȘI RISCULUI DE MEDIU LA SALINA PRAID ȘI MĂSURI DE REDUCERE A EFECTELOR NEGATIVE ASUPRA MEDIULUI ÎNCONJURĂTOR Mircea GEORGESCU* Rezumat: Având în vedere importanța salinei Praid atât din punct de vedere al contribuției sale la producția de sare din România, cât și al activităților balneoterapeutice, turistice și de agrement ce se desfășoară în subteran, lucrarea evaluează impactul și riscul de mediu generate de aceste activități pe baza cercetării surselor de poluare și utilizării datelor furnizate de laboratoare specializate pentru indicatorii de calitate predominanți în acest areal. În final se prezintă mai multe măsuri de diminuare și / sau reducere a efectelor negative asupra mediului înconjurător.

Cuvinte cheie: Salina Praid, impact, risc de mediu, măsuri de reducere 1. Introducere Salina Praid este situată pe teritoriul comunei Praid, la 43 km de municipiul Odorheiu-Secuiesc și la 8 km de orașul Sovata, pe cursul superior al râului Târnava Mică. Accesul în localitatea Praid este asigurată prin șoseaua asfaltată Tg. Mureș - Sovata Praid și prin linia normală CFR Blaj - Praid. De asemenea, localitatea Praid este accesibilă și prin șoseaua județeană de la Gheorgheni (51 km), peste pasul Bucin (alt. 1243m). Terenurile care se află la suprafața perimetrului de exploatare și sunt utilizate pentru activități miniere, sunt în proprietatea Salinei Praid (fig.1) /4/.

Obiectul de activitate al Salinei Praid este: cercetarea, exploatarea și prelucrarea sării geme, rezultată din zăcământul de sare Praid. Pe lângă această activitate de bază, Salina Praid administrează baza de tratament și vizitare din subteran (situată la orizontul +402 m), stabilimentul băilor sărate din Praid, precum și alte activități conexe.

O analiză amănunțită a activității Salinei Praid permite identificarea unor aspecte care reprezintă puncte sensibile în evaluarea eficienței tehnico economice și sustenabilității acesteia, dar și în evaluarea impactului pe care îl are asupra mediului înconjurător.

Fig. 1. Vedere generală a arealului Praid /4/ * Prof.dr.ing., Universitatea din Petroșani ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

15

Ca orice altă activitate minieră și cea de exploatare a sării presupune factori de risc iminenți, generați de condițiile de muncă speciale, din subteran, în primul rând din cauza nerespectării în întregime a tehnologiilor de lucru de către operatorii minieri.

De aceea, Salina Praid trebuie să adopte o serie de metode de prevenire și combatere a poluării (cum ar fi eliminarea poluării la sursă), o utilizare eficientă a resurselor naturale, să respecte toate reglementările naționale și ale Comunității Europene în vigoare, precum și cerințele altor părți interesate (clienți, organizații neguvernamentale, autorități locale). În general, factorul determinant în atingerea obiectivelor susmenționate este investiția în tehnică și tehnologie nouă, respectiv modernizarea exploatării sării la Salina Praid.

2. Sursele de poluare Întreaga activitate minieră de la salina Praid produce, din cauza specificului său, multiple şi variate efecte negative asupra mediului, ca urmare a existenței unor surse de poluare. Cele mai semnificative efecte negative întâlnite la salina Praid sunt /3/:  modificări ale reliefului / peisajului, manifestate prin modificări în peisajul zonei din partea sud-vestică a zăcământului de sare, în incinta veche, datorită haldării sării pământoase pe acest perimetru în trecut, dar începând cu anul 1994 a fost sistată haldarea în această zonă;  degradarea terenului, prin apariția în partea sud-vestică a zăcământului de sare a unor sufoziuni mici la suprafața terenului, din cauza fenomenului de carstificare, iar în partea sud-vestică și sudică a Dealului Sării există surpări sub forma unor pâlnii mari, în formă de amfiteatre, rămase din secolele trecute, în urma exploatărilor de la suprafață;  poluarea apelor curgătoare de la suprafaţă ca urmare a existenței mai multor surse de ape uzate în incinta salinei: - ape uzate fecaloid menajere, provenite de la rețeaua de canalizare a incintei salinei și de la activități conexe (magazine, baruri, băile sărate), care până în anul 2006 erau evacuate în Târnava Mică. În prezent aceste ape sunt conectate la sistemul de canalizare nou al comunei Praid; - ape de mină, rezultate din apele pompate din jompurile subterane și scurgerea naturală din fosta mină Elisabeta, evacuate la băile sărate și parțial (din mina Elisabeta) direct în râul Târnava Mică; - ape uzate epurate de la rampa de spălare auto, din incinta Salinei Praid, evacuate în râul Târnava Mică, după separarea uleiurilor și grăsimilor;

16

- ape sărate uzate ștrand, de la băile sărate, evacuate în emisarul Târnava Mică, prin intermediul unui șanț deschis; - ape pluviale, de pe platforma salinei și din zona rezervoarelor supraterane de carburanți, dirijate către un separator de nisip și produse petroliere, de unde sunt evacuate în râul Târnava Mică; - apa hidrotermală, de la sonda ACEX 401/1949, care se infiltrează în sol spre pârâul Corund.  influenţe negative asupra atmosferei / aerului, prin evacuarea în atmosferă a următoarelor noxe: - gaze de eșapament și gaze de la împușcare, rezultate din exploatarea sării în urma operațiilor de derocare a sării, a încărcării în autobasculante și transportului cu acestea, în subteran și la suprafață, fiind evacuate în atmosferă, prin intermediul căilor de aeraj ale minei; - praf sărat și pulberi, rezultate de la preparare, care se elimină în atmosferă; - gaze și pulberi, rezultate de la centrala termică folosită la încălzirea platformei socioadministrative, dispersate în atmosferă printr-un horn cu diametrul de 500mm și înălțimea 10m.  influențe negative asupra florei și faunei din zonă; zona este parțial învecinată cu rezervația Muntele de sare Praid, având o suprafață de 2 ha. În urma activității de extracție desfășurată de Salina Praid, flora terestră este afectată pe alocuri (în zonele cu sare pământoasă haldată), un sol cu conținut de cca. 70 – 75% NaCl, permite numai fixarea unor specii care pot să se dezvolte în aceste condiții extreme (de ex. Artemisia salina Willd., Salicornia herbaceea, Glyceria distans – varietatea salina Schur). Flora și fauna acvatică a apei pârâului Corund și implicit a râului Târnava Mică, este influențată mai ales în cazul poluărilor accidentale: pompări excesive, un debit scăzut al pârâului sau în cazul ploilor torențiale, care spală o cantitate ridicată de sare, mai ales din zona canionului Corundului, într-un interval de timp relativ scurt. Terenurile din zona Praid sunt agricole, culturile predominante fiind cartofii, porumbul și livezile. În ceea ce privește pajiștile, acestea au vegetația specifică. Mai apar numeroase zone de fâneață, atât pe Dealul Sării cât și în împrejurimi, neafectate de operațiile de exploatare a sării. Noxele evacuate nu afectează nici culturile și nici vegetația spontană din zonă;  zgomote și vibrații răspândite în mediul înconjurător, ca urmare a activităților desfășurate în incinta salinei, care pot avea în cazul depășirii valorilor admise o puternică acțiune nefavorabilă asupra oamenilor.

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

3. Impactul activităților de la salina Praid asupra componentelor de mediu În cele ce urmează, având la bază valorile unor indicatori de calitate ai componentelor de mediu, determinate pe o perioadă lungă de timp (19942019), de către laboratoare autorizate și anume: laboratorul de hidrochimie și hidrobiologie Apele Române RA-filiala teritorială Târgu Mureș și laboratorul SC Wessling România SRL Tg. Mureș pentru ape și laboratorul de Protecția mediului de la INCD INSEMEX-Petroșani pentru aer și zgomote /5/, /6/ s-au stabilit, în urma prelucrării statistice,

PM10

3.1. Impactul asupra aerului Alegerea punctelor de prelevare a poluanților s-a făcut în câteva puncte critice din incinta salinei efectuându-se măsurători ale imisiilor de NO2, SO2, CO și pulberi PM10 (tabelul 1).

Tabelul 1 Media concentrațiilor poluanților NO2,, SO2, CO și PM10 Locul de prelevare probe UM/h Cdet CMA (valori acceptate la (Cf. Legea nr. evaluarea impactului) 104/ 2011)

Indicatorii de calitate NO2 SO2 CO

valori medii ponderate ale acestor indicatori care vor fi luate în calculele de evaluare a impactului generat de activitățile antropice asupra mediului înconjurător din zona salinei Praid. Sintetic, aceste valori sunt prezentate în tabelele 1, 2 și 3.

Galerie coastă-Plan înclinat auto, intrarea principală

µg/m3 µg/m3 mg/m3

Poarta din spatele magazinului Poarta vizavi de ștrand Zona gaterului de lemne Intrarea principală, lângă sediul administrativ Valoarea maximă acceptată PM10

Din analiza valorilor determinate la cei patru indicatori NO2, SO2, CO și PM10, cuprinse în tabelul 1 se observă că nu au fost depășite valorile concentrațiilor maxime admise, conform legii calității aerului nr. 104/2011.

3.2. Impactul asupra apelor Apele reziduale provenite în urma activității la salina Praid sunt ape de mină și ape uzinale.

µg/Nm3

71,74 39,32 5,77 13,80 26,50 12,60 29,10 29,10

200 350 10

50

Din multitudinea de date puse la dispoziție de laboratorul SC Wessling România SRL Tg. Mureș, obținute în urma analizelor sistematice de probe, s-a realizat o prelucrare statistică a valorilor concentrațiilor indicatorilor de calitate, astfel că în tabelul 2 sunt prezentate mediile statistice ale acestor concentrații. Se constată că valorile concentrațiilor indicatorilor de calitate ai apei de mină, în majoritatea lor, depășesc concentrația maximă admisă (CMA).

Tabelul 2 Media concentraţiilor indicatorilor de calitate pentru apă Nr. Indicatorii de crt. calitate 1.

2.

3.

4.

pH Reziduu fix Suspensii CCO-Cr

5.

Cloruri

Media concentraţiilor determinate Apă spălare Apa de mină filtru ștrand unități pH 7,46 7,20 mg/l 55025 251500 mg/l 709 6047,5 mg/l 1741 UM

mg/l

31975

3.3. Impactul asupra solului Deoarece la salina Praid nu s-au făcut analize chimice sistematice de sol această componentă de mediu nu se va lua în considerare la evaluarea impactului.

Activitățile din incinta salinei reclamă ocuparea unei suprafețe de teren de 85.319,156m2 ≅ 8,6 ha din care: Suprafaţă totală (m2) incintă (inclusiv clădiri): 24.603,81din care:  Suprafață construită: 7.840 ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

205500

Valori acceptate la evaluarea impactului Cdet 7,20 251500 6047,5 1741

Valori maxime admise, CMA 6,5-8,5 200000 350 300

205500

165000

alcătuită din: - clădire birouri 406 - clădire grup social 321 - magazie de materiale 464 - depozit de carburanți 522 - instalația de preparare 1.165 - ateliere 927 - centrala termică 100 - clădiri anexe 3.935  Căi de acces 1.892  Suprafață de transport (în incintă) 10.279,81 17

         

Spații de parcare Incinta puț aeraj (Telegdy) Incinta suitor aeraj Gura galeriei de coastă Incinta post transformare Incinta spații comerciale Incinta grădiniță Incinta baia sărată Incinta puț Gh. Doja Halda de steril

4.592 1.857,63 19.893,22 1.651,87 549,04 1.877,36 405,43 5.195,82 29.284,94 1.165

3.4. Impactul provocat de zgomot Pentru a stabili impactul produs de zgomotul produs în incinta salinei personalul autorizat din cadrul laboratorului de Protecția muncii de la INCD INSEMEX-Petroșani a efectuat măsurători periodice conform standardelor specifice. Punctele de analiză au fost: zona magazinului, zona încărcare CFR, rampa auto și vizavi de ștrand (tabel 3). Se constată că valorile nivelelor de zgomot nu depășesc limita admisă dacă le raportăm pe toate la zone industriale.

Tabelul 3 Nivelul de zgomot, static mediu ponderat, Lzsn Punctul de analiză

Nr. crt.

1.

2.

3.

4.

U.M.

Zona magazinului Zona încărcare CFR Rampă auto Vizavi de ștrand

dB(A)

4. Evaluarea impactului asupra mediului înconjurător la salina Praid 4.1. Evaluarea matriceală a impactului asupra mediului /1/, /2/ Pentru a sublinia care dintre componentele mediului vor fi cel mai grav afectate de o activitate se poate aplica metoda MERI (Matricea de Evaluare Rapidă a Impactului). Ea se bazează pe o definiţie standard a criteriilor importante de evaluare şi a mijloacelor prin care pot fi deduse valori cvasicantitative pentru fiecare dintre aceste criterii

Media valorilor măsurate a Leq în perioada 2012-2019 53,47 50,03 50,77 52,22

Limita admisibilă pentru zonele industriale 65

(reprezentate printr-o notă concretă, independentă) (tabelul 4) Procedura de calcul pentru MERI presupune următoarele ecuaţii: A1 · A2 = At B1 + B2 + B3 = Bt (1) At · Bt = SM unde: A1, A2, B1, B2, B3 – criterii de evaluare prin metoda MERI At, Bt – note obținute prin înmulțirea, respectiv, adunarea valorilor criteriilor de evaluare SM - scor de mediu pentru factorul analizat

Tabelul 4 Criterii şi trepte de evaluare prin metoda MERI /1/ Criteriul A1 Importanţa modificării mediului (efectului)

A2 Magnitudinea modificării mediului

B1 Permanenţă B2 Reversibilitate B3 Cumulativitate

Scara 4 3 2 1 0 +3 +2 +1 0 -1 -2 -3 1 2 3 1 2 3 1 2 3

Descrierea Important pentru interesele naționale/internaționale Important pentru interesele regionale / naționale Important și pentru zonele aflate în imediata apropiere a zonei analizate Important numai pentru condițiile locale Fără importanță Beneficiu major important Îmbunătățire semnificativă a stării de fapt / actuale Îmbunătățirea stării actuale Neschimbarea stării actuale Schimbare negativă a stării de fapt Dezavantaje sau schimbări negative semnificative Dezavantaje sau schimbări negative majore Fără schimbări Temporar Permanent Fără schimbări Reversibil Ireversibil Fără schimbări Ne-cumulativ / unic Cumulativ / sinergetic

După obţinerea scorurilor de mediu, acestea sunt transformate în categorii de impact (CI), pe baza scării de conversie din tabelul 5.

18

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Tabelul 5 Conversia scorurilor de mediu în categorii de impact /1/ Scorul de mediu (SM)

Categorii (Codul)

+ 72 → + 108 + 36 → + 71 + 19 → + 35 + 10 → + 18 +1→+9 0 -1→-9 - 10 → - 18 - 19 → - 35 - 36 → - 71 - 72 → - 108

Descrierea categoriei de impact (CI)

+E +D +C +B +A N -A -B -C -D -E

Impact pozitiv major Impact pozitiv semnificativ Impact pozitiv moderat Impact pozitiv Impact uşor pozitiv Lipsa schimbării / a status-quo-ului / Nu se aplică Impact ușor negativ Impact negativ Impact negativ moderat Impact negativ semnificativ Impact negativ major

Pentru salina Praid evaluarea prin metoda MERI este realizată în tabelul 6 pe baza criteriilor și modului de conversie prezentate în tabelele 4 și 5.

Tabelul 6 Evaluarea prin metoda MERI Componenta de mediu

A1

Aer Apă Zgomot

3 3 2

Criteriul de evaluare A2 B1 B2 -1 -2 -1

3 3 3

3 3 3

B3 2 2 2

Scorul de mediu, SM -24 -48 -16

Cod -C -D -B

Categoria de impact, CI Descriere Impact negativ moderat Impact negativ semnificativ Impact negativ

Concluzie: După metoda MERI rezultă că impactul activităților antropice din cadrul salinei Praid este ușor negativ moderat spre semnificativ.

4.2. Evaluarea integrată a impactului și riscului de mediu Procedura integrată de Evaluare a Impactului și Riscului de Mediu (EIRM) este un mecanism ideal folosit pentru estimarea și stabilirea valorilor cantitative pentru parametrii de calitate folosiți în evaluarea impactului și riscului, atât înainte de derularea proiectului, cât și în etapa de operare și post-operare a proiectului pentru care se realizează evaluarea de mediu. Într-o primă etapă se stabilesc componentele de mediu considerate în evaluarea impactului și a

riscului. După care se atribuie gradul de importanță (GI) fiecărei componente de mediu luate în calcul, pe o scară de la 0 la 1, unde valoarea 1 reprezintă importanța cea mai mare. În calcularea importanței se folosește metoda matricii de calcul, obținându-se, în final, unitățile de importanță (UI) pentru fiecare componentă de mediu (v. tabel 7).

Pentru salina Praid s-au stabilit gradele de importanţă ale componentelor de mediu aşa cum sunt redate în tabelul 7, în funcţie de care s-au calculat unităţile de importanţă (v. acelaşi tabel).

Tabelul 7 Calcularea importanței fiecărei componente de mediu /2/ Componenta de mediu, CM Aer Apă Zgomot Total

Gradul de importanță, GIi 1,00 1,00 0,90 GI=ΣGIi=2,90

Unități de importanță UIi = 1000·GIi/GI 345 345 310 UI=ΣUIi=1000

Probabilitatea de a se produce impactul asupra unei componente de mediu se stabilește conform tabelului 8.

Tabelul 8. Descrierea probabilității /1/ Probabilitate Cu siguranță Aproape sigur Probabil Puțin probabil Rar

Descriere se realizează în 99% din cazuri s-ar putea realiza în 90% din cazuri se poate întâmpla în 50% din cazuri se întâmplă uneori, în 10% din cazuri se poate întâmpla în cazuri excepţionale,1%

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Probabilitatea (P) 0,91-1,0 0,61-0,9 0,31-0,6 0,05-0,3 <0,05

19

Calitatea unui poluant/indicator de calitate al unei componentei de mediu evaluată (Q) este determinată ca fiind raportul dintre concentrația maximă admisă (CMA), conform legislației în vigoare, și concentrația determinată în mediu (Cdet), la un moment dat, pentru acel poluant/indicator de calitate /2/.

Q=CMA/ Cdet (2) Impactul indus asupra fiecărei componente de mediu evaluate (IM), este dat de relația: IM=UI·(Σ1/Qi)/n (3)

Componenta de mediu

Aer

Apă

Zgomot

unde: Σ1/Qi - suma inverselor valorilor indicatorilor de calitate/poluanților (i) ai unei componente de mediu; n – numărul indicatorilor de calitate / poluanți luați în analiză pentru o componentă de mediu.

Riscurile asociate acestor impacturi (RM) sunt stabilite cu relația: RM=IM·P (4) unde: P - probabilitatea de producere a impacturilor asupra componentelor de mediu (tabel 3.12).

Calculul impacturilor și riscurilor de mediu generate de o anumită activitate este centralizat în tabelul 9.

Tabelul 9 Calculul impacturilor și a riscurilor de mediu Indicatorul CMA1 Cdet2 Q3 UI4 IM5 de calitate NO2 200 71,74 2,78 345 138 SO2 350 31,32 11,17 CO 10 5,77 1,73 PM10 50 29,10 1,72 (Σ1/Qi)/n 0,40 pH 6,5-8,5 7,20 1,00 Reziduu fix 200000 251500 0,79 Suspensii 350 6047,5 0,06 345 1797 CCO-Cr 300 1741 0,17 Cloruri 165000 205500 0,80 (Σ1/Qi)/n 5,21 Zona 53,47 1,21 magazinului Zona 50,03 1,30 65 încărcare 310 248 CFR Rampă auto 50,77 1,28 Vizavi de 52,22 1,24 ștrand (Σ1/Qi)/n 0,80

P6

RM7

0,9

124

0,9

1617

0,9

223

1 - concentrație maxim admisă conform legislației naționale în vigoare, 2 – concentrație determinată, 3 – calitatea componentei de mediu, funcție de indicatorul “i” din “n” indicatori de calitate; 4 – unitatea de importanță obținută de componenta de mediu; 5 – impactul de mediu calculat funcție de parametrul “calitatea mediului”, 6 – probabilitatea calculată ca impactul să se producă asupra componentei de mediu; 7 – riscul de mediu asociat fiecărui impact

Se pot calcula și valorile medii pentru impacturile induse mediului înconjurător al arealului analizat cât și riscurile aferente cu relațiile: IMmed = ΣIMj /m și RMmed = ΣRMj /m (5) unde: m – numărul de componente de mediu j analizate.

Cuantificarea impactului și riscului de mediu, pentru fiecare componentă de mediu, se va face conform clasificării date în tabelul 10. Ţinând cont de clasificarea din tabelul 10 rezultă, după metoda EIRM, următoarele concluzii privind impactul şi riscul activităţilor desfăşurate la salina Praid: după componenta de mediu aer, mediu supus efectelor activităților industriale / umane în limite admisibile cu riscuri minore, trebuie monitorizate; 20

- după componenta de mediu apă mediu degradat, impropriu formelor de viaţă cu riscuri catastrofale, toate activitățile trebuie oprite; - după componenta de mediu zgomot, mediu supus efectelor activităților industriale / umane în limite admisibile cu riscuri medii la un nivel acceptabil, măsuri de prevenire și monitorizare Calculând valorea medie pentru cele trei componente de mediu analizate, se obţine un impact mediu IM=728 şi un risc mediu RM=655, care califică arealul aferent salinei Praid ca fiind un mediu supus efectelor activităților industriale / umane provocând pericole formelor de viață, riscuri medii la un nivel inacceptabil, control, măsuri de prevenire.

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Tabelul 10 Clasificarea impactului și riscului de mediu /1/ Impact de mediu <100

Descriere

Risc de mediu <100

mediu natural, neafectat de activitățile industriale / umane mediu supus efectelor activităților industriale / umane în limite admisibile mediu supus efectelor activităților industriale / umane provocând stări de disconfort

100-200

500-700

mediu supus efectelor activităților industriale / umane provocând tulburări formelor de viață

350-700

700-1000

mediu supus efectelor activităților industriale / umane provocând pericole formelor de viață mediu degradat, impropriu formelor de viaţă

700-1000

100-350 350-500

>1000

5. Măsuri de reducere a efectelor negative asupra mediului înconjurător /3/ 5.1. Protejarea obiectivelor de la suprafață  păstrarea pilierilor și planșeelor de tavan și de etaj;  respectarea dimensiunilor, formei și coaxialității pilierilor intercamerali, prevăzute în documentațiile metodelor cadru de exploatare aprobate;  supravegherea periodică, prin măsurători topografice, a stabilității elementelor de rezistență (camere, pilieri și planșee).

5.2. Prevenirea surpărilor și alunecărilor de teren sau a haldelor  supravegherea prin cercetări geo-mecanice și măsurători topografice a stabilității elementelor de rezistență;  măsuri de asigurare a stabilității;  executarea lucrărilor de impermeabilizare și ecologizare a perimetrului.

5.3. Prevenirea viiturilor de ape și a inundațiilor Captarea și evacuarea apelor la salina Praid este reglementată prin Autorizația de Gospodărire a Apelor nr. 258/20.09.2016 (cu valabilitate până la data de 20.09.2019).  canalizarea apelor uzate fecaloid-menajere de la suprafață este realizată prin intermediul rețelei de canalizare executată din tuburi PVC Dn = 200mm, care conduc apele către sistemul de canalizare comunal și stația de epurare ale localității Praid;  sistemul de colectare a apelor uzate fecaloid-menajere din subteran, este realizat în jompuri betonate și hidroizolate de unde prin intermediul unei conducte montate în galeria de coastă aceste ape sunt trimise în rețeaua de canalizare a comunei Praid.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

200-350

>1000

Descriere riscuri neglijabile / nesemnificative riscuri minore, trebuie monitorizate riscuri medii la un nivel acceptabil, măsuri de prevenire și monitorizare riscuri medii la un nivel inacceptabil, control, măsuri de prevenire riscuri majore, control și măsuri de prevenire riscuri catastrofale, toate activitățile trebuie oprite

 canalizarea apelor de mină: apele rezultate din condens pe suitoarele de aeraj se colectează în câte un bazin de 10 20 m3 și se evacuează cu electropompe, având capacitatea de Q = 20m3/h. apele rezultate din înfiltrații se colectează în bazine subterane de 80 - 2400 m3 și sunt evacuate de electropompe cu capacitatea de 40 m3/h.

Evacuarea acestor ape sărate se face în râul Târnava Mică. apa hidrotermală debitată de sondele ACEX401/1949, Q=0,001 l/s, și F402/2010, Q=0,43 m3/zi se evacuează în pârâul Corund.

Lucrările de evacuare a apelor de mină, înfiltrate în subteran constituie o activitate permanentă a salinei Praid, având în vedere faptul că zona afectată a minelor vechi, se află localiză în partea imediat superioară a orizonturilor noi de exploatare, în vecinătatea pârâului Corund.  evacuarea apelor pluviale aferente incintei salinei Praid se face ocazional, direct în emisarul Târnava Mică, cu un debit aprox. de Qmax.= 420 l/s.

Indicatorul de calitate pentru aceste ape este conținutul în produse petroliere. Apele pluviale se pot evacua în emisar doar fără irizații.

5.4. Alte măsuri  întreținerea sistemului de drenuri de suprafață;  evacuarea cât mai rapidă a apelor meteorice de pe suprafața platformei minelor vechi;  lichidarea golurilor de sufoziune de dimensiuni mici prin rambleierea acestora cu argilă compactată;  redeschiderea galeriilor vechi de drenaj;  întreținere șanț de gardă Elisabeta, de pe Dealul Sării;  deschiderea și rambleierea golului de dizolvare pe drumul de acces la groapa Elisabeta.

21

6. Concluzii Salina Praid este una dintre cele mai reprezentative saline din România, fiind cunoscută atât pentru producția de sare ce este livrată pe piața internă și externă, dar și pentru activitățile balneoterapeutice, turistice și de agrement pe care le efectuează publicului larg.

Lucrarea analizând doar aspectele legate de poluarea mediului generată de aceste activități și având la bază cercetări proprii, dar și datele puse la dispoziție de conducerea Salinei, a efectuat o evaluare a impactului și riscului de mediu asupra arealului aferent salinei utilizând două metode MERI și EIRM. Concluzia generală este că arealul aferent salinei Praid este un mediu supus efectelor activităților industriale/umane provocând pericole formelor de viață, riscuri medii la un nivel inacceptabil, care impun controale periodice, dar și măsuri de prevenire.

Această stare a mediului este cauzată în special de componenta de mediu apa deoarece apele de mină sărate și cele pluviale sunt evacuate direct în râul Târnava Mică, iar cele hirotermale în pârâul Corund.

22

Bibliografie 1. Robu Brândușa (2005) Integrated impact and risk assessment induced in the environment by industrial activities, Ecozone Press, Iași, 2005 2. Georgescu Mircea (2020) Managementul riscurilor de Universitatea din Petroșani

mediu,

curs

master

3. SC CEPROMIN SA Deva (2018) Documentație pentru prelungirea licenței de exploatare perimetrul Praid - sucursala Praid, Proiect tehnic de refacere a mediului 4. Universitatea din Petroșani (2019) Studiu de fezabilitate „Exploatarea sării cu combina la Salina Praid” Contract nr.70/2019 5. *** Program anual de exploatare pe anul 2019 la Salina Praid 6. *** Preliminar Salina Praid 2020

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

ANALIZA CALITATIVĂ A ROCILOR MAGMATICE PE BAZA PRINCIPIULUI CONFORMITĂȚII ȘI A NIVELULUI DE SIGURANŢĂ Mihaela TODERAŞ*, Ciprian DANCIU** Rezumat: Utilizarea rocilor în construcţii este reglementată prin standarde care impun o serie de criterii chimice, mineralogo-petrografice, fizico-mecanice pe care trebuie să le îndeplinească rocile pentru a putea fi utilizate. Utilizarea acestora la executarea diferitelor lucrări este permisă numai dacă acestea se încadrează în anumite criterii de calitate. În acest context au fost determinate proprietăţile geomecanice ale unor roci magmatice din Apusenii de Sud, comparate cu condiţiile de admisibilitate impuse de standardele în vigoare, în scopul utilizării lor în diferite domenii: lucrări inginereşti (drumuri, căi ferate, betoane şi mortare cu lianţi minerali, viaducte, baraje, îndiguiri); lucrări ornamental decorative (placări interioare şi exterioare). Pentru evaluarea calitativă a rocilor magmatice de tipul granitelor, dioritelor, gabbrourilor, riolitelor, andezitelor, diabazelor şi bazaltelor în vederea valorificării acestora sub formă de agregate, piatră brută sau în lucrări ornamental-decorative, metodologia dezvoltată şi aplicată în acest caz are la bază principiul evaluării conformării şi a nivelului de siguranţă ţinând seama de cerinţele impuse de standardele în vigoare. Scopul evaluării conformării a fost în primul rând de a verifica respectarea cerinţelor generale şi specifice a rocilor folosite în calitate de materiale de construcţii.

Cuvinte cheie: roci magmatice, principiul conformității, criterii de calitate, agregate, nivel de siguranţă 1. Introducere Rocile au multiple întrebuinţări în construcţii, precum şi în diferite alte ramuri industriale. Astfel, pe lângă folosirea sub formă de piatră brută în construcţii, drumuri şi alte lucrări inginereşti, acestea pot fi utilizate şi în lucrări ornamentaldecorative, în funcţie de tipul petrografic [3], [6], [12], [13].

Această arie largă de utilizări plasează azi pe un loc important interesul pentru cunoaşterea zăcămintelor şi a zonelor de perspectivă care nu se află în exploatare, dar ale căror rezerve permit o extindere a exploatărilor în vederea valorificării rocilor utile [1], [3], [4], [5], [8]. Asigurarea calităţii în construcţia drumurilor presupune o cunoaştere temeinică a caracteristicilor materialelor utilizate şi a comportării acestora la solicitări sub acţiunea traficului şi a agenţilor atmosferici. Utilizarea agregatelor este esenţială pentru dezvoltarea infrastructurii, precum şi pentru activităţi comerciale şi construcţii domestic [11], [13].

Determinările specifice care trebuie efectuate asupra rocilor de provenienţă şi a agregatelor [4], [5], [7], [9], [10], privind periodicitatea repetării lor în cazul verificărilor periodice sunt menţionate prin standardele în vigoare care precizează şi valorile limită ale caracteristicilor fizico-mecanice luate în considerare pentru fiecare domeniu de utilizare [7], [13], [14]. * Prof.dr.habil.ing., Universitatea din Petroșani ** Conf.dr.ing., Universitatea din Petroșani ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Plecând de la aceste considerente, pentru evaluarea calitativă a rocilor magmatice de tipul granitelor, dioritelor, gabbrourilor, riolitelor, andezitelor, diabazelor şi bazaltelor în vederea valorificării acestora sub formă de agregate, piatră brută sau în lucrări ornamental-decorative, metodologia dezvoltată şi aplicată în acest caz are la bază principiul evaluării conformării şi a nivelului de siguranţă ţinând seama de cerinţele impuse de standardele în vigoare [14]. Scopul evaluării conformării a fost în primul rând de a verifica respectarea cerinţelor generale şi specifice a rocilor folosite în calitate de materiale de construcţii.

Analiza conformităţii este des folosită în domeniul securităţii şi sănătăţii în muncă [2]; metoda pe care am propus-o se fundamentează practic pe definiţia conformităţii întâlnită în domeniul securităţii în muncă, astfel că am stabilit un model matematic de evaluare a rocilor care să ţină seama de cerinţele impuse acestora.

2. Evaluare geomecanică a rocilor magmatice analizate Metoda propusă constă în realizarea unei fişe sau a unui set de fişe independente pentru fiecare probă de rocă analizată; fişele includ proprietăţile corespunzătoare cerinţelor generale şi specifice pe care trebuie să le îndeplinească rocile pentru a fi folosite în construcţii. Fiecare caracteristică a rocii a constituit un indicator de evaluare cantitativă şi a fost notată prin acordarea unui anumit punctaj [12], [13].

23

Fiecare dintre caracteristici privite ca indicatori au asociaţi coeficienţi de ponderare, având o valoare de la 1 la 5 în funcţie de importanţa cerinţei şi de clasa în care au fost încadrate rocile în raport cu cerinţele sau condiţiile de admisibilitate. După evaluarea tuturor caracteristicilor (indicatorii din fişe) s-a determinat: nivelul de conformare (NC), nivelul de siguranţă (NS) şi gradul de neconformare (GC) în funcţie de punctajul obţinut (PO) şi punctajul maxim (PM) [12], [13].

Nivelul de conformare (NC) se obţine ca raport între punctajul obţinut (PO) şi punctajul maxim (PM), exprimat în procente [2]. Acesta exprimă măsura în care pentru roca analizată sunt respectate cerinţele care formează criteriile de evaluare, acordând aceeaşi importanţă tuturor cerinţelor.

NC 

PO 100 [%] PM

(1)

- punctajul obţinut (PO) este calculat cu relaţia:

(2) PO  A  B  C  D  E - punctajul maxim (PM) este calculat cu relaţia: PM  5  (f  g  h  i  j) (3) Gradul de neconformare (GNC) este diferenţa dintre valoarea procentuală maximă (100 %) şi valoarea nivelului de conformitate (NC), exprimând măsura în care roca analizată nu respectă cerinţele care formează criteriile de evaluare.

GNC  100  NC [%] (4) unde: PO – reprezintă punctajul obţinut; PM – punctajul maxim; A – totalul punctajelor acordate la întrebările care au coeficientul de pondere 5; B – totalul punctajelor acordate la întrebările care au coeficientul de pondere 4; C – totalul punctajelor acordate la întrebările care au coeficientul de pondere 3; D – totalul punctajelor acordate la întrebările care au coeficientul de pondere 2; E – totalul punctajelor acordate la întrebările care au coeficientul de pondere 1; f – numărul de întrebări aplicabile care au coeficientul de pondere 5; g – numărul de întrebări aplicabile care au coeficientul

de pondere 4; h – numărul de întrebări aplicabile care au coeficientul de pondere 3; i – numărul de întrebări aplicabile care au coeficientul de pondere 2; j – numărul de întrebări aplicabile care au coeficientul de pondere 1.

Nivelul de siguranţă (NS) este raportul între punctajul obţinut (PO’) şi punctajul maxim (PM’), exprimând măsura în care sunt controlate riscurile de utilizare a rocilor analizate.

PO' NS  100 [%] PM'

(5)

- punctajul obţinut (PO’) este calculat cu relaţia: PO'  A  5  B  4  C  3  D  2  E 1 (6) - punctajul maxim (PM’) este calculat cu relaţia: PM'  5  (f  5  g  4  h  3  i  2  j 1) (7) Gradul de nesiguranţă: GNS  100  NS [%] (8) unde: PO’ – reprezintă punctajul obţinut; PM ‘– punctajul maxim.

Informaţiile obţinute prin această metodă se referă la neconformităţile faţă de condiţiile impuse de standarde şi care nu sunt îndeplinite în totalitate, nivelul de conformare în raport cu condiţiile pe care rocile trebuie să le îndeplinească şi nivelul de siguranţă la utilizarea rocilor în construcţii.

Atunci când sunt obţinute încadrări diferite pentru acelaşi tip de rocă, în urma clasificării, hotărâtoare este cea care indică clasa inferioară de încadrare.

3. Evaluarea geomecanică a rocilor magmatice analizate Pentru fiecare din cele 15 tipuri de roci analizate, alegând metodologia de evaluare geomecanică, s-a determinat nivelul de conformare, nivelul de siguranţă şi gradul de neconformare (tabelele 1-16 si fig.1-15).

Tabelul 1. Clasificarea granitului de Şoimoş, proba 1 în funcţie de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică GRANIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 – 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun Nivel de siguranță NS 100 – 90

100.00

Foarte mare

Risc foarte mic

Foarte bun

Grad de neconformare, GNC  10  10 24

0.00 0.00

Foarte mic

Risc foarte mic

Foarte bun

Grad de nesiguranță, GNS Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fig. 1 Clasificarea granitului de Şoimoş, proba 1, în funcţie de NC, NS, GNC și GNS. Tabelul 2. Clasificarea granitului de Şoimoş, proba 2 în funcţie de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică GRANIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 – 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun 100 – 90  10

Nivel de siguranță, NS Foarte mare Risc foarte mic

Foarte bun

Grad de neconformare, GNC Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun

100.00 0.00

Grad de nesiguranță, GNS  10

0.00

Foarte mic

Risc foarte mic

Foarte bun

Fig. 2 Clasificarea granitului de Şoimoş, proba 2, în funcţie de NC, NS, GNC și GNS

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

25

Tabelul 3. Clasificarea granitului de Săvârşin în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică GRANIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 – 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun Nivel de siguranță, NS 100 – 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun  10  10

0.00

Grad de neconformare, GNC Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun

0.00

Grad de nesiguranță, GNS Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun

Fig. 3 Clasificarea granitului de Săvârşin în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 4. Clasificarea dioritului de Şoimoş în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică DIORIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 – 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun 100 – 90

100.00

 10

0.00

Nivel de siguranță, NS Foarte mare Risc foarte mic Grad de neconformare, GNC Foarte mic

Risc foarte mic

Foarte bun Foarte bun

Grad de nesiguranță, GNS  10

26

0.00

Foarte mic

Risc foarte mic

Foarte bun

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fig. 4 Clasificarea dioritului de Şoimoş în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 5. Clasificarea gabbroului de Căzăneşti în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică GABBROU Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 – 90 93.33 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun Nivel de siguranță, NS 100 – 90 94.28 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun  10  10

6.66

Grad de neconformare, GNC Foarte mic Risc mic

5.71

Grad de nesiguranță, GNS Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun Foarte bun

Fig. 5 Clasificarea gabbroului de Căzăneşti în funcție de NC, NS, GNC și GNS

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

27

Tabelul 6. Clasificarea riolitului de Roşia Montană în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică RIOLIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 75 – 50 50.00 Mediu Risc mediu Acceptabil Nivel de siguranță, NS 75 – 50 57.33 Mediu Risc mediu Acceptabil 25 - 50 25 - 50

50.00

Grad de neconformare, GNC Mediu Risc mediu

Acceptabil

42.66

Grad de nesiguranță, GNS Mediu Risc mediu

Acceptabil

Fig. 6 Clasificarea riolitului de Roşia Montană în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 7. Clasificarea andezitului de Valea Căpitanului în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică ANDEZIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 75 – 50 76.66 Mediu Risc mediu Acceptabil Nivel de siguranță, NS 90 – 75 82.60 Mare Risc scăzut Bun Grad de neconformare, GNC 10 - 25 23.33 Mic Risc scăzut Bun Grad de nesiguranță, GNS 10 - 25 17.39 Mic Risc scăzut Bun

28

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fig. 7 Clasificarea andezitului de Valea Căpitanului în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 8. Clasificarea andezitului de Dealul Motor în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică ANDEZIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 75 – 50 60.00 Mediu Risc mediu Acceptabil Nivel de siguranță, NS 75 – 50 64.44 Mediu Risc mediu Acceptabil 25 - 50

40.00

25 - 50

35.55

Grad de neconformare, GNC Mediu Risc mediu Grad de nesiguranță, GNS Mediu Risc mediu

Acceptabil Acceptabil

Fig. 8 Clasificarea andezitului de Dealul Motor în funcție de NC, NS, GNC și GNS ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

29

Tabelul 9. Clasificarea andezitului de Criscior în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică ANDEZIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 90 - 75 86.66 Mare Risc mic Bun Nivel de siguranță, NS 90 - 75 87.69 Mare Risc mic Bun 10 - 25 10 - 25

13.34

Grad de neconformare, GNC Mare Risc mic

Bun

12.31

Grad de nesiguranță, GNS Mare Risc mic

Bun

Fig. 9 Clasificarea andezitului de Criscior în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 10. Clasificarea andezitului de Săcărâmb în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică ANDEZIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 75 - 50 50.00 Mediu Risc mediu Acceptabil Nivel de siguranță, NS 75 - 50 54.66 Mediu Risc mediu Acceptabil 25 - 50 25 - 50

30

50.00

Grad de neconformare, GNC Mediu Risc mediu

Acceptabil

45.33

Grad de nesiguranță, GNS Mediu Risc mediu

Acceptabil

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fig. 10 Clasificarea andezitului de Săcărâmb în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 11. Clasificarea andezitului de Albinii-Haneş în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică ANDEZIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 90 - 75 90.00 Mare Risc mic Bun Nivel de siguranță, NS 100 - 90 91.11 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun 10 - 25

10.00

< 10

8.89

Grad de neconformare, GNC Mic Risc mic Grad de nesiguranță, GNS Foarte mic Risc foarte mic

Bun Foarte bun

Fig. 11 Clasificarea andezitului de Albinii-Haneş în funcție de NC, NS, GNC și GNS ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

31

Tabelul 12. Clasificarea andezitului de Roşia Montană în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică ANDEZIT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 90 - 75 76.66 Mare Risc mic Bun Nivel de siguranță, NS 90 - 75 79.13 Mare Risc mic Bun 10 - 25 10 - 25

23.34

Grad de neconformare, GNC Mic Risc mic

Bun

20.87

Grad de nesiguranță, GNS Mic Risc mic

Bun

Fig. 12 Clasificarea andezitului de Roşia Montană în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 13. Clasificarea diabazului de Căzăneşti în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică DIABAZ Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 90 - 75 90.00 Mare Risc mic Bun Nivel de siguranță, NS 100 - 90 92.59 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun Grad de neconformare, GNC 10 - 25 10.00 Mic Risc mic Bun Grad de nesiguranță, GNS < 10 7.40 Foarte mic Risc foarte mic Foarte bun

32

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fig. 13 Clasificarea diabazului de Căzăneşti în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 14. Clasificarea bazaltului de Brănişca în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică BAZALT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 - 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun Nivel de siguranță, NS 100 - 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun < 10

0.00

< 10

0.00

Grad de neconformare, GNC Foarte mic Risc foarte mic Grad de nesiguranță, GNS Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun Foarte bun

Fig. 14 Clasificarea bazaltului de Brănişca în funcție de NC, NS, GNC și GNS ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

33

Tabelul 15. Clasificarea bazaltului de Dobra în funcție de NC, NS, GNC și GNS Evaluare geomecanică BAZALT Valori date de Valori obţinute Clasificare Risc de utilizare Caracterizare clasificare Nivel de conformare, NC 100 - 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun Nivel de siguranță, NS 100 - 90 100.00 Foarte mare Risc foarte mic Foarte bun < 10 < 10

0.00

Grad de neconformare, GNC Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun

0.00

Grad de nesiguranță, GNS Foarte mic Risc foarte mic

Foarte bun

Fig. 15 Clasificarea bazaltului de Dobra în funcție de NC, NS, GNC și GNS Tabelul 16. Clasificarea rocilor analizate în funcție de NCg, NSg, NNCg și NRg Valori date de Risc la Tip de rocă analizată Clasificare clasificare utilizare Nivel de conformare general, NCg 100 – 90 Foarte mare Foarte mic Granit de Șoimoș, proba 1; Granit de Șoimoș, proba 2; Granit de Săvârșin; Diorit de Şoimoş; Gabbrou de Căzăneşti; Andezit de Dealul Motor; 90 – 75 Mare Mic Andezit de Crişcior; Andezit de Haneş; Andezit de Roşia Poieni; Diabaz de Căzăneşti; Bazalt de Brănişca; Bazalt de Dobra Riolit de Roşia Montană; Andezit de 75 – 50 Valea Căpitanului; Andezit de Mediu Mediu Săcărâmb 50 – 25 Mic Mare Foarte mic Foarte mare  25 34

Caracterizare Foarte bun

Bun

Acceptabil Slab Foarte slab

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

100 – 90

90 - 75

75 – 50 50 – 25  25  10

10 - 25

25 – 50 50 – 75 75 – 100

 10

10 - 25

25 – 50 50 – 75 75 – 100

Nivel de siguranță general, NSg Granit de Șoimoș, proba 1; Granit de Șoimoș, proba 2; Granit de Săvârșin; Foarte mare Diorit de Şoimoş; Gabbrou de Căzăneşti Granit de Săvârșin; Riolit de Roşia Montană; Andezit de Valea Căpitanului; Andezit de Dealul Motor; Andezit de Crişcior; Andezit de Mare Săcărâmb; Andezit de Haneş; Andezit de Roşia Poieni; Diabaz de Căzăneşti; Bazalt de Brănişca; Bazalt de Dobra Mediu Mic Foarte mic Grad de neconformare general, NNCg Foarte mic Granit de Șoimoș, proba 1; Granit de Șoimoș, proba 2; Granit de Săvârșin; Diorit de Şoimoş; Gabbrou de Căzăneşti; Andezit de Valea Căpitanului; Andezit de Dealul Motor; Mic Andezit de Crişcior; Andezit de Haneş; Andezit de Roşia Poieni; Diabaz de Căzăneşti; Bazalt de Brănişca; Bazalt de Dobra Riolit de Roşia Montană; Andezit de Mediu Săcărâmb Mare Foarte mare Nivel de risc general, NRg Granit de Șoimoș, proba 1; Granit de Șoimoș, proba 2; Granit de Săvârșin; Foarte mic Diorit de Şoimoş; Gabbrou de Căzăneşti Riolit de Roşia Montană; Andezit de Valea Căpitanului; Andezit de Dealul Motor; Andezit de Crişcior; Andezit de Mic Săcărâmb; Andezit de Haneş; Andezit de Roşia Poieni; Diabaz de Căzăneşti; Bazalt de Brănişca; Bazalt de Dobra Mediu Mare Foarte mare

4. Concluzii În funcţie de condiţiile de admisibilitate impuse, rocile de provenienţă au fost clasificate în clase de la A la D. Aplicând acest sistem de evaluare avem posibilitatea de a determina parametrii specifici cerinţelor de calitate a rocilor, şi anume nivelul de conformare şi gradul de neconformare, respectiv nivelul de siguranţă pe care îl pot oferi aceste roci dacă ele sunt utilizate în domeniul construcţiilor, fie ca agregate, fie ca materiale de construcţii.

Metoda propusă constituie un instrument adecvat de evaluare şi verificare a cerinţelor ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Risc foarte mic

Foarte bun

Risc mic

Bun

Mediu Mare Foarte mare

Acceptabil Slab Foarte slab

Foarte mic

Foarte bun

Mic

Bun

Mediu

Acceptabil

Mare Foarte mare

Slab Foarte slab

Foarte mic

Foarte bun

Mic

Bun

Mediu Mare Foarte mare

Acceptabil Slab Foarte slab

referitoare la calitatea rocilor utilizate în construcţii. În ceea ce priveşte clasificarea propusă referitoare la concordanţa dintre criteriul de siguranţă, respectiv riscul de utilizare a rocilor şi admisibilitatea acestora în construcţii, rezultatele obţinute arată că din categoria tipurilor de roci analizate, în proporție de peste 80 % din acestea se încadrează în clasa rocilor cu un nivel de siguranţă mare şi foarte mare, ceea ce înseamnă că riscul de utilizare este foarte redus spre mic, în unele situaţii chiar inexistent, ceea ce înseamnă un nivel de conformare ridicat şi foarte ridicat.

35

În funcţie de condiţiile de admisibilitate impuse, rocile de provenienţă au fost clasificate în clasele de la A la D, după cum urmează: rocile de tipul granitului, dioritului, bazaltului şi o parte din andezite se încadrează în clasa A, ca fiind roci cu grad foarte mare de siguranţă şi foarte bune pentru construcţii; diabazele şi mare parte din andezite sunt incluse în clasa B, cu un nivel mare de siguranţă şi conformare; andezitele din zona Deva – Certej se încadrează în clasa C, cu un nivel mediu de siguranţă şi conformare; andezitul de Săcărâmb şi riolitul de Roşia Montană au fost identificate ca fiind în clasa D din punct de vedere al conformării şi nivelului de siguranţă.

Criteriile de evaluare a rocilor sunt explicite şi corespund cerinţelor generale şi specifice ale standardelor în vigoare. În cadrul metodei propuse, caracteristicile rocilor au fost considerate ca indicatori de evaluare cantitativă, iar sistemul de notare, prin punctajele acordate, a permis încadrarea rocilor în clasele de admisibilitate.

9. Ramamurthy, T., Arora, V.K. (1993).

A classification for intact and jointed rocks. In: A. Anagnostopoulos, et. al., (Eds), Geotehnical Engineering of Hard Soil-Soft Rocks, A.A. Balkema, Rotterdam, 235242. (1993).

10. Ramamurthy, T. A geo-engineering classification for rock and rock masses. International Journal of Rock Mechanics and Mining Science, 41, 89-101. (2004).

11. Tiess, G.; Chalkiopoulou, F. Sustainable Management of Aggregates Resources and Sustainable procurement Combined at Regional / National and Transnational Level, Publisher Technical University of Crete, Larnaca, Crete, Handbook, SEE/A/151/2.4./X, (2011).

12. Toderaş, M., Moraru, R.I., Danciu, C., Buia, G., Cioca, I.L. Model to assess the quality of magmatic rocks and for reliable and sustainable constructions. Sustainability, 9(10), (2017).

Bibliografie 1. Beauchamp, J. Les Roches Propriétés et Utilisation; Université de Picardie Jules Verne: Amiens, France, (2003).

13. Toderas, M., Danciu, C. Geomechanical assessment model of rocks. Model to Assess the Quality of Rocks. Lambert Academic Publishing. International Publishing House, ISBN 978613-9-98185-4, (2018)

2. Băbuţ, G.B., Moraru, R.I. Occupational risk assessment: imperatives for process improvment, Quality - Access to Success, Volume 19, Issue 166, pp. 133-144, (2018).

14. SR 667/2001.

Admissibility conditions. Romanian standard, Bucharest, Romania, (2001).

3. Danciu, C. Geomechanics of Magmatites from South Apuseni, Universitas Publishing House: Petroşani, Romania, (2010).

4. Deere, D.U., Miller, R.P. Engineering classification and index properties for intact rock. New Mexico: Tehnical Report No. AFNL-TR-65116. Air Force Weapons Laboratory, (1966).

5. Gupta, A.S., Rao, K.S. Weathering indices and their applicability for crystalline rocks. Bull. Eng. Geo. Enviro. (2001).

6. Har, N. Alpine Basaltic Andesites in Apuseni Mountains, Casa Cărţii de Ştiinţă Publishing House: Cluj-Napoca, Romania, (2001).

7. ISRM Basic tehnical description of rock masses. International Journal of Rock Mechanics and Mining Science Geomechanics Abstract, 18, 85-110 (1981) 8. Mutihac, V. Geologic Structure of Romanian Territory, Tehnică Publishing House: Bucureşti, Romania, (1990).

36

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

ANALIZA LEGILOR ȘI MODELELOR REOLOGICE ALE SĂRII GEME Mihaela TODERAŞ* Rezumat: În primele etape, obiectivele cercetărilor au constat în studiul stabilităţii exploatărilor miniere clasice de sare şi săruri de potasiu, la care extragerea s-a realizat cu preponderenţă prin metoda cu camere şi pilieri de siguranţă. Recent însă (şi aici discutăm de o perioadă de peste douăzeci de ani), specialiştii în domeniu şi cercetătorii acordă o deosebită atenţie şi interes în crearea unor cavităţi de stocare a produselor petroliere în special, dar şi a altor tipuri de substanţe, goluri subterane obţinute prin exploatarea sării pe cale lichidă. In urma numeroaselor cercetări au fost efectuate şi încă sunt în curs de realizare, diferite studii privind utilizarea sării ca o rocă „gazdă” a unui eventual stocaj de deşeuri radioactive. În literatura de specialitate sunt prezentate numeroase studii referitoare la comportamentul mecanic al sării geme. Aceste studii lasă însă fără răspuns unele întrebări sau aduc răspunsuri contradictorii la anumite întrebări cheie ale reologiei sării geme.

Majoritatea acestor studii au fost realizate pe plan microstructural şi prin urmare, concluziile cantitative şi calitative privind aspectul macroscopic nu au putut fi formulate. In această lucrare atenţia a fost îndreptată în principal pe studiul comportamentului neelastic – reologic al sării, mai precis pe o analiza a legilor de comportament existente în literatură.

Cuvinte cheie: sare gemă, lege de comportament, model reologic, microfisurare, timp 1. Introducere Cadrul de utilizare al acestor rezultate incluse în cuprinsul acestei lucrări şi în limitele căruia mi-am propus practic să o dezvolt, este cel al cunoaşterii modului de comportare al sării geme la nivel microscopic şi macroscopic, în ideea că golurile subterane create vor avea o altă destinaţie după

exploatarea zăcămintelor de sare. Referitor la formarea structurilor de sare, există astăzi o serie de teorii, pe care le redăm în tabelul 1 [33]. În sens larg, diapirismul este definit ca un proces geologic prin care pachetele de strate situate iniţial la nivele mai adânci în scoarţa terestră au străpuns sau par a fi străpuns, strate de rocă situate la adâncimi mai mici.

Tabelul 1. Principalele teorii referitoare la mecanismul migrării sării [33]: Denumirea teoriei

Autorii

Caracterizarea succintă a teoriei Explică ridicarea sării pe linii de fracturi tectonice, datorită plasticităţii ei la presiuni mari şi greutăţi specifice mai mici decât cea a rocilor acoperitoare care o apasă. Împingerea ascensională a sării este rezultatul forţei existente în însăşi masa ei şi constă într-o mişcare ascensională moleculară.

Sarea, datorită umidităţii ei, se dizolvă în zonele de presiune maximă şi prin recristalizări, din cauza apei sărate, se depune în zonele de presiuni minime, fenomen numit „deplasare autoplastică”.

Consideră că sarea s-a depus iniţial în zone mai înalte, după care, prin mişcări verticale, datorită a trei forţe: primare (diferenţiale verticale, antigravitaţionale); secundare (tangenţiale, centrifuge) şi terţiare (verticale) a început să se boltească, să fie turtită şi expulzată sub o presiune mare, în cuvetele vecine.

Teoria izostatică

Harbourt (1910, 1913)

Teoria atectonică autoplastică

Lachman R. (1911)

Teoria redistribuirii

Belusov (1911)

Teoria compresiei verticale

Tagheev (1943) Harbort, Arrhenius Beischlog, Seidl

Sarea s-ar fi putut deplasa pe verticală sub acţiunea mişcărilor oscilatorii de fundament şi datorită influenţei forţelor de cutare.

Teoria halokineza halotectonică

Trusheim (1957, 1960)

Consideră formarea domurilor de sare ca rezultat al diferenţei optime dintre densitatea depozitelor din acoperiş şi cea a sării.

Woidt (1980), Jackson şi Talbot (1989) prezintă, în contextul acestei teorii, şase mecanisme ale halokinezei.

Teoria diapirismului

Posepny (1871) Mrazec (1906) Barton (1925) Kusaghin (1962) Harbort (1910) Hettleton (1934) Dumitrescu (1958) Gussow, Tanher, Williams (1968) Ticleanu (1974)

Diapirismul este considerat ca un produs de o acţiune inegală a forţelor tangenţiale asupra unui complexităţi de strate, adică stratele din adâncimi au fost mai tare cutate, pe când cele superficiale, libere şi neacoperite sunt puţin sau deloc atinse de cutare.

* Prof.dr.habil.ing., Universitatea din Petroșani ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

37

2. Caracteristici geomecanice În urma unei încercări la compresiune monoaxială, comportamentul sării sau potasiului prezintă o fază contractantă urmată de o fază dilatantă care corespunde deschiderii fisurilor preexistente sau apariției și dezvoltării microfisurilor. În timpul unei încercări deviatorice, răspunsul materialului permite definirea punctelor caracteristice: maximul tensiunii determinat numai în compresiune pentru o presiune de confinare mai mică de 10 MPa; pragul de contractanță - dilatanță, definit în compresiune ca tensiunea corespunzătoare minimului deformației volumetrice totale; limita de liniaritate, care este tensiunea corespunzând încheierii liniarității contracției elastice. Încărcarea deviatorică poate provoca o fisurare care va afecta mai mult sau mai puțin parametrii elastici.

Sarea supusă la o deformare la viteză constantă și la o temperatură dată se întărește în timp.

Fenomenul de întărire (ecruisare) a fost studia de Pouya, utilizând două modele de aproximare micro – macro: modelul lui Kröner și modelul Berveiller și Zaoui [25]. El arată că simplitatea structurii de NaCl și ipoteza plasticității perfecte oferă posibilitatea unui calcul analitic al răspunsului policristalului la o încărcare radială oarecare, conform celor două modele precizate. În cazul NaCl, starea de plasticitate perfectă nu va fi niciodată atinsă, energia înmagazinată în timpul solicitării crește la infinit și astfel curba de ecruisare va avea o pantă nenulă. Sub presiuni de confinare ridicate, comportamentul sării este fragil; curba de ecruisare prezintă un maxim la o tensiune de aproximativ 30 MPa și o deformație de 3 %. Prin urmare, datorită presiunii de confinare ridicată, fisurarea este exclusă și singurele fenomene în joc sunt ecruisajul inter și intragranular al mediului policristalin.

Sarea prezintă un comportament specific sub efectul fenomenelor de distrugere. Fisurile preexistente sau produse de tensiuni se pot dezvolta și determină din punct de vedere macroscopic o variație de volum, adică o dilatanță. Aceste fenomene conduc la creșterea semnificativă a permeabilității sării și etanșeitatea inițială a acesteia este diminuată. Din motivele menționate, fenomenul de distrugere este ireversibil [1], [8], [10], [13], [19], [20], [21], 31], [32].

Curba caracteristică tensiune – deformare oferă posibilitatea de a încadra imediat o rocă într-o anumită clasă de comportament; aceasta rămâne utilă în alegerea legii de comportament vâscos reologic. Studiile realizate pe sare arată că aceasta prezintă un comportament elasto-vâsco-plastic.

Frecvent se observă cele trei faze de fluaj cu o curgere plastică vâscoasă care se produce uneori cu dilatanță; pentru același nivel de tensiune, 38

deformațiile vâscoase pot fi superioare deformațiilor instantanee și se caracterizează printr-o ireversibilitate quasi totală.

Referitor la fenomenul de ecruisare prin deformare, vom menţiona doar părerile şi concluziile personale [30], [31], [32]. Literatura prezintă mai multe ipoteze bazate pe creşterea rezistenţei elastice, pe limita de curgere la fluaj sau bazate pe limita de curgere care apare în acelaşi timp cu dezvoltarea unui zăcământ. G.T. Belby (1921) precizează că există o stare extrem de dezordonată, analogă cu a materialelor amorfe şi că, în mod gradual, în timpul deformării, cristalele se transformă într-o stare amorfă. În consecinţă, proprietăţile fizice ale solidelor pot fi alterate comparativ cu proprietăţile iniţiale.

O discuţie detaliată a „dezordinii” materialelor amorfe în comparaţie cu mecanismele de deformare a solidelor cristaline este prezentată de A. Kochendorter (1954). Pe baza acestei lucrări, A. Seeger (1958) caracterizează deformaţia statică a solidelor cristaline ca fiind plastică şi deformaţia materialelor amorfe ca una vâscoasă. Desigur că, există o diferenţă fundamentală între deformaţia plastică şi a materialelor amorfe. Teoria deformaţiei plastice în cristale implică prezenţa numeroaselor dislocaţii, care sunt rezultatul anumitor tensiuni de forfecare materializate în timp în intercristale. Unul din punctele slabe ale acestei teorii prezentate, în ceea ce priveşte plasticitatea cristalelor, este înţelegerea şi cunoaşterea foarte puţină şi uneori chiar greşită, în principal a bazei reţelei, a structurii reticulare a cristalelor nedeformate. Această structură de „bază”, ne face să înţelegem definiţia aranjării dislocaţiilor, înainte ca deformaţia să înceapă. Distribuţia acestor dislocaţii determină nu numai tensiuni de forfecare în materialele cristaline în care poate avea loc o deformaţie plastică, dar în acelaşi timp, ea dezvoltă în timpul deformării un număr de dislocaţii şi prin urmare, va produce fenomenul de ecruisare prin deformare a materialelor cristaline. În general, în ceea ce priveşte structura de rearanjare a cristalelor, a fost propus de către C.F. Frank şi M.F. Mott (1958) aşa-numitul ecruisaj al cristalelor. Există însă o serie de raţionamente experimentale şi teoretice care consideră că impurităţile cristalelor determină manifestarea plasticităţii cristalelor, în special în cazul rocilor constituite din cristale singulare, spre exemplu cuarţul, calcitul, sarea gemă.

Majoritatea cristalelor naturale combină defectele structurale care se produc în timpul creşterii cristalului individual. Deci, cristalele sunt proiectate, aranjate realmente sub forma unei reţele mozaic de cristale. Regiunile cu structuri perfecte se transformă în structuri de tipul blocurilor mozaic.

Mărimea acestor blocuri poate varia mult şi poate fi Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

cel puţin o structură constantă dependentă de tipul de cristal. Blocurile mozaic situate la limita structurii şi care au orientări diferite sunt denumite „limite de bloc” sau „blocuri limită”. Aceste blocuri constituie planele de dezordine cu dimensiuni atomice, de-a lungul cărora densităţile de dislocaţii sunt mari. În general, ele formează suprafeţe de dislocaţie plane şi prin urmare, ele creează condiţii esenţiale pentru dezvoltarea tensiunilor interioare. Acestea din urmă explică practic efectul ecruisajului care poate fi observat într-un singur cristal şi deci, în toată structura rocilor constituite din acele cristale singulare şi acest lucru este clar şi evident în cazul structurii sării geme [28], [29], [32].

Am putea presupune că alunecarea şi mişcarea de translaţie nu se produc simultan cu deformaţia plastică în toate blocurile mozaic, dar, într-o anumită măsură, ele au loc numai în câteva blocuri unde planele de alunecare au orientarea favorabilă în raport cu direcţiile tensiunilor principale. Cristalele mici de agregate policristaline, blocurile mozaic produc tensiuni de curgere de diferite mărimi, cu valori care depind de justeţea, de exactitatea măsurătorilor. În conformitate cu teoriile de dislocaţie moderne, deformaţia de ecruisare şi deci ecruisarea, este considerată o piedică, un impediment, un obstacol în deplasarea dislocaţiei şi care se produce în acelaşi timp cu creşterea deformaţiei. Efectul corespunde unei interacţiuni preexistente şi la o deformaţie indusă în reţea sau în structura cristalină. În principal, sunt acceptate două mecanisme responsabile pentru descreşterea densităţii de dislocare datorită dezvoltării şi mobilităţii dislocaţiilor. G.I. Taylor (1934) explică ecruisarea ca un obstacol în calea mişcării, a deplasării, datorită anumitor tensiuni anterioare în punctele de interacţiune a dislocaţiei, puncte care devin din ce în ce mai numeroase, odată cu avansarea deformaţiei.

Deplasarea relativă a unei dislocaţii necesită, în mod egal, o energie de activare puternică. Prin urmare, dislocaţiile se combină în grupe de dislocaţii sau linii de dislocare care au rolul de a dezvolta planele de alunecare.

Principala diferenţă între alunecare şi o reţea plană şi o singură dislocaţie este că, în primul caz alunecarea de produce simultan printre plane, în timp ce în cel de-al doilea caz, alunecarea se dezvoltă în mod gradual deasupra liniei de alunecare şi a sistemelor plane de alunecare. O dislocaţie liniară se constituie întotdeauna limita dintre două regiuni diferite, unde alunecarea se produce sau nu.

Conceptul de alunecare liniară între regiunile alunecătoare, implică faptul că o dislocaţie liniară nu apare în mod brusc, ci se produce treptat în interiorul cristalului [26], [30], [31], [33], [33], [34].

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

A doua ipoteză modernă, dezvoltată de E. Orowan (1954) este conceptul de asamblare progresivă „progressive blocking” în blocuri plane de alunecare, care se produc odată cu creşterea deformaţiei. Conform acestei ipoteze complete «exhaustion hypothesis», deformaţia de ecruisare are loc datorită faptului că sursele de dislocare active sunt localizate în mai multe puncte (sau surse) şi care sunt supuse la o tensiune critică mare în timpul dezvoltării alunecării.

Care concept este în etapa actuală corect ? Este greu să se precizeze şi clarifica acest lucru. Pe viitor, există posibilitatea ca amândouă mecanismele să poată fi acceptate sau nu. Pe de altă parte, mecanismul de dislocare poate fi descris şi pe baza teoriei mediului continuu. În general, dislocarea include atât de mulţi atomi, încât ar putea fi posibilă o descriere în termenii unui mediu cvasicontinuu.

Considerarea dislocaţiilor utilizând teoria mediului continuu a fost descrisă şi dezvoltată de E. Kroner (1958). Din punct de vedere reologic, fenomenul de ecruisare poate fi explicat utilizând modelul din figura 1, în care patinele au pragurile de plasticitate diferite (p şi  p' , cu  p   p' ) şi tensiunea  variază între 2 şi 1, cu  2  1 .

Fig. 1 Model reologic care descrie fenomenul de ecruisare 3. Mecanismele și legile fluajului sării geme În raport cu majoritatea rocilor, comportamentul sării geme depinde de mecanismele active prezente în structura granulelor. Deformațiile cristalelor de halit, sunt: deplasări ale dislocațiilor; difuzia, care produce o deformație plastică datorită unei difuzii a materiei în interiorul rocii; soluția – precipitarea.

Influența acestor mecanisme este diferită asupra fluajului total, în funcție de natura sării, de structură, de condițiile de solicitare și de temperatură. Mecanismele decisive de deformare sunt alunecarea dislocațiilor, poligonizația, difuzia și alunecarea granulelor limitrofe. Alunecarea prin dislocare există în cazul tensiunilor ridicate și a temperaturilor scăzute (în raport cu temperatura de fuziune, Tm = 1074 K = 801 °C). La o creștere accentuată a vitezei de deformare sau pentru temperaturi ridicate, este dominant fluajul prin difuziune; acesta apare pentru o tensiune maximă σ = 4.5 bar și depinde de temperatură. În general, fluajul tranzitoriu (primar), staţionar (secundar, stabilizat) şi terţiar şi legile corespunzătoare sunt legate de anumite mecanisme de deformare.

39

Fluajul primar (tranzitoriu) (figura 2). La tensiunii reduse şi temperaturi scăzute va apare fluajul logaritmic; dislocaţiile sunt considerate ca nişte obstacole. Datorită fenomenului de ecruisare se va produce un fluaj în etape succesive. În acest caz, mişcarea dislocaţiilor nu joacă un rol important de recuperare şi legea de fluaj este: (1)   a1 lg t  c1 La tensiuni şi temperaturi ridicate, mecanismul de recuperare devine din ce în ce mai aparent; legea empirică este una exponenţială, numită fluajul Andrade:    t1/3 (2) Fluajul secundar (staţionar) (figura 2). Viteza fluajului este constantă dacă procesul de ecruisare se va produce cu aceeaşi viteză ca şi pentru procesul de recuperare. Asemenea procese de recuperare pot fi observate prin rotaţia dislocaţiilor, difuzia golurilor, poligonizaţia, migrarea granulelor fine şi recristalizarea. Legea de fluaj este următoarea: 

U

  A  e K T  (f  )

(3) Fluajul terţiar (fluaj de fracturare, de rupere) (figura 2) este caracterizat de tensiuni mari şi de o activare a unui mecanism suplimentar de deformare, numit alunecarea granulelor. Un asemenea mecanism determină o scădere graduală a limitelor granulelor şi va produce separarea lor. Datorită faptului că fluajul de fracturare este dependent în principal de apariţia deformaţiilor neelastice, această dependenţă trebuie să fie considerată în fenomenul de fracturare printr-un criteriu de curgere. În principal, fracturarea – ruperea depinde de deformaţia maximă. În consecinţă, pentru fluajul terţiar, criteriul de rupere nu va fi ales în funcţie de starea de tensiune, ci în raport cu starea de deformare. Spre exemplu, aici pot fi menţionate vechile ipoteze ale lui Bach, şi anume: deformaţia principală normală maximă, respectiv deformaţia la forfecare; condiţia de energie de deformare înmagazinată înainte de fracturare - criteriul Druker – Prager.

Fig. 2 Curbe de fluaj 40

Fracturarea apare la viteze de solicitare ridicate sau deformaţii de fluaj care sunt atribuite tensiunilor de încărcare foarte apropiate de rezistenţa la rupere. În acest caz, tensiuni mari sunt concentrate la limitele granulelor, mecanismul (teoria lui Griffith [14]) de fracturare va fi activat (propagarea instabilă a fisurilor existente sau apariţia noilor fisuri). Acest fenomen de fracturare, pentru diferite tipuri de roci, a fost studiat de Bieniawski în 1967 [33].

Comportamentul special la deformare a sării geme. Comportamentul reologic al sării geme a fost studiat de numeroşi autori [2], [3], [4], [5], [6], [7], [9], [11], [12], [15], [16], [17], 18], [22], [23], [24], [27]. În lucrările lor prezintă foarte bine fenomenul de fluaj şi plasticitatea sării. De fapt, sarea este materialul ideal pentru studiu, în special deoarece structurile cristalelor şi granulelor sunt relativ simple. Pentru sare, cel mai important este fluajul secundar (staţionar).

Aceste mecanisme se traduc la scară de solid printr-un comportament reologic reprezentat de corpul vâscoplastic Maxwell, lipsit de orice prag de curgere vâscoasă. Rezultatele încercărilor de fluaj realizate pe sare arată că deformațiile vâscoase apar oricare ar fi nivelul deviatorului de tensiuni aplicat.

Amplitudinea acestor deformații depinde foarte mult de acest deviator și de temperatură; aceasta poate fi semnificativă sub solicitări ridicate sau neglijabile dacă deviatorul de tensiuni este foarte scăzut. Atâta timp cât este supusă la o solicitare, sarea continuă să curgă lent. Deformațiile vâscoase depind de asemenea de temperatură: cu cât temperatura este mai ridicată, cu atât deformațiile sunt importante; influența temperaturii asupra comportamentului vâscos este exprimată prin legea exponențială a lui Arrhenius.

Sarea este caracterizată printr-o curbă de fluaj completă: sub un deviator de tensiune și temperatură fluaj primar (tranzitoriu) sau atenuat unde viteza de deformare scade continuu; fluaj secundar (staționar) sau stabilizat sau stadiul de curgere instalată sau zona de curgere vâscoplastică; fluaj terțiar sau de curgere progresivă, domeniu în care sarea va înregistra apariția fisurilor și deci o modificare structurală. Pentru sare, cel mai important este fluajul secundar (staționar).

Relaxarea este proprietatea duală a fluajului. Încercările de relaxare permit urmărirea evoluției unei mărimi mecanice în funcție de timp, adică tensiunea în sânul unui sistem material sau a eșantionului. Relaxarea este definită ca diminuarea în timp a tensiunii la oprirea instantanee a deformației. În laborator, numai deformația axială și nu tensorul deformațiilor este menținută constantă.

Sub o încărcare mică fluajul asimptotic tinde spre o anumită valoare a deformației, ceea ce este greu de determinat. Dacă sarcina impusă depășește Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

deviatorul maxim la care poate ajunge sistemul material într-un regim quasi static, atunci referitor la tendința de evoluție a fluajului de lungă durată vom avea întotdeauna o nedeterminare. Contrar însă, în relaxare echilibrul asimptotic de lungă durată poate fi determinat în teorie întotdeauna. În practică, faza de relaxare este precedată de o încărcare monoaxială sau triaxială la viteză de deformare constantă și ridicată în vederea creșterii amplitudinii tensiunii susceptibile de a fi restituită; această fază preliminară induce o dificultate suplimentară în interpretarea rezultatelor încercărilor de relaxare. Încercările de relaxare permit punerea în evidență a vâscozității și ecruisajului unei roci, studiind istoricul tensiunilor. În literatură întâlnim puține date experimentale obținute prin încercări de relaxare.

4. Legi de comportament reologic 4.1. Legi empirice Amploarea deformaţiilor reologice a sării geme ridică întrebarea rolului preponderent a

caracteristicilor reologice a acestui material în studiul stabilităţii structurilor subterane. În vecinătatea excavaţiilor subterane şi în formaţiunile geologice salifere (domuri, strate), câmpul de tensiuni evoluează foarte lent în timp, ceea ce îi permite să se apropie de starea de evoluţia prin fluaj.

Modelele propuse în literatură pentru fluajul sării geme sunt numeroase. În tabelul 2 sunt prezentate câteva exemple de legi empirice reunite de Linder şi Brady [24]; alte exemple au fost reunite de Rolnik (1984) şi o prezentare bibliografică mai vastă a modelelor reologice propuse pentru sare a fost făcută de Aubertin ş.a. (1987) [2].

Modelele prezentate în tabelul 2.5 pot fi divizate în două grupe, după cum ele admit sau nu ipoteza unei stări de fluaj staţionar. Conform acestei ipoteze, impunându-se o tensiune constantă asupra unui eşantion, după faza tranzitorie în care viteza de fluaj descreşte, se tinde spre un regim cu viteză constantă. Modelele care nu admit această ipoteză presupun că viteza descreşte continuu din cauza ecruisării [19], [28], [29]. Încercările de laborator nu permit adoptarea pro sau contra această ipoteză.

Tabelul 2. Legi empirice de fluaj a sării geme (după Linder şi Brady, 1981) [8], [13], [20], [24]: Forma ecuației  = A + B log t + C t A = 1.16 10-3 B = 1.0910-3 C = 2.5010-7

 = A + B tn Date 01 : A = 7.010-4 B = 1.3910-3 n = 0.305 Date 02 : A = 8.210-3 B = 6.810-4 n = 0.642 n = 7.5 – 0.011 ( - 273) B = 1.2 + 0.30 ( - 273)

 = A m tn sp A = 1.1910-31 m = 9.5 n = 0.3 p = 3.0  = A tn Sp A = 2.1310-6 n = 0.38 p = 2.52

Sursa Încercare în laborator Cristal singular Dimensiune: 1.1x1.1x2.06 cm Griggs (1939)

Încercare în laborator Sare artificială Diametru: 3.18 cm Înălțime: 0.13 cm Le Compte (1965)

Condiții de încercare Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială: 0.61 MPa Temperatura: 23 °C Timp: 1000 ore Încercare la compresiune triaxială Date 01: Sarcina axială: 6.9 MPa Sarcina laterală: 23 MPa Temperatura: 23 °C Timp: 100 ore Date 02: Sarcina axială: 107 MPa Sarcina laterală: 100 MPa Temperatura: 104.5 °C Timp: 100 – 150 ore Ecuațiile pentru stabilirea parametrilor n și B rezultă grafic; Temperatura: 294 °C

Încercare în laborator - Halit Diametru: 10.0 cm Înălțime: 7.6 cm Lomenick (1971)

Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială: 13.8 – 68.9 MPa Temperatura: 22.5 – 200 °C Timp: 600 – 1000 ore

Încercare în laborator - Halit Diametru: 5.08 cm Înălțime: 10.2 cm Hansen (1977)

Încercare la compresiune triaxială Sarcina axială: 10.3 – 41.4 MPa Sarcina laterală: 0 – 10.3 MPa Temperatura: 22 °C Timp: 120 – 250 ore

Încercare in situ Adâncime: 215 m Serata & Gloyna (1960)

Timp: 8760 ore Durata după exploatare: 5 / 10 ani



  Aexp   B  Ct  -1

A = 8.210 B = 3.0 C = 4.210-2

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

41

 = A + B t + C [1- exp(Dt)] A = 4.210-2 B = 2.1510-5 C = 2.2510-2 D = 4.5010-3  = A tn Sp A = 2.2210-7 n = 0.382 p = 3.36

Încercare în laborator - Halit Diametru: 10.0 cm Înălțime: 7.6 cm Obert (1965)

Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială: 13.8 – 68.9 MPa Temperatura: 23 °C Timp: 600 - 1000 ore

Încercare în laborator - Halit Dimensiune: N / A Hair & Deere (1968)

Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială : 10.3 – 27.6 MPa Temperatura: N / A Timp: 10 - 1000 ore

Încercare în laborator – Halit Dimensiune: 4 x 4 x 10 cm Dreyer (1972)

Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială: 620 kPa / cm2 Temperatura: 18 °C Timp: 3600 ore



  G Sp G = N / A ; p = de 2.4 à 3.3

At D BCt



A = 5.110-3 ; B = 5.310-5 C = 1.410-3 ; D = 1.210-2 

  ASp A = 4.2810-3 p = 2.7 

  ASp A = 3.7810-13 p = 5.24 

  A log(1  Bt) A = 9.5610-3 B = 2.1310-4 

  Aexp(  Bt) A = 0.03 B = 7.310-5 t = A n tm Sp A = 4.6810-35 m = 11.4 ; n = 0.46 p = 3.3  Q   t  A t mSp exp     R 

A = 1.4810-1 ; m = 0.5 ; p = 3.5 ; Q = 36.0 kJ/mol  Q  s  A Sp exp     R 

Încercare in situ Adâncime: variabilă Medley ( 1967) Încercare în laborator – Halit Diametru: 10.2 cm Înălțime: 20.3–130.5 cm Thompson & Ripperberger (1964)

A = 7.510-3 p = 5.0 ; Q = 54.24 kJ/mol

Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială: 9.6 – 16.5 MPa Temperatura: 32 °C Timp: 16.7 ore

Încercare in situ Adâncime: 520 m Nuir & Cochran (1961)

Timp: (2.9 ani) 25200 ore Durata după exploatare: 5 / 10 ani

Încercare in situ Adâncime: 215 m Reynolds & Gloyna (1961)

Timp: (2 ani) 17500 ore Durata după exploatare: 5 / 10 ani

Încercare în laborator – Halit (New Mexico și Louisiana) Diametru: 10.2 cm Înălțime: 20.3–130.5 cm Hansen & Carter (1980)

Încercare la compresiune triaxială Sarcina axială: 5.5 – 41.4 MPa Sarcina laterală: 0.1 – 20.7 MPa Temperatura: 22 °C – 200 °C Analiza a 86 curbe de fluaj tranzitoriu Ecuațiile reprezintă diferite expresii pentru datele de bază; t – fluaj tranzitoriu; s – fluaj secundar.

Încercare în laborator – Halit Diametru: 10.0 cm Înălțime: 25.0 cm Langer & Walner (1979)

Încercare la compresiune monoaxială Sarcina axială: N / A Temperatura: 27 ; 100 ; 150 ; 200 ; 300 °C

Încercare în laborator – Halit (New Mexico) Diametru: de 5 à 10 cm Hermann et al. (1980)

Încercare la compresiune triaxială Sarcina axială: 7 – 41 MPa Presiune de confinare: 0 – 21 MPa Temperatura: 22 ; 70 ; 100 ; 200 °C Timp: N / A

A = 1.4810-2 p = 3.3 ; Q = 45.2 kJ/mol   Q  s  A Sp exp     R 

Timp: N / A Durata după exploatare: variabilă (3 – 40 ani)

p

 S  Q  s  A   exp    G  R 

A = 9.0 / 29.510-12 G = 12.4 MPa; Q = 50.2 kJ/mol; R = 8.319 J/mol°K 

s  ASp

Încercare in situ Adâncime: 1250 m Prij & Mengelers (1980)

Rezultate convergență (Mina Asse – Germania); metoda elementului finit.

A = 3.6710-12 ; p = 5.5 Observații: t – timp (ore) ;  - temperatura (°K) ; S – deviator de tensiune (MPa).

42

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Dificultatea vine din faptul că deformaţia ce caracterizează finalul fazei tranzitorii nu a fost precizată şi aceasta constituie un punct slab al ipotezei fluajului staţionar.

O primă interpretare a acestor legi empirice de fluaj ne arată că fluajul este descris prin intermediul unor ecuaţii de tip liniar, putere şi exponenţial, ultimele par a fi adecvate din punct de vedere microcristalin, deoarece ele introduc şi influenţa energiei de activare [32].

Toate aceste legi sunt obţinute diferit unele faţă de altele, deoarece încercările au fost realizate în diferite condiţii de solicitare (monoaxial, triaxial, in situ). Legile de tip (1) şi (6) obţinute prin încercări la compresiune monoaxiale pot descrie fluajul tranzitoriu şi staţionar; ele consideră că temperatura nu are nici o influenţă asupra comportamentului reologic; deformaţia măsurată este axială, deci nici o informaţie asupra evoluţiei deformaţiilor volumetrice; aceste legi consideră că dilatanţa este nulă [32].

Legea de tip (2) obţinută plecând de la încercările la compresiune triaxiale în laborator pe sare artificială ia în considerare influenţa temperaturii asupra comportamentului sării, deformaţiile variind după o lege putere în funcţie de timp; ea poate să descrie atât fluajul tranzitoriu, cât şi fluajul staţionar; nu putem ştii dacă această lege exprimă variaţia deformaţiilor axiale, laterale sau volumetrice.

Legile de tip putere (3) şi (13) diferă prin maniera de realizare a încercărilor (compresiune monoaxială, respectiv triaxială), condiţiile de temperatură fiind aceleaşi; în acest caz, deformaţia depinde de temperatură şi deviatorul de tensiune, deci aceste legi admit existenţa dilatanţei; ele descriu fluajul tranzitoriu.

Legile de tip putere (4) şi (7) obţinute prin încercări monoaxiale şi triaxiale în compresiune arată dependenţa deformaţiei de deviatorul de tensiune – fenomenul de dilatanţă este considerat; exclud însă dependenţa comportamentului de temperatură. Legile de tip exponenţial (5), (12) şi logaritmic (11) obţinute prin încercări in situ la adâncime medie şi mare pot fi valabile, însă numai în condiţiile precizate în tabelul 3.5 şi ele exprimă variaţia deformaţiilor în jurul unei cavităţi subterane [32].

Legile de tip (8), (9), (10), (18) obţinute prin încercări de laborator în compresiune monoaxială şi încercări in situ, arată dependenţa deformaţiei de deviatorul de tensiune; ele descriu fluajul staţionar al sării; pentru încercările in situ se poate considera totodată o anumită influenţă a adâncimii asupra comportamentului sării din jurul unei cavităţi. Legile de tip exponenţial (14)  (17) descriu fluajul tranzitoriu (legea (14) care exprimă de asemenea şi ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

influenţa timpului) şi staţionar al sării obţinut prin încercări de laborator la compresiune triaxială (numai legea (16) rezultă dintr-o încercare la compresiune monoaxială); încercările au fost realizate pe halit, parametrii ca: temperatura, presiunea de confinare şi sarcina axială fiind aproape aceeaşi [28], [29], [32].

Majoritatea acestor legi iau în considerare influenţa structurii asupra comportamentului la fluaj a sării. Totuşi, toate modelele propuse pentru sare sunt de acord asupra câtorva puncte. Toate aceste modele admit că deformaţia sub o sarcină constantă nu este limitată şi că ea nu tinde spre infinit dacă viteza sa descreşte şi în acelaşi timp, toate admit că pragul de curgere este foarte scăzut, chiar nul.

Aceste puncte comune prezintă importanţă pentru previziunea comportamentului pe termen lung a excavaţiilor subterane şi reduc divergenţa între diferite puncte de vedere [28], [29], [32]. Ele asigură de fapt, că dacă aceste excavaţii sunt supuse unei convergenţe libere, sub efectul presiunii interioare inferioară presiunii litostatice, convergenţa lor va fi până la închiderea completă a excavaţiilor.

4.2. Legi și modele reologice pentru sare Formularea diferitelor legi de comportament reologic existente în literatură este realizată, în general, în funcţie de tensorii tensiunilor, de vitezele de deformare şi de solicitare, de timp şi de temperatură. Legile de comportament pot corespunde fie modelelor empirice obţinute direct prin încercări de laborator (dar care nu sunt legi generale), fie pe modele analogice care exprimă diferite tipuri de comportament: elastic, plastic, vâscos, elasto-plastic, elasto-vâscos, elasto-vâscoplastic etc. (spre exemplu, modelele simple Hooke în combinaţie cu Newton, Maxwell, Kelvin – Voight sau modelele complexe Bingham, PoyntingThomson, Burgers etc.). Aceste tipuri de modele consideră că timpul are o influenţă importantă asupra comportamentului sistemelor materiale şi implicit a rocilor [1], [15], [16], [22], [32], [33].

Sarea gemă este caracterizată printr-o curbă de fluaj completă (fluaj primar, secundar şi terţiar), timpul de începere a fiecărei faze de fluaj, respectiv durata sa depinde de mărimea tensiunilor. În ceea ce priveşte principalele expresii a legilor relative la diferitele regimuri de fluaj menţionate în literatura de specialitate, acestea pot fi regrupate în următoarea manieră [28], [29], [32]: a) fluajul primar poate fi descris prin următoarele legi:  lege parabolică;  lege logaritmică;  lege exponenţială (lege putere);

43



 lege  p  f   , care exprimă viteza de fluaj în funcţie de deformaţie. Această lege a fost propusă de Munson şi Dawson în cazul fluajului metalelor şi care, după Langer, ar fi cel mai bine adaptată la problema sării; b) deformaţia înregistrată în stadiul fluajului secundar este mai uşor de descris şi se poate exprima prin următoarea relaţie:   Q  n   s  A exp     R T

(4)

unde: A – factor de structură care permite integrarea efectelor datorate variaţiilor structurale şi cele corespunzătoare prezenţei impurităţilor; Q – energia de activare; n – exponent; R – constanta universală a gazelor perfecte; T – temperatura;  - tensiunea normalizată,  

 eff ; *

c) dacă pentru fluajul primar se consideră o lege exponenţială şi pentru fluajul secundar forma (4) (dacă deformaţia elastică nu va fi luată în considerare), atunci fluajul spus global, rezultă din însumarea celor două tipuri de fluaj, adică:

 Q  n g  B exp     1  exp   m t    RT  Q  n  A exp    t  RT 

(5)

d) fluajul înregistrat în încercările triaxiale se poate exprima astfel: 

i 

 Q  m C exp    J 2 si RT  RT

unde: m = 2; J 2 



(6)



1 2 s 1  s 22  s 32 ; s i   i   0 ; 2

C – factor de structură. e) legea de comportament utilizată de Pouya pentru sarea de Ain:

 vp  t   B 1  e t   C t

(7)

în care: B, C şi β sunt constante dependente de condiţiile (σ, T) pentru fiecare încercări; primul termen corespunde fluajului primar (tranzitoriu) şi al doilea termen fluajului staţionar. Autorul precizează că această lege este una din cele mai des utilizate pentru modelarea fluajului sării şi că parametrii B, C şi β sunt dependenţi de durata încercării, însă aceste variaţii sunt foarte lente şi pot fi neglijate pentru durate mai mari de 750 ore. Valorile constantelor B şi C sunt aproximate în funcţie de T şi σ, conform următoarelor ecuaţii: 

Kp



Ks T

B  , T   b  m e

T

(8)

C  , T   c  m e Formularea diferitelor legi de comportament reologic existente în literatura de specialitate este realizată în general în funcție de tensorul tensiunilor, vitezelor de deformare și a tensiunilor, timp și temperatură (tabelul 3).

Tabelul 3. Parametrii obtinuti pentru diferite legi constitutive: Legea Parametrii constitutivă

(t)

Variabila internă

F   K

/

 (t)  (t  t)    (t)  

, , K

Lege putere tranzitoriu

, , K

 F  1 0   K  t dt

Norton Hoff Lege putere

A, 

 A F dt

44

Observații și rezultate 

Lemaître

Munson Dawson







t

t





 F(t  t)  1   (t  t) t K  

A F (t  t) t

0

t A1,  1, B1 G(t  t) s (t  t) t A2,  2, B2 0 G s dt   (G  1) s F0,  cu: cu: K0, C, m, q 2    2 1 2      (t  t)   exp    1    w,  w F  F exp    1       s  A1    A 2  c   c     r, r        G 1  2  G(t   t)  2    A1, A2, B1 2        (t  t)    exp    1    et B2 sunt  1   q  F  F0   exp       c       H  B1  B2  sinh   c   funcții de         temperatură

1 : ecruisaj 1 : atenuare  = 0.295  = 4.23 K = 17.7 bar 1 : ecruisaj 1 : atenuare F = ct. Identic cu legea lui Lemaître A = 0.015  = 3.70 Caz special al legii lui Lemaître și a legii putere tranzitoriu, dacă =1  = 0.933  = 3.325 K = 23.94 Consideră mecanismele multiple de fluaj și două stadii de fluaj (tranzitoriu și staționar); fluajul staționar este descris printr-o lege putere combinată.

A1=1.077x1016 (/d) 1 = 5.2 B1=5.2583x1017 (/d) A2=5.627x1016 (/d) 2 = 5.0 B2=2.6214x109 (/d)

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

m

 F c  K 0 exp(CT)     F   w   w log   

 F   r   r log   

Diferenţa fundamentală dintre aceste legi de comportament apare din modul în care se consideră comportamentul sării, adică sarea prezintă sau nu o deformație de ecruisaj. Spre exemplu, această diferență apare clar în cazul legii de tip putere Norton – Hoff (fără ecruisaj) și celelalte legi prezentate.

Unele modele consideră că deformația de ecruisaj este funcție de deformația la un timp dat și deci depinde indirect de timp, comparativ cu legea putere a fluajului tranzitoriu în care această deformație este strict legată de timp [26], [27].

Legea lui Norton este un caz particular al legii lui Lemaître pentru m = 1 și a fost formulată în configurație monoaxială; generalizare acesteia în triaxial este exprimată în același mod ca și legea lui Lemaître.

5. Discuții referitoare la modelele dezvoltate pentru sarea gemă Vom prezenta un scurt rezumat al opiniilor personale asupra diferitelor modele dezvoltate pentru sare.

Modelul lui Pouya permite explicarea aspectelor comportamentului rezultat numai din deformarea granulelor şi interacţiunilor mutuale ale acestora. Legea de comportament propusă este obţinută plecând de la un model de fluaj staţionar, completat de un fluaj tranzitoriu exponenţial.

Modelul bazat pe formularea lui Boltzmann, reprezintă destul de bine fluajul sării oricare ar fi deviatorul de tensiune, dacă temperatura este ridicată. La temperatură medie şi pentru deviatori mari de tensiuni, această formulare pare să fie uşor insuficientă. Legea Norton – Hoff de tip putere utilizată în toată lumea, descrie faza fluajului tranzitoriu; ea consideră că peste această fază viteza de fluaj se stabilizează.

Legea lui J. Lemaître, utilizată cu precădere în Franţa şi într-o mai mică măsură în Germania, descrie fenomenul de ecruisare continuu legat de descreşterea vitezei de fluaj. Această lege nu face deosebirea între fluajul tranzitoriu şi fluajul secundar, ea considerând că viteza de fluaj se diminuează foarte lent în timp. În acest caz, deformaţia vâscoplastică depinde de asemenea de viteza de deformare. Predicţiile obţinute cu modelul lui Lemaître sunt bune pentru fluaj oricare ar fi durata încercării, temperatura sau deviatorul tensiunilor. Un asemenea model ajustat pentru o încercare ciclică în tracţiune dă parametrii de acelaşi ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

(t  t)  (t) 

G(t  t)  1 s (t  t) t G(t+t) et (t+t) trebuie să fie calculate printr-o schemă implicită

F = 205.7 bar  = 124000 bar K0=6.275x1011 (/d) C = 0.009198 M = 3.0 Q = 5335.0 w = 17.37 , w = -7.2

ordin ca şi cei rezultaţi din modelul Lemaître ajustat în cazul unei încercări la fluaj în compresiune; Modelul lui Robinson tratează numai deformaţiile neelastice prin intermediul legii cinetice care include o variabilă de ecruisare izotropă şi alta direcţională sau de ecruisare cinematică.

Modelul lui Munson – Dawson fondat pe baza legii deformaţiei de ecruisare (principiul superpoziţiei – Boltzmann), descrie variaţia componentei fluajului tranzitoriu în urma descreşterii vitezei de fluaj şi componenta fluajului secundar la o viteză de fluaj constantă. Avantajul modelului lui Munson – Dawson este că poate modela comportamentul la fluaj pentru diferite grade de solicitare şi la diferite temperaturi.

Modelul lui Garofalo stabilit în funcţie de puterea sinusului hiperbolic a deviatorului, reprezintă bine şi pare adecvat în estimarea comportamentului reologic a sării de Etrez şi Varangéville, fiind un model capabil să prezică revenirea parţială.

Modelul Suvic este un model unificat cu variabile de stare interne, formulat pentru regimul ductil şi semifragil, în care deformaţia neelastică este slab influenţată de fenomenul de microfisurare. Se consideră influenţa istoriei solicitării asupra deformaţiei. Acest model reuşeşte să reprezinte un mare număr de parametrii ai sării, însă necesită un anumit cost în laborator. Prezintă avantajul de a fi bazat pe consideraţii fizice, ceea ce îl apropie de comportamentul real al sării.

Modelul compozit al deformaţiei plastice în funcţie de heterogenitatea structurii dislocaţiei, capabil să prevadă comportamentul reologic şi termomecanic a sării pe termen lung în jurul unei cavităţi de stocare subterană, model bazat pe microstructura şi mecanismele fizice de deformare.

Ecuaţia constitutivă de comportament exprimă fluajul tranzitoriu şi fluajul staţionar, modificările volumice ireversibile (dilatanţa şi / sau compresibilitatea) în timpul fluajului, ecruisarea şi microfisurarea induse prin fluaj şi ruperea. Acest model oferă posibilitatea de a cunoaşte zona din jurul unei cavităţi subterane în care fenomenul de microfisurare devine posibil şi progresiv şi totodată, modul de propagare a fisurilor în masivul de rocă.

Modelul compozit poate fi folosit în general în cazul rocilor cristaline.

O diferenţă fundamentală între aceste modele sau legi de comportament constă în luarea în 45

considerare sau nu a deformaţiei de ecruisare. Spre exemplu, o asemenea diferenţă apare clar în cazul legii de tip putere Norton – Hoff (fără ecruisare) şi celelalte legi prezentate. Se observă, pentru majoritatea modelelor, că ele nu consideră fenomenul de dilatanţă. De fapt, încercările triaxiale rapide asupra sării demonstrează faptul că deformaţiile laterale pot depăşi deformaţiile axiale, adică sarea este caracterizată prin dilatanţă. Ea se constituie indicatorul eficient al apariţiei microfisurării, fenomen conducând la creşterea semnificativă a permeabilităţii sării şi deci la diminuarea etanşeităţii iniţiale a acesteia, fenomen care nu poate fi neglijat în analiza stabilităţii lucrărilor subterane executate în masive de sare. În literatură regăsim puţine informaţii şi date experimentale referitoare la relaxare. Diferenţa între valorile parametrilor reologici obţinuţi prin încercările la fluaj şi respectiv la relaxare poate să apară fie prin neluarea în considerare a salturilor pe care le înregistrează deformaţia la modificarea deviatorului de tensiune, fie prin maniera de a realiza încercarea (spre exemplu, fluajul în compresiune şi relaxarea în tracţiune) sau chiar şi prin dependenţa parametrilor de durata încercării. Cunoaşterea aspectelor fenomenologice ale fluajului şi relaxării plecând de la încercările experimentale oferă posibilitatea de a stabili ecuaţiile matematice care exprimă influenţa diferiţilor parametrii asupra comportamentului reologic. Validarea unei legi de comportament şi calculul parametrilor implicaţi în ecuaţia constitutivă, depinde foarte mult de rezultatele obţinute experimental şi / sau in situ.

Interpretarea fizică a parametrilor reologici experimentali trebuie să fie realizată prin intermediul teoriilor cantitative de fluaj, bazate pe micro şi macromecanismele cunoscute.

O sursă importantă de informare este încercarea de fluaj: unei epruvete de rocă cilindrică i se aplică o sarcină axială constantă (încercare monoaxială) completată eventual prin presiunea unui fluid (sau confinare) exercitată pe suprafaţa laterală a epruvetei (încercare triaxială). Se observă un răspuns elastic instantaneu, după care, prin menţinerea în continuare a sarcinii mecanice, o continuare a deformării axiale a epruvetei. Viteza de deformare descreşte la început, timp de câteva săptămâni (fluaj primar sau tranzitoriu) şi tinde spre o valoare aproape constantă (fluaj secundar sau stabilizat, numit „steady-state” în engleză). O serie de cercetători estimează că viteza continuă să descrească lent, chiar şi în timpul acestei faze (ecruisajul sării geme), însă majoritatea autorilor estimează că această viteză rămâne constantă, afirmaţie făcută plecând de la argumentele fondate pe micromecanismele produse în timpul deformării [eu]. O dovadă experimentală care să definitiveze existenţa unui fluaj stabilizat, ar 46

necesita fără îndoială încercări foarte lungi (chiar de ordinul deceniului) şi care, desigur că sunt inaccesibile. Măsurători ale deformării pilierilor, efectuate în mine de sare, pe o perioadă de 30 de ani de la terminarea exploatării, au pus de asemenea în evidenţă faptul că pilierii au înregistrat o evoluţie în stil tranzitoriu, pe o perioadă de 15 ani, caracterizată printr-o viteză de fracturare descrescătoare, după care, viteza foarte scăzută (ca mărime), a atins o valoare constantă, care invocă practic fluajul secundar. De fapt, intervine şi forma concretă a sarcinii aplicate, care trebuie să ne îndrume spre formularea corectă a legii de comportament: dacă structura este supusă, perioade îndelungate de timp, la solicitări practic constante (mine abandonate, stocaje de hidrocarburi lichide, chiar de deşeuri), este logic de a privilegia fluajul stabilizat şi de a neglija faza tranzitorie. Din contră, situaţiile mai complexe (stocare de gaz natural supus ciclurilor frecvente de injectare şi extragere), ne „invită” la o analiză detaliată a comportamentului tranzitoriu. O lege de comportament corectă este, întotdeauna, o schematizare, care trebuie să fie ghidată către natura particulară a lucrării pentru care ea va fi utilizată.

Faza „secundară” a atras atenţia numeroşilor cercetători, datorită importanţei practice pe care o are în cazul lucrărilor subterane şi se pare, că s-a stabilit un acord asupra câtorva idei (figura 3): - nu există „prag” de apariţie a fluajului, pe care să-l punem în evidenţă, chiar şi sub încărcări mai mici de 0,1 MPa. Absenţa unui asemenea prag sau criteriu de apariţie a vâsco-plasticităţii, dovedeşte comportamentul unui fluid şi explică existenţa frecventă a fenomenelor geologice caracterizate de deformaţii foarte mari ale sării, aşa cum sunt domurile sau diapirele;

Fig. 3 Curbe deformare – timp şi viteză de deformare – timp, cu marcarea răspunsurilor tranzitorii (T) şi stabilizate (S); sarcina aplicată este constantă [19] - în urma unui fluaj stabilizat (secundar), viteza de deformare este o funcţie neliniară de tensiunea axială aplicată sau, în cazul unei încercări triaxiale, numai de diferenţa dintre tensiunea axială aplicată şi presiunea de confinare (laterală). În general, trasând curba care reprezintă viteza de fluaj Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

stabilizat în funcţie de tensiunea aplicată, într-o diagramă logaritmică „log – log”, se stabileşte că viteza de deformare a sării este proporţională cu o putere „n” a tensiunii aplicate, exponentul n fiind tipic cuprins între 3 şi 6 (legea de tip putere sau legea lui Norton – Hoff). În practică, deseori se determină exponentul n în urma efectuării încercărilor „multipalier” (fluaj în trepte): se creşte etapizat tensiunea aplicată, aşteptând să se atingă, pentru fiecare palier, regimul stabilizat [19].

Temperatura la care se efectuează încercarea joacă un rol important: dacă se creşte temperatura cu 100 oC, viteza de deformare poate să crească de la 10 la 102. Se constată totodată, în urma unei încercări monoaxiale, atunci când faţa laterală este în contact cu aerul atmosferic (mediul ambiant), efectul higrometriei, adică al umidităţii aerului. Viteza de deformare se poate modifica de până la de două ori, atunci când umiditatea variază în spectrul de valori posibile. Aceste remarci arată importanţa verificării condiţiilor de încercare.

Aceste caracteristici principale prezentate, pot fi rezumate prin următoarea expresie a vitezei de deformare monoaxială (contracţiile şi compresiunile sunt negative):

 Q  n  (9)   T  t  A exp   E R T Primii doi termeni din membrul drept reprezintă deformaţiile termoelastice; al treilea termen este deformaţia tranzitorie, pe care nu am descris-o aici, dar care în timp tinde spre zero, atunci când sarcina este menţinută constantă. În acest model foarte simplu, în condiţiile în care  este cuprins între 5 MPa şi 15 MPa, temperatura T variază în limitele valorilor de 300 K şi 400 K, iar pentru a descrie fluajul stabilizat sunt suficiente trei constante (A, Q/R, n). Legea de fluaj stabilizat arată clar că adâncimea la care se află o lucrare va avea o influenţă considerabilă asupra comportamentului său, deoarece ea face ca intensitatea tensiunii aplicate () şi a temperaturii (T) să crească.

Generalizarea legii de fluaj la o stare tridimensională se realizează admiţând că fluajul are loc la volum constant (ceea ce înseamnă că tr   0 ); 

tensiunea echivalentă deviatorică,

3 J 2 , joacă un rol

echivalent celui pe care îl are tensiunea  în cazul unei încercări monoaxiale.

Categoric că descrierea făcută anterior nu epuizează complexitatea modului de comportare al sării, însă este totuşi utilă în cazul lucrărilor pentru care istoricul încărcării este destul de simplu (mine, stocaje de produse petroliere menţinute la presiune constantă). Încercarea de descărcare parţială ilustrează practic această complexitate; ea constă în realizarea unei încercări de fluaj, apoi, atunci când ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

este atins fluajul stabilizat, în reducerea tensiunii axiale aplicate (sau, în general, a tensiunii echivalente deviatorice) de la 20 % la 50 % (figura 4).

Fig. 4 Curbele deformaţie – timp şi viteză de deformare – timp, pe care se disting răspunsurile elastice (E), tranzitorii (T) şi stabilizate (S) – cazul unei descărcări parţiale; sarcina aplicată este redusă la momentul t0 [19].

Se observă, după descărcarea elastică, o fază de fluaj cu dilatare axială (evident că, un eşantion supus la compresiune axială se deformează, înregistrând scurtări pe verticală şi alungiri pe orizontală). În continuare, viteza de deformare care iniţial este pozitivă, scade progresiv (contracţiile sunt negative), până când atinge viteza de fluaj stabilizat (negativă), corespunzând noii tensiuni aplicate. Trecerea către acest nou regim stabilizat poate fi extrem de mare ca durată; vorbim atunci de ezitare la fluaj [19].

Acest fenomen poate prezenta importanţă în practică, spre exemplu, în cazul încercărilor de etanşeitate a cavernelor de stocare. La începutul încercării, se creşte sensibil presiunea fluidului, pentru care se va urmări ulterior evoluţia sa în vederea verificării etanşeităţii. Sarea este astfel supusă, la începutul încercării, la o reducere a tensiunii deviatorice şi cavitatea îşi măreşte volumul pe o perioadă de mai multe zile, provocând o scădere bruscă a presiunii fluidului conţinut de aceasta şi în consecinţă, iluzia unei pierderi de fluid.

Fenomenul trebuie modelat prin introducerea unei variabile interne, care ţine seama de ecruisarea cinematică. Această metodologie permite abordarea celei de-a treia probleme, adică efectul încărcărilor ciclice, nesimetrice. În situaţia acestor încărcări, valoarea medie a tensiunii aplicate nu este nulă, iar amplitudinea ciclurilor este aceea în care epruveta nu este niciodată supusă la o întindere (tracţiune).

Modelele simple, aşa cum este modelul propus de J. Lemaître pentru metale:

   T   vp E  Q  m n  vp  A exp     vp   RT



(10)

,

m 1 47

care oferă o reprezentare destul de corectă a fluajului tranzitoriu, ţin seama, am putea afirma într-o manieră convenabilă, de rezultatele încercărilor ciclice sau a fazelor tranzitorii ale încercărilor de fluaj în trepte de tensiune sau de temperatură.

Aceste modele, permit stabilirea comportamentului golurilor subterane (cavernelor) supuse la presiuni variabile (aşa cum ar fi spre exemplu, cele folosite la stocarea gazului natural), cu rezultate într-un acord destul de bun cu variaţiile de volum observate.

O modelare mai precisă ar impune însă includerea unei combinaţii de ecruisaj cinematic şi izotrop, caz în care modelele vor necesita determinarea unui număr mare de parametrii. Cum însă, în general, nu se dispune decât de determinări relativ „grosiere” ale comportamentului real al unei lucrări subterane, de cele mai multe ori este foarte greu să fie complet validate modele sofisticate, mai ales ţinând seama şi de faptul că rezultatele încercărilor de laborator sunt deseori dispersate. Se ajunge totodată, la o dificultate comună ansamblului mecanicii rocilor, şi anume: încercările de laborator şi calculele numerice au cunoscut o dezvoltare impresionantă (şi de ce să nu recunoaştem aici, ele sunt, în multe situaţii, mai puţin costisitoare) comparativ cu încercările in situ; o mare parte însă a previziunilor efectuate sau stabilite într-o situaţie sau alta nu pot fi verificate cu o precizie mare.

Pentru a concluziona, am indica aici câteva din tendinţele actuale ale cercetării: fluajul sub o solicitare (încărcare) mică (de ordinul  < 3 MPa, T = 300 K), pare să se realizeze la viteze mai mari decât cele pe care le prevede extrapolarea legii de fluaj stabilizat (relaţia 9), cu consecinţe practice importante. Pe de altă parte, am spus că fluajul stabilizat avea loc fără variaţie de volum: de fapt, dacă tensiunile aplicate ies (sau depăşesc) dintr-un domeniu descris printr-un criteriu de formă parabolică în planul lui Mohr, atunci apare o dilatanţă asociată cu o microfisurare difuză a materialului. Efectul acesteia este de a creşte spectaculos influenţa higrometriei (a umidităţii) ambiante sau a permeabilităţii sării, cu consecinţe practice importante, întrucât permeabilitatea sării este una din calităţile sale esenţiale pentru care este exploatată în anumite scopuri.

Raporturile dintre starea de tensiune, presiunea fluidului din pori şi permeabilitate, constituie un subiect important al cercetărilor actuale, legate de problema depozitării deşeurilor lichide în cavităţile subterane [8], [21], [26]; [27]. [32].

5. Concluzii privind comportamentul reologic a sării De multe ori se afirmă că răspunsul materialelor la o solicitare mecanică a fost instantaneu (chiar dacă acest răspuns ar fi putut 48

depinde de calea urmată până la starea actuală considerată). De fapt, frecvent se observă, atât în laborator, dar mai ales în lucrările subterane, o serie de efecte neelastice. Printre materialele sau mai corect, rocile care prezintă asemenea efecte, sarea constituie exemplul cel mai mult studiat, datorită, în special, numeroaselor lucrări subterane (foraje, exploatarea sării, stocaje subterane) realizate în formaţiunile subterane salifere. Comportamentul acestui material este foarte complex şi, aşa cum se ştie, în realitate inginerul nu are ambiţia necesară de a descrie acest comportament într-o manieră exhaustivă; inginerul încearcă să determine o relaţie de comportament în interiorul unui anumit domeniu de tensiuni, temperaturi, căi de solicitare care sunt utile pentru problema concretă pe care el caută să o rezolve [32].

Pentru a obţine ecuaţia de stare care descrie comportamentul reologic, trebuie să stabilim de la început particularităţile comportamentului mecanic al sării, adică:  neliniaritatea tensiune – deformare sub acţiunea unei solicitări constante;  variaţia deformaţiei la fluaj la sarcină constantă;  prezenţa microfisuraţiei şi în consecinţă, creşterea de volum, fenomene care depind de dilatanţă.

Curba caracteristică tensiune – deformare oferă posibilitatea încadrării rocilor într-o anumită clasă de comportament; aceasta este utilă şi pentru alegerea legii de comportament reologic. Studiile efectuate pe sare arată că aceasta prezintă un comportament elasto – vâscoplastic. Se observă în mod curent cele trei faze de fluaj cu o curgere plastică – neelastică, ce se produce uneori cu dilatanţă; chiar pentru acelaşi nivel de tensiune deformaţiile neelastice – reologice pot fi superioare deformaţiilor instantanee şi se caracterizează printro ireversibilitate cvasitotală. Pentru a putea cunoaşte comportamentul real şi pentru a stabili corect legea de comportament a sării, trebuie să analizăm factorii sau parametrii care influenţează comportamentul sării şi efectele mecanice pe care le determină aceşti parametrii (figura 5) [21].

Analogia curbei de fluaj a sării geme cu cea a metalelor a determinat cercetătorii să considere pentru fluajul sării (fără rupere) două faze (sau stadii) principale: tranzitorie şi staţionară, ultima prezentând în principal interes (de fapt, faza fluajului staţionar sau secundar sau stabilizat interesează în mod practic în analiza stabilităţii pe termen lung a oricărei lucrări subterane). Prin urmare, aceştia estimează că fluajul sării trebuie să prezinte aceleaşi proprietăţi ca şi în faza secundară a fluajului metalelor, adică: omogenitate şi izotropie; deformare cu volum constant; numai influenţa deviatorului de tensiune.

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Fig. 5 Efecte mecanice şi parametrii de influenţă asupra comportamentului la deformare a unui eşantion de sare gemă [21].

Dacă sarea este supusă unei tensiuni constante, după ce a înregistrat o fază de fluaj descrescător corespunzătoare fazei fluajului tranzitoriu, sarea tinde spre un regim caracterizat de o viteză de deformare constantă. Cu toate acestea, reamintim că există o controversă în ceea ce priveşte deosebirea între cele două faze de fluaj.

Numeroasele studii existente în literatură prezintă micromecanismele capabile să declanşeze deformare sării. Sarea este o rocă policristalină constituită din cristale de NaCl, în structura sa atomică prezentând defecte sau dislocaţii. La punerea sub sarcină a sării, în starea iniţială, structura dislocaţiilor se modifică foarte puţin, după care ea devine aproape heterogenă la începutul fazei tranzitorii, începe să se producă o deformare şi dislocaţiile se deplasează spre o stare stabilă. Una din mişcările realizate de dislocaţii este alunecarea, fenomen care apare la fluajul staţionar, în condiţii de temperaturi scăzute şi solicitări importante. Dacă dislocaţiile întâlnesc în calea lor obstacole, atunci discutăm de creşteri ale dislocaţiilor, fenomen care produce poligonizaţia cristalelor. Acesta este caracteristic temperaturilor mai mari de 100 oC şi tensiunilor scăzute (după diminuarea valorii tensiunii care a permis alunecarea dislocaţiilor).

Alte fenomene care produc deformaţii, sunt: difuzia, care determină o deformaţie plastică; recristalizarea, corespunzând în principal generării şi deplasării frontierelor intergranulare.

Fenomenele microscopice şi diferitele caracteristici macroscopice ale fluajului sării sunt influenţate de factorii externi, cum sunt: temperatura; higrometria (prezenţa unui fluid, în special saramura); tensiunile sau viteza de solicitare (prin tensorul şi deviatorul tensiunilor); anizotropia; timpul.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Influenţa tensiunii de confinare a făcut obiectul multor discuţii în studiul reologiei sării în laborator.

Se afirmă că, cu cât tensiunea de confinare este mai mare, cu atât procentul de deformare este mai scăzut, în particular în faza fluajului tranzitoriu, fenomen care pare să se estompeze în faza secundară.

Valoarea de 3,5 MPa considerată pragul de tensiune de la care procentul de deformare este în principal în funcţie de deviatorul de tensiune. Dacă se consideră că sarea se deformează fără microfisurare, se pare că numai deviatorul tensiunilor are o influenţă reală asupra deformaţiilor. În mod obişnuit, efectul tensiunii de confinare este neglijat în formularea legii de comportament reologic a sării.

Sarea pare să prezinte o memorie a solicitării suferită ulterior. Istoriile termomecanice cele mai recente influenţează avantajos deformaţia în curs.

După o anumită perioadă de timp sarea va uita aceste istorii, deci ea reprezintă un material fără memorie.

Studiile la scări micro şi macroscopice au permis identificarea caracteristicilor comportamentului reologic a sării în laborator şi dezvoltarea de diferite modele reologice de comportament.

Principalele caracteristici ale sării în laborator, sunt: fluajul; tendinţa de ecruisare sub sarcină; revenirea sau descărcarea; relaxarea; memoria. În raport cu tipul de micromecanism sau tipul de fluaj considerat, legile de comportament pentru sare pot fi divizate în trei clase: (1) legi logaritmice sau exponenţiale care modelează fazele de fluaj tranzitoriu şi staţionar; (2) legi putere, care descriu faza fluajului staţionar şi de asemenea ecruisarea; (3) legi sinus hiperbolic, inspirate din fenomenele microstructurale responsabile de apariţia şi dezvoltarea deformaţiei. Ele modelează fluajul staţionar sau ecruisarea.

Formularea diferitelor legi de comportament este realizată în general în funcţie de tensorii tensiunilor, ai vitezelor de deformaţii şi de tensiuni, de timp şi de temperatură. Legile de comportament pot corespunde fie modelelor empirice (dar care nu sunt legi generale) obţinute direct prin încercări de laborator, fie modelelor analogice care exprimă diferite tipuri de comportament: elastic, plastic, vâscos, elasto – plastic, elasto – vâscos, elasto – vâscoplastic etc. Ultimele modele consideră că timpul are o influenţă importantă asupra comportamentului rocilor.

Bibliografie 1. Allemandou, X., Dusseault, M. Procedures for cyclic creep testing of salt rock, results and discussions. In : Proc. Of the 3th Conference on Mechanical Behavior of Salt, M. Ghoreychi, P. Bérest, H. Hardy, M. Langer (Eds), PP. 207 – 218, Trans. Tech.

Publication, Clausthal, ISBN 0-87849-100-7 (1993)

49

2. Aubertin et al.

Le comportement rhéologique du sel : revue bibliographique. Rapport EPM / RT – 87 / 32. Ecole Polytechnique de Montreal (1997)

16. Griggs, D.T. Experimental flow of rocks under conditions favouring recrystallisation. Geol. Soc. Am. Bull., Vol. 51, S. 1001 – 1002 (1940).

3. Berest, P. et al.

Effets thermiques dans les cavités en couches salifères.

In : Proc. 4ème Congrès de la Société Internationale de Mécanique des Roches, Montreaux, Balkema, Rotterdam (1979).

17. Heard, H.C. Steady – state flow in polycrystaline halite at pressure of 2 kbars – in: Flow and fracture of Rocks. Geophys.

Monograph, No 16, Editors Hear, C.H. et al., AGU, S. 191 – 209, Washington (1972).

4. Blum, W. Stationäre Verformung von polykristallinem Natriumchlorid. Dissertation, Univ. Erlangen – Nürnberg (1969).

18. Herring, C. Diffusional viscosity oh a polycrystalline solide. J. Appl.

Phys., 21, S. 437 – 445 (1950)

5. Burke, P.M. High temperature creep of polycrystalline sodium chloride. Ph. D. dissrtation, 112 S., Stanford Univ., Stanford, California (1968).

6. Carter, N.L., Heard, H.C. Temperature and rate dependent deformation of halite.

Am. J. Science, 269, S. 193 – 249 (1970).

7. Charpentier, J.P. Prise en compte de la dispersion des caractéristiques différées du sel de Bresse. Rapport 624 RP G3S 91-003 (1991).

8. Chugh, Y.P. Viscoelastic behaviour of geologic materials under tensile stress. A.I.M.E., Vol. 256, S. 259 – 264. (1974) 9. Coble, R.L. A model for boundary diffusion controlled creep in polycrystalline materials. J. Appl. Phys., 34, S. 1679 – 1682 (1963).

10. Durup, J.G. Comparative Study of Certain Constitutive Laws used to Describe the Rheological Deformation of Salts. In : Salt Behavior III, p. 74 – 83 (1993).

11. Fairhurst, C.E., Hudson, J.A. Draft ISRM suggested method for the complete stressstrain curve for intact rock in uniaxial compression.

International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences. 36, pp 279-289 (1999).

12. Gloyna, E., Reynolds, T. Permeability measurements of rock salt. J. Geophys. Res., Vol. 66, No 11, PP 3913 – 3912 (1961).

13. Goodman, R.E., Ohnish, Y. Undrained shear testing of jointed rock. Rock Mechanics 5, pp 129-149 (1973).

14. Griffith, A.A. The phenomena of rupture and flow in solids. Phil. Trans.

Roy. Soc. London, A221 :163 – 198 (1920).

15. Griggs, D.T. Creep of rocks. Journ. Geology, 47, S. 225 – 251 (1939).

50

19. Homand, F., Duffaut, Berest, P. Manuel de mécanique des roches. Éditeur Paris: Les Presses de l'École des mines, Bibliothèque scientifique.

TA 706 C733 2000 1 (2000) 20. Houpert, F.E., Homand-Etienne, F. Influence de la température sur le comportement mécanique des roches. The 4th Int. Congress of Rock Mechanic (1979).

21. Hunsche, U., Humpel, A. Rocke salt – the mechanical properties of the host rock material for a radioactive waste repository. Engineering Geology 52, 271 – 291 (1999).

22. Kutter, H.K. Transient creep behaviour of Schilfsondstein in multistage loading and unloading tests, Proc. ISeM. Symp. Eurock 92 Chester 14 - 17 sept. 1992, Thomas Telford, London, 1992.

23. Langer, M., Kern, H. Temperatur- und belastungsabhängiges Deformations – verhalten von Salzgesteinen. Vortrag V. Int. Salzsymposium, Hamburg (im Druck) (1978).

24. Linder & Brady Memory Aspects of Salt Creep. Proc. Of the 1st Conf. on ’’The Mechanical Behaviour of Salt’’, Pensylvania State University (1981).

25. Pouya, A. Comportement rhéologique du sel gemme. Application à l’étude des excavations souterraines. Thèse de l’Ecole Nationale des Ponts et Chaussées, Paris (1991).

26. Stolle, D.F.E. Vâscoelasticity and plasticity numerical stability revisited. Proc. 3rd Int. Symp. On Numerical Models in Geomechanics, Niagara Falls 8-11 May 1989, Elserer Applied Scien., London, (1989).

27. Stormont, J.C., Howard, C.L., Daemen, J.J.K. Changes in rock salt permeability due to nearby excavation, Rock Mechanics as a Multidiciplinary Science, Roeggiers (Ed.), PP 899 – 907, Rotterdam.

(1991).

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

28. Toderaş, M. Comportement des ouvrages souterrains dans le sel.

Séminaire International Sciences et Ingénierie des Ressources, Procédés, Produits, Environnement, 8 – 9 avril ISBN 2-9518564-0-7, INPL Nancy, France (2003).

29. Toderaş, M. Le comportement du sel synthèse bibliographique, Laego, INPL, Nancy, France, Juillet (2003).

30. Toderaş, M. Rocks rheology in the stability of underground mining works. Study case: Sedimentary rocks from Jiu Valley, Romania. Saarbrücken, Germany - Scholars' Press International Publishing House, Lambert Academic Publishing, OmniScriptum GmbH & Co. KG Germany, ISBN 978-3-639-76796-4. 549 pg., (2015).

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

31. Toderaş, M. Mecanica rocilor, pământurilor şi construcţii subterane.

Editura Universitas, Petroşani, ISBN 978-973-741-381-9, 1167 pg., Vol.I-II, (2014).

32. Toderaș, M., Danciu, C. Stability analysis methods of underground mining works.

Lambert Academic Publishing. International Publishing House, OmniScriptum Management GmbH, Bahnhofstraße 28, D-66111 Saarbrücken. ISBN 978-6202-19847-9, 380 pg., (2017) 33. Todorescu, A. Reologia rocilor. Editura Tehnica, Bucuresti. (1986).

34. Yahya, O.M.L., Aubertin, M., Julien, M.R. A unified representation of the plasticity, creep and relaxation behavior of rocksalt. Int. J. of Rock Mech. & Min. Sci. 37, pg. 787 – 800 (2000)

51

POSIBILITÄ&#x201A;Č&#x161;I DE TRANSCALCULARE A COORDONATELOR Ă&#x17D;NTRE SISTEMELE DE PROIECČ&#x161;IE STEREOGRAFIC Č&#x2DC;I CENTRAL Ofelia-Larisa FILIP* Rezumat: LucrÄ&#x192;rile de geodezie Č&#x2122;i topografie sunt executate folosind sistemul de proiecČ&#x203A;ie stereografic cu plan secant. Ă&#x17D;n acest sistem un punct situat pe suprafaČ&#x203A;a topograficÄ&#x192; se reprezintÄ&#x192; printr-un punct. Sunt ĂŽnsÄ&#x192; lucrÄ&#x192;ri inginereČ&#x2122;ti (minere, hidrotehnice, transport) verticale care fac legÄ&#x192;tura suprafeČ&#x203A;ei cu subteranul Č&#x2122;i a cÄ&#x192;ror axÄ&#x192; se prezintÄ&#x192; prin douÄ&#x192; puncte. Reperentarea acestor lucrÄ&#x192;ri printr-un singur punct este posibilÄ&#x192; dacÄ&#x192; se foloseČ&#x2122;te proiecČ&#x203A;ia centralÄ&#x192;. Se impune un studiu al acestor proiecČ&#x203A;ii pentru cÄ&#x192; sunt calitativ diferite.

1. Introducere ProiecČ&#x203A;iile stereograficÄ&#x192; Č&#x2122;i centralÄ&#x192; fac parte din grupul proiecČ&#x203A;iilor azimutale orizontale perspective, proiecČ&#x203A;ii care se preteazÄ&#x192; ĂŽn condiČ&#x203A;ii foarte bune la reprezentarea ĂŽn plan a suprafeČ&#x203A;elor cu perimetrul circular ĂŽn cazul lucrÄ&#x192;rilor de ĂŽntindere micÄ&#x192; cum ar fi: oraČ&#x2122;e, lucrÄ&#x192;ri industriale, etc. AČ&#x2122;a sunt Č&#x2122;i bazinele miniere care au ĂŽnsÄ&#x192;Č&#x2122;i, o extindere pe verticalÄ&#x192;. Dar cele douÄ&#x192; proiecČ&#x203A;ii au calitÄ&#x192;Č&#x203A;i diferite. ProiecČ&#x203A;ia stereograficÄ&#x192; este conformÄ&#x192; Č&#x2122;i cu deformaČ&#x203A;ii liniare mici, proiecČ&#x203A;ia centralÄ&#x192; este arbitrarÄ&#x192;.

Pe de altÄ&#x192; parte proiecČ&#x203A;ia stereograficÄ&#x192; fiind conformÄ&#x192; existÄ&#x192; posibilitatea transcalculÄ&#x192;rii coordonatelor ĂŽntre diferite sisteme de reprezentare conforme. Č&#x2DC;i totuČ&#x2122;i pentru avantajul menČ&#x203A;ionat al proiecČ&#x203A;iei centrale ĂŽn activitatea topograficÄ&#x192; minierÄ&#x192;, aceasta este folositÄ&#x192;. Ca urmare, ĂŽn continuare se fac analize care urmeazÄ&#x192;.

- u â&#x20AC;&#x201C; unghiul ĂŽn planul de proiecČ&#x203A;ie pe care ĂŽl face direcČ&#x203A;ia de la centrul proiecČ&#x203A;iei la un punct oarecare P cu axa x-lor - v â&#x20AC;&#x201C; unghiul la centrul sferei corespunzÄ&#x192;tor arcului PC

2. Transcalcularea coordonatelor din proiecČ&#x203A;ia centralÄ&#x192; ĂŽn proiecČ&#x203A;ia stereograficÄ&#x192;.

Deducerea relaČ&#x203A;iilor de transcalculare se face prin metodele: - AnaliticÄ&#x192; - GeometricÄ&#x192;

EgalitÄ&#x192;Č&#x203A;ilor (1) le corespund proiecČ&#x203A;iilor care se transcalculeazÄ&#x192;. Ă&#x17D;n proiecČ&#x203A;ia centralÄ&#x192; pentru care: đ??ˇ = 0; đ??ž = đ?&#x2018;&#x2026; egalitÄ&#x192;Č&#x203A;ile sunt: đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;˘ đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;? = cos đ?&#x2018;Ł (2) đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł sin đ?&#x2018;˘ đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;? = cos đ?&#x2018;Ł

2.1. Deducerea analiticÄ&#x192; a formulelor de transcalculare Expresiile generale ale proiecČ&#x203A;iei orizontale (figura 1) perspective sunt: đ??žđ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;˘ đ?&#x2018;Ľ= đ??ˇ + đ?&#x2018;&#x2026; cos đ?&#x2018;Ł (1) đ??žđ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł sin đ?&#x2018;˘ đ?&#x2018;Ś= đ??ˇ + đ?&#x2018;&#x2026; cos đ?&#x2018;Ł ĂŽn care: - K â&#x20AC;&#x201C; distanČ&#x203A;a de la punctul de vedere đ?&#x2018;&#x201A;1 la centrul proiecČ&#x203A;iei C - R â&#x20AC;&#x201C; raza medie a sferei Gauss đ?&#x2018;&#x2026; = â&#x2C6;&#x161;đ?&#x2018;&#x20AC;đ?&#x2018; - D â&#x20AC;&#x201C; distanČ&#x203A;a de centrul sferei pânÄ&#x192; la centrul proiecČ&#x203A;iei

Fig. 1

Ă&#x17D;n proiecČ&#x203A;ia stereograficÄ&#x192; pentru care: đ??ˇ = đ?&#x2018;&#x2026;; đ??ž = 2đ?&#x2018;&#x2026; egalitÄ&#x192;Č&#x203A;ile sunt: 2đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;˘ đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018; = 1 + cos đ?&#x2018;Ł (3) 2đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł sin đ?&#x2018;˘ đ?&#x2018;Śđ?&#x2018; = 1 + cos đ?&#x2018;Ł EgalitÄ&#x192;Č&#x203A;ile (2) Č&#x2122;i (3) pot fi scrise sub forma: đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;˘ = đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;? cos đ?&#x2018;Ł (2ď&#x201A;˘)

* Conf.dr.ing., Universitatea din PetroČ&#x2122;ani 52

đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł sin đ?&#x2018;˘ = đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;? cos đ?&#x2018;Ł Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;˘ =

đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; (1 + cos đ?&#x2018;Ł) 2

đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;&#x2026; sin đ?&#x2018;Ł sin đ?&#x2018;˘ = (1 + cos đ?&#x2018;Ł) 2

(3ď&#x201A;˘)

Egalând grupurile de egalitÄ&#x192;Č&#x203A;i (2ď&#x201A;˘) Č&#x2122;i (3ď&#x201A;˘) rezultÄ&#x192;: đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;? cos đ?&#x2018;Ł = (1 + cos đ?&#x2018;Ł) 2 (4) đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;? cos đ?&#x2018;Ł = (1 + cos đ?&#x2018;Ł) 2 sau: đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;? =

đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; 1 + cos đ?&#x2018;Ł â&#x2C6;&#x2122; 2 cos đ?&#x2018;Ł

Fig. 2 Egalând (10ď&#x201A;˘) cu (11ď&#x201A;˘) obČ&#x203A;inem: đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;đ?&#x2018;Ł đ?&#x153;&#x152;đ??ś = đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Ł

(4ď&#x201A;˘) đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; 1 + cos đ?&#x2018;Ł đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;? = â&#x2C6;&#x2122; 2 cos đ?&#x2018;Ł

2đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;

Se cunoaČ&#x2122;te cÄ&#x192;:

NotÄ&#x192;m: 1 + cos đ?&#x2018;Ł =đ??ž cos đ?&#x2018;Ł

Č&#x2122;i

đ??žđ?&#x2018;&#x2020; =

đ??ž 2

đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;đ?&#x2018;Ł = (5)

Č&#x2122;i atunci: đ?&#x153;&#x152;đ??ś = đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020;

Č&#x2122;i atunci: đ?&#x2018;Ľđ??ś = đ??žđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; (6) đ?&#x2018;Śđ??ś = đ??žđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; DacÄ&#x192; ĂŽnsÄ&#x192;: đ??žđ??ś = se obČ&#x203A;ine:

2 đ??ž

(7)

đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; = đ??žđ??ś đ?&#x2018;Ľđ??ś

(12)

2

đ?&#x2018;Ł 2đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D; 2

đ?&#x2018;Ł 1 â&#x2C6;&#x2019; đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;2 2

1 1â&#x2C6;&#x2019;đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;2

đ?&#x2018;Ł 2

= đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020; đ??žđ?&#x2018;&#x2020;

(13)

Prin inversarea relaČ&#x203A;iei (12) obČ&#x203A;inem: đ?&#x2018;Ł đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020; = đ?&#x153;&#x152;đ??ś (1 â&#x2C6;&#x2019; đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;2 2) = đ?&#x153;&#x152;đ??ś đ??žđ??ś

(14)

RezultÄ&#x192;, ceea ce era evident: 1 đ??žđ?&#x2018;&#x2020; = đ??ž

(15)

đ??ś

2.3. Calculul constantelor de transcalculare (8)

đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; = đ??žđ??ś đ?&#x2018;Śđ??ś Se observÄ&#x192; cÄ&#x192; relaČ&#x203A;iile (5) Č&#x2122;i (7) pot fi scrise: 2 đ??ž = 2đ??žđ?&#x2018;&#x2020; = đ??ž (9) đ??ś

sau: 1

đ??žđ?&#x2018;&#x2020; = đ??ž

(9ď&#x201A;˘)

đ??ś

2.2. Deducerea geometricÄ&#x192; a formulelor de transcalculare ConsiderÄ&#x192;m figura 2 conform cu care putem scrie: đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Ł = đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D; (10) 2đ?&#x2018;&#x2026; 2 sau: đ?&#x153;&#x152; đ?&#x2018;&#x2026; = đ?&#x2018;&#x2020;đ?&#x2018;Ł (10ď&#x201A;˘)

a) Pentru proiecČ&#x203A;ia centralÄ&#x192; (đ??žđ??ś ) s-a arÄ&#x192;tat cÄ&#x192;: 1+cos đ?&#x2018;Ł đ??ž = cos đ?&#x2018;Ł sau: 1 đ??ž = cos đ?&#x2018;Ł + 1 = sec đ?&#x2018;Ł + 1 dar: â&#x2C6;&#x161;đ?&#x153;&#x152;đ??ś2 + đ?&#x2018;&#x2026; 2 1 sec đ?&#x2018;Ł = = cos đ?&#x2018;Ł đ?&#x2018;&#x2026; respectiv: sec đ?&#x2018;Ł = â&#x2C6;&#x161;1 +

2đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;

Č&#x2122;i sau

2

đ?&#x153;&#x152;đ??ś đ?&#x2018;&#x2026;

= đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;đ?&#x2018;Ł đ?&#x153;&#x152;

đ??ś đ?&#x2018;&#x2026; = đ?&#x2018;Ąđ?&#x2018;&#x201D;đ?&#x2018;Ł

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, PetroČ&#x2122;ani, Romania

Č&#x2122;i: (11)

(16)

đ?&#x153;&#x152;đ??ś2 đ?&#x2018;&#x2026;

(17)

Ă&#x17D;n planul de proiecČ&#x203A;ie: đ?&#x153;&#x152;đ??ś2 = đ?&#x2018;Ľ02 + đ?&#x2018;Ś02 sec đ?&#x2018;Ł = â&#x2C6;&#x161;1 +

đ?&#x2018;Ľđ??ś2 +đ?&#x2018;Śđ??ś2 đ?&#x2018;&#x2026;2

(18)

(11ď&#x201A;˘)

53

Egalitatea (16) devine: K = 1 + â&#x2C6;&#x161;1 +

sau:

đ?&#x2018;Ľđ??ś2 +đ?&#x2018;Śđ??ś2 đ?&#x2018;&#x2026;2

(19)

dar: (20)

2 đ?&#x2018;Ľđ??ś2 + đ?&#x2018;Śđ??ś2 đ?&#x2018;&#x2026;2 (21) 2 1 + â&#x2C6;&#x161;1 +

đ?&#x2018;Ľđ??ś2 + đ?&#x2018;Śđ??ś2 đ?&#x2018;&#x2026;2

b) Pentru proiecČ&#x203A;ia stereograficÄ&#x192; (đ??žđ?&#x2018;&#x2020; ) S-a arÄ&#x192;tat cÄ&#x192; relaČ&#x203A;ia generalÄ&#x192; a constantei este: 1 + cos đ?&#x2018;Ł 1 đ??ž= =1+ cos đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;Ł dar: đ?&#x2018;Ł cos đ?&#x2018;Ł = 2đ?&#x2018;?đ?&#x2018;&#x153;đ?&#x2018; 2 2 â&#x2C6;&#x2019; 1 (22) Č&#x2122;i dupÄ&#x192; figurÄ&#x192;: đ?&#x2018;Ł 2đ?&#x2018;&#x2026; cos = (23) 2

â&#x2C6;&#x161;đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020;2 +(2đ?&#x2018;&#x2026;)2

8đ?&#x2018;&#x2026;2

cos đ?&#x2018;Ł = đ?&#x153;&#x152;2 +4đ?&#x2018;&#x2026;2 â&#x2C6;&#x2019; 1

(24)

đ?&#x2018;&#x2020;

đ??ž =1+

1

(25)

8đ?&#x2018;&#x2026;2 2 â&#x2C6;&#x2019;1 đ?&#x153;&#x152;2 đ?&#x2018;&#x2020; +4đ?&#x2018;&#x2026;

sau: đ?&#x153;&#x152;2 +4đ?&#x2018;&#x2026;2

8đ?&#x2018;&#x2026;2

K = 1 + 4đ?&#x2018;&#x2026;đ?&#x2018;&#x2020; 2 â&#x2C6;&#x2019;đ?&#x153;&#x152;2 = 4đ?&#x2018;&#x2026;2 â&#x2C6;&#x2019;đ?&#x153;&#x152;2 đ?&#x2018;&#x2020;

54

1

(28)

đ?&#x2018;Ľ2 +đ?&#x2018;Ś2 1â&#x2C6;&#x2019; đ?&#x2018;&#x2020; 2 đ?&#x2018;&#x2020; 4đ?&#x2018;&#x2026;

Pentru transcalcularea coordonatelor stereografice ĂŽn coordonate centrale se folosesc relaČ&#x203A;iile: 1 đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;? = đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Ľ2 + đ?&#x2018;Ś2 1â&#x2C6;&#x2019; đ?&#x2018;&#x2020; 2đ?&#x2018;&#x2020; 4đ?&#x2018;&#x2026; (29) 1 đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;? = đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020;2 + đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020;2 1â&#x2C6;&#x2019; 4đ?&#x2018;&#x2026; 2 3. Concluzii Pentru transcalcularea coordonatelor dintr-o proiecČ&#x203A;ie ĂŽn alta se procedeazÄ&#x192; astfel: - se calculeazÄ&#x192; đ??žđ??ś sau đ??žđ?&#x2018;&#x2020; ĂŽn funcČ&#x203A;ie de natura transcalculÄ&#x192;rii; - folosind constanta stabilitÄ&#x192; se realizeazÄ&#x192; programul de transcalculare Bibliografie

Cu (23), (22) este: Č&#x2122;i

cu care: đ??žđ?&#x2018;&#x2020; =

cu care:

đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020; = đ?&#x2018;Śđ??ś

đ??ž 2

đ?&#x153;&#x152;đ?&#x2018;&#x2020;2 = đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020;2 + đ?&#x2018;Śđ?&#x2018;&#x2020;2

đ?&#x2018;Ľ2 +đ?&#x2018;Ś2 1+â&#x2C6;&#x161;1+ đ??ś 2 đ??ś đ?&#x2018;&#x2026;

1 + â&#x2C6;&#x161;1 +

(27)

2

đ?&#x153;&#x152; 1â&#x2C6;&#x2019; đ?&#x2018;&#x2020;2

đ??žđ?&#x2018;&#x2020; =

2

đ?&#x2018;Ľđ?&#x2018;&#x2020; = đ?&#x2018;Ľđ??ś

2 4đ?&#x2018;&#x2026;

Č&#x2122;i:

Cu valoarea lui K se obČ&#x203A;ine: 2 đ??žđ??ś = đ??ž đ??žđ??ś =

Ă&#x17D;n final: đ??ž=

đ?&#x2018;&#x2020;

1. Dima, N. Cartografie matematicÄ&#x192;, ĂŽntocmirea Č&#x2122;i redactarea hÄ&#x192;rČ&#x203A;ilor, Litografia Institutului de Mine, PetroČ&#x2122;ani, 1968 2. Herbei, O. Cartografie matematicÄ&#x192;, Editura Universitas, PetroČ&#x2122;ani, 2008

(26) 3. Filip, L., Dima, N. LucrÄ&#x192;ri speciale de topografie Universitas, PetroČ&#x2122;ani, 2014

minierÄ&#x192;.

Editura

4. Filip, L. Topografie minierÄ&#x192; - Studii Č&#x2122;i analize, Universitas, PetroČ&#x2122;ani, 2019

Editura

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

FLUIDE DE FORAJ MODEL DE INTEGRARE ÎN PROGRAMUL DE FORAJ Lazăr AVRAM*, Radu IVAN** 1. Generalități 1.1 Introducere Fluidele de foraj îndeplinesc numeroase funcții: controlul presiunilor din strat, îndepărtarea detritusului din sondă, etanșarea unui strat permeabil întâlnit în timpul forării, răcirea și lubrifierea sapei, transmiterea energiei hidraulice către uneltele din gaura de sondă și către sapă și, poate cel mai important, menținerea stabilității și controlului sondei. Adesea denumit noroi, fluidul de foraj a fost introdus pentru prima dată în jurul anului 1913 pentru controlul presiunii subterane. În anii 1920 și 1930 s-au născut primele companii americane specializate în distribuția, dezvoltarea și ingineria fluidelor și componentelor de foraj. În deceniile care au urmat, companiile de fluide de foraj au pus bazele unor evoluții în chimie, măsurare și inginerie de proces care au condus la îmbunătățiri semnificative ale eficienței forajului și ale productivității sondelor.

Compozițiile fluidelor de foraj variază în funcție de caracteristicile sondei, ale instalației și preocupările de mediu. Inginerii proiectează fluide de foraj pentru a controla presiunile subterane, pentru a minimiza deteriorarea stratului traversat, a reduce pierderile de circulație, pentru a controla eroziunea găurii de sondă și pentru a optimiza parametrii de forare, cum ar fi rata de penetrare și curățarea găurii de sondă (eliminarea detritusului). În plus, deoarece un procent mare al forajelor reprezintă sonde care sunt foarte deviate, sistemele de fluid de foraj trebuie să ajute la gestionarea problemelor de curățare și stabilitate ale găurilor specifice acestora.

1.2 Sisteme de fluide de foraj Sistemele de fluide de foraj au o fază continuă, care este lichidă, și o fază discontinuă cuprinzând solide. Ocazional, au și o fază gazoasă - fie prin proiectare, fie ca rezultat al antrenării gazelor din strat. Faza continuă poate fi utilizată pentru a clasifica tipurile de fluide de foraj ca gaz, fluide apoase sau sisteme neapoase. Aceste fluide sunt un amestec de componente lichide și solide, fiecare conceput pentru a modifica o proprietate specifică a fluidului de foraj, cum ar fi vâscozitatea și densitatea acestuia. * Prof.dr.ing., Universitatea Petrol-Gaze Ploiești ** Drd.ing., Universitatea Petrol-Gaze Ploiești ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Fluidele apoase de foraj, denumite în general noroaie de foraj pe bază de apă (în literatura de specialitate în limba engleza denumite WBM – water based muds), sunt cele mai frecvente și cele mai variate dintre cele trei tipuri de fluide de foraj.

Fig. 1 Fluid de foraj cu adaos de bentonită, amestecat si agitat Acestea variază în compoziție de la amestecuri simple de apă și argilă la sisteme complexe de fluide de foraj inhibitoare sau stabilizatoare ale argilei, care includ multe componente. În ultimii ani, inginerii și oamenii de știință s-au concentrat pe îmbunătățirea performanțelor inhibitive și termice ale sistemelor de bază de apă în eforturile de a concura cu fluidele neapoase utilizate în mod obișnuit în medii dificile de foraj. În fluidele de foraj neapoase, denumite în mod obișnuit noroaie de foraj cu bază sintetică (în literatura de specialitate în limba engleza denumite OBM – oil based muds), faza continuă poate consta din uleiuri minerale, esteri biodegradabili, olefine sau alte variante. Deși, de obicei, sunt mai costisitoare decât fluidele de foraj pe bază de apă, aceste sisteme tind să ofere un control excelent al forajului, al stabilității termice, lubrifierii și ratei de penetrare, care pot contribui la reducerea costurilor totale pentru operator. În roci fracturate sau în medii în care gaura de sondă nu va susține o coloană de apă fără pierderi semnificative de lichid în strat, inginerii de foraj folosesc sisteme de fluide de foraj pe bază de aer, ceață sau spumă pentru a ajuta la îndepărtarea detritusului din gaura de sondă și pentru a menține integritatea acesteia.

1.3 Funcții de bază Fluidele de foraj sunt formulate pentru a îndeplini o gamă largă de funcții. Deși lista este lungă și variată, caracteristicile cele mai importante sunt următoarele: Controlul presiunilor din strat - Fluidul de foraj este vital pentru menținerea sub control a unei sonde.

55

Noroiul de foraj este pompat în jos prin garnitura de foraj și apoi prin sapă, ulterior urcă prin spațiul inelar. În gaura deschisă, presiunea hidrostatică exercitată de coloana de noroi este utilizată pentru a compensa creșterile presiunii de strat care altfel ar forța fluide din strat să pătrundă în gaura de sondă, provocând eventual pierderea controlului sondei. Cu toate acestea, presiunea exercitată de fluidul de foraj nu trebuie să depășească presiunea de fracturare a rocii; altfel noroiul se va pierde în strat - o stare cunoscută sub numele de pierdere de circulație. Îndepărtarea detritusului - Fluidul de foraj circulant transportă detritus - fragmente de rocă create de sapă în procesul de dislocare volumică a rocii - către suprafață. Menținerea capacității fluidului de a transporta aceste bucăți solide către suprafață - capacitatea sa de transport - este esențială pentru forarea eficientă și minimizarea șansei de a bloca garnitura de foraj. Pentru a realiza acest lucru, specialiștii în fluide de foraj lucrează cu inginerii de foraj pentru a echilibra cu atenție reologia noroiului și debitul in vederea reglării capacității de transport evitând în același timp o creștere a densității de circulație echivalentă (ECD – equivalent circulation density) - densitatea reală a noroiului plus căderea de presiune din spațiul inelar într-un punct dat în gaura de sondă. ECD necontrolată și ridicată poate duce la pierderea circulației.

Răcirea și ungerea sapei - Pe măsură ce fluidul de foraj trece prin și în jurul ansamblului de foraj rotativ, ajută la răcirea și lubrifierea sapei. Energia termică este transferată fluidul de foraj, care transportă căldura la suprafață. În medii de foraj extrem de fierbinți, schimbătoarele de căldură pot fi utilizate la suprafață pentru a răci noroiul.

Transmiterea energiei hidraulice către sapă sau echipamente ale garniturii de foraj - Fluidul de foraj este evacuat prin duze la fața sapei. Energia hidraulică eliberată se disipă și ridică detritusul.

Această energie alimentează, de asemenea, motoarele de foraj și alte dispozitive care direcționează sapa și obțin date de foraj sau despre strat în timp real. Datele adunate în gaura de sondă sunt transmise frecvent la suprafață folosind telemetria cu impulsuri prin noroiul de foraj, o metodă care se bazează pe impulsuri de presiune prin coloana de noroi pentru a trimite date la suprafață.

Menținerea stabilității găurii de sondă Componentele de bază ale stabilității găurii de sondă includ reglarea densității, minimizarea eroziunii hidraulice și controlul argilelor. Densitatea optimă este menținută prin ușoara depășire a presiunii din porii rocii de către presiunea coloanei de noroi de foraj. Inginerii minimizează eroziunea hidraulică echilibrând geometria găurilor de sondă, cerințele de curățare, capacitatea de transport a fluidului și viteza de curgere inelară. Procesul de control al argilei este 56

complex. Argilele din unele formațiuni expandează în prezența apei, în timp ce altele se dispersează. Într-o anumită măsură, aceste efecte pot fi controlate prin modificarea proprietăților fluidului de foraj.

Indiferent de abordarea utilizată, controlul efectului fluidului asupra stratului traversat ajută la controlul forajului și integrității detritusului și duce, în final, la un fluid de foraj mai curat, mai ușor de întreținut.

1.4 Ciclul de viață al fluidului de foraj Proiectarea și întreținerea fluidelor de foraj sunt procese iterative afectate de condițiile de suprafață și din gaura de sondă. Aceste condiții se schimbă pe măsură ce puțul este forat prin formațiuni mai adânci și întâlnește creșteri treptate ale temperaturii și presiunii, iar noroiul suferă modificări chimice provocate de diferite tipuri de roci și fluide din strat.

Specialiștii în domeniul fluidelor și inginerii folosesc proiectarea continuă a procesului pentru a regla parametrii fluidul de foraj ca răspuns la schimbarea condițiilor de foraj, apoi evaluează performanța fluidului și modifică proprietățile acestuia într-un ciclu continuu.

Proiectare inițială – în faza de proiectare, inginerii în fluide de foraj selectează tipul de sistem de noroi și designul pentru fiecare sondă. Trebuie întrunite anumite specificații precum cerințele legate de densitate, stabilitate a găurii de sondă, gradiente de temperatură, logistice și, foarte important, cerințe legate de protecția mediului. Forajul poate demara cu un sistem de fluide simplu. Apa este adeseori primul fluid utilizat pentru forarea secțiunii de debut.

Pe măsură ce gaura de sondă se adâncește, presiunea de strat crescătoare, temperaturile sporite și formațiunile de rocă mai complexe necesită niveluri sporite de control mecanic al găurii de sondă și capacității de curățare. Astfel sistemele de fluide simple pot fi înlocuite sau convertite în WBM îngreuiate și inhibitive, urmate, la adâncimi mari, de OBM. Circulație – caracterul fluidului de foraj este într-o constantă evoluție: Într-un ciclu de circulație, fluidul a consumat energie, a degajat detritus, a răcit sapa și gaura de sondă și a evacuat reziduurile la suprafață. În permanență inginerii și specialiștii în fluide evaluează și reîncarcă sistemul cu noroi proaspăt și aditivi.

Măsurare și reproiectare – specialistul în fluide de foraj măsoară anumite proprietăți ale noroiului ce se întoarce din sondă. Proprietățile specifice măsurate depind de tipul fluidului utilizat, dar, de regulă, includ densitate, reologie, rată de filtrare, conținutul și rațiile fazei continue, conținutul de solide și clasificarea acestora. Mai departe se analizează pH-ul, duritate, alcalinitate, cloruri și conținutul de gaze acide. Apoi se determină un plan de tratament pentru următoarele 12-24 de ore.

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

In haba de amestec aditivi sunt adăugați în fluidul de foraj, faza continua este refacută iar densitatea noroiului ajustată, pregătind noroiul pentru drumul sau retur în gaura de sondă.

Noroiul este pompat din habă (suction tank) în sus către încărcător (stand pipe), apoi în jos prin prajina de antrenare (kelly) către talpa sondei și sapă (bit).

La suprafață noroiul curge prin derivație (flowline) către sitele vibratoare (shaker tanks) unde solidele mari sunt eliminate. O curățare suplimentară are loc pe masură ce fluidul curge prin habe.

Tensiunile de forfecare și temperatura afectează noroiul de foraj în timp ce acesta este pompat către sapă în condiții de viteză și presiune ridicată.

Noroiul se întoarce prin spațiul inelar (annulus) degradat de condițiile din gaura de sondă, deshidratat și încărcat cu solide din strat – detritus.

Tensiuni de forfecare suplimentare apar atunci când noroiul de foraj iese prin duzele sapei și ia contact cu stratul.

Fig. 2 Ciclul de viață al fluidului de foraj. Pe parcursul ciclului său circulator acesta este subiectul unor procese care îi schimbă parametri fizici.

Planul de mentenanță al fluidului de foraj trebuie sa țină pasul cu aceste schimbări.

2. Model de program pentru fluide de foraj pentru diferite secțiuni, într-un proiect din Arabia Saudită 2.1. Secțiunea de Suprafață - Gaură de sondă de 28 inch cu casing de 24 inch Proiect XYZW – Arabia Saudită Litologie calcare / argile Secțiunea se sapă în calcare de tip Aruma, Aruma inferior și argile Ahmadi. Formațiunea de tip Aruma este caracteristică Cretacicului Superior, larg distribuită în Arabia Saudita și constă în trei straturi: calcare Khanasir, calcare Hajajah si argile Lina.

Sondele din apropiere nu au arătat probleme cu argilele în cazul utilizării noroiului de foraj pe bază de apă. Cu toate acestea au fost raportate probleme de izolare a spațiului inelar și casing blocat.

Forajul începe cu fluidul rămas de la secțiunea precedentă (dacă avem volume rămase). Dacă nu sunt pierderi, fluidul de foraj va fi completat cu aditiv de control al pierderilor de fluid Polysal (amidon). Înaintea forării in calcarele Aruma, dacă se înregistrează pierderi nesustenabile sau chiar totale, forajul se va face cu noroi amestecat permanent cu gel vâscos până la umplerea spațiului inelar la o rată de 1 bpm (9,54 m3/h). Nu se vor face eforturi pentru limitarea pierderilor în secțiune. Ori de câte ori se va considera necesar se vor pompa volume de control de noroi cu vâscozitate mare cu ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

40 ppb bentonită prehidratată, recomandat 30+30+50 barili (3,6+3,6+6 m3). Dacă se constată probleme de curățare a detritusului se vor folosi 50+50+70 de barili (6+6+8,3 m3).

Un volum de +/- 1300 barili (155 m3) de fluid de foraj cu densitatea 80 pcf (1281 kg/m3) trebuie să fie amestecat și pregătit pentru umplerea casingului înaintea cimentării casingului de 24 de inch pentru a contrabalansa presiunea de colapsare. În mod normal, dacă cimentul folosit are parametri uzuali, acest volum de fluid nu este necesar. De aceea trebuie confirmat cu Inginerul de Proiect. Na2CO3 se adaugă până obținem un conținut de Ca mai mic de 400 mg/l.

Proprietăți fluid Gaura 28 de inch Proprietate Densitate Gel - 10 minute Gel - 10 secunde pH Vâscozitate pâlnie Compoziție Produs Barită Bentonită Calcar Gumă xantan Amidon Na2 CO3

Unitate kg/m3 kg/100ft2 kg/100ft3 secunde

Valoare 1040 7--9 12--19 9,5--10 60-80

kg 1503 1002 25 25 25

ppb la nevoie 25--30 0,25 0,5 1--2

25

la nevoie

Fig. 3 și 4 Proprietățile și compoziția fluidului de foraj pentru gaura de sondă de 28 inch 57

XYZW-1234-A1 Interval Rată de avans medie (ROP) - m/h Ore forare estimate Diametru sondă interval - inch Casing anterior - inch Casing - diametru interior Liner diametru exterior Liner diametru interior Liner pozitie m De la (adâncime) - m Pînă la - m Lungime interval - m Adâncime estimata pierderi fluid - m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- h Tip noroi Densitate noroi - kg/m3 Volum casing - m3 Volum liner - m3 Volum gaură sondă - m3 până la adâncimea cu pierderi Factori de diluție SCE/LGS/HE Volum gaură lărgită - m3 Volum diluție - m3 Volum suprafață - m3 Volum control prevenire pierderi LCM m3 Volum fluid ingreuiat - vol m3/h - interval h - total vol Volum fluid foraj blind - m3/h - h - total vol Foraj blind m3/h - h - total vol Volum prevenire pierderi Pierderi + evaporare - m3 Provizion pierderi talpa sondei Volum transfer interval anterior - m3 Volum total - m3 Volum combinat - m3

Foraj Gaură de Sondă 28'' 15,24 35,00 28,00 30,00 29,00

232,56 759,26 526,69 243,84 515,42 34,00 WBM 1.041,20 74,29

0,95

183,63 0,07 201,99 134,15 107,32

1,10

155,01 5,96

45,00

228,94

7,15 207

50,00 34 59,62 59,62 0,00

357,72 5.184,91

59,62 517,86 746,80

Fig. 5 Volumele aferente fluidului de foraj pentru secțiunea de 28 inch gaură de sondă Comentarii: Bentonita se pre hidratează pentru 6 ore în rezervoare înainte de adăugarea calcarului.

Pentru o curățare optimă se va folosi un debit minim de 3,8 m3 /min.

Este esențială utilizarea unui echipament optim de control al solidelor dar și diluarea pentru controlul densității și vâscozității. Adăugarea de apă se va face la site pentru a accelera retenția solidelor fine și controlul densității.

La forajul în statul Aruma se adaugă amidon 2-6 kg/m3 pentru reducerea filtratului si grosimea turtei. În cazul în care se constată probleme de stabilitate a găurii de sondă, se va circula un dop de fluid de foraj cu materiale de control al pierderilor (LCM – loss control materials) conform instrucțiunilor de mai sus, cu următoarea compoziție Greutate

kg/m3

1281

Produs

Unități

Dozare ppb

Na2 CO3

55 1mt bb 1mt bb 55 25 25 1mt bb

la nevoie 30 10 0,25 4 0,5 40

NaCl Bentonită Sodă Caustică Amidon Gumă xantan Barită

1 mt bb = tonă metrică pe sac (big bag) Fig. 6 Compoziție LCM pentru secțiunea de 22 inch 58

2.2. Secțiunea aferentă găurii de sondă de 22 inch cu casing de 18-5/8 inch Litologie: argile/gresii/calcare Se sapă în următoarele formațiuni după Ahmadi (vezi secțiunea precedentă): Wara, Wasia și Shuaiba, aferente Cretacicului mijlociu. Riscurile aferente sunt de pierderi de fluid sau contaminare cu apă. În acest sens se va folosi un fluid de foraj cu o concentrație mare de bentonită (notat HB) pentru a contracara ambele riscuri.

Proprietăți fluid Gaura 22 de inch Proprietate Densitate Gel - 10 minute Gel - 10 secunde pH Vâscozitate pâlnie

Unitate kg/m3 kg/100ft2 kg/100ft3 secunde

Valoare 1033 4--7 9--15 9--10 75-120

Fig. 7 Proprietăți fluid de foraj pentru secțiunea de 22 inch Noroiul de foraj HB se va mixa la suprafață cu o concentrație de bentonită de 100kg/m3 ab initio.

Aceasta se face pentru asigurarea curățării optime a detritusului dar și pentru a evita un debit exagerat de noroi la sitele vibratoare. Odată cu începerea forajului, după primii 30 m, concentrația de bentonită se mărește către 115-140 kg/m3 pentru a converti noroiul in HB după următoarea tehnică: Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020



Există o cantitate gata preparată de Spersene CF la suprafață (150 barili sau aproximativ 23m3). 1  Începe adăugarea de bentonită în sistemul activ, în timpul forajului, la o rată de 3-4 bb/h (bb = big bag, aproximativ 1 tonă).  În timpul amestecării bentonitei, se scurge si din cantitatea de Spersene CF de la primul punct, pentru păstrarea vâscozității și a parametrilor reologici.  Este necesară o atenție sporită în timpul forajului în argilele Wasia deoarece o creștere bruscă a vâscozității este de așteptat. Se controlează vâscozitatea la pâlnie la valori mai reduse de 7080 de secunde înaintea forajului în Wasia iar apoi se controlează pentru a nu depăși 100 de secunde. Se adaugă 3-5 saci de Mica F pe oră.

Similar Mica M.2  Dacă nu se observă pierderi, deîndată ce se atinge acoperișul stratului Biyadh, se va diminua reologia noroiului de foraj printr-o diluare agresivă si adăugarea de Spersene.

LCM (Loss Control Materials – materiale pentru controlul pierderilor):  Se prepară 36m3 cu LCM 228 kg/m3 (80 ppb) în avans care se va folosi diluat sau nu la nevoie. 3  Dopuri de noroi foarte vâscos (sweep pills) nu sunt necesare deoarece fluidul de foraj HB va curăța foarte bine gaura de sondă având în vedere parametri săi reologici agresivi.  După ce se atinge ținta secțiunii, se curăță gaura de sondă și se circulă o “pastilă” (pill – un volum de fluid) inhibitoare înaintea introducerii casingului de 18-5/8 inch.

Inhibited Casing Go Pill Greutate

kg/m3

1242

Produs

Unități

Dozare ppb

Na2 CO3

55 1mt bb 1mt bb 55 25 25 1mt bb

la nevoie 30 10 0,25 2--4 0,5 la nevoie

NaCl Bentonită Sodă Caustică Amidon Gumă xantan Barită

În cazul pierderilor totale de fluid in Wasia sau Shu’aiba:  În timpul forajului: o Se pompează 12m3 cu LCM 228 kg/m3. o În caz de insucces se reia forajul cu noroi cu adaos de 7-9 kg de bentonită pe m3. o Se circulă un volum de fluid de 8 m3 de fluid foarte vâscos la fiecare pas de prăjini. o Se pompează fluid de foraj cu inhibitori la 1120-1200 kg/m3 la o rată de 1 baril pe minut (0,16 m3) conform tabelului.  La atingerea țintei de foraj: o Se circulă 24 m3 de noroi foarte vâscos. o Se pompează o pastilă de 60 m3 de noroi pentru inhibare înaintea introducerii casingului.

Se are în vedere încărcarea sistemului cu materiale capabile să sigileze sau să închidă formațiunile poroase în timpul forajului pentru minimizarea tendinței de prinderi diferențiale.

1. Dacă avem echipamente MWD în garnitura de foraj: Pastilă LCM 114 kg/m3 57 kg/m3 LCM Fine Grade (fine) 28,5 kg/m3 LCM Medium 28,5 kg/m3 CaCO3 Medium 2. Dacă nu avem echipamente MWD în garnitura de foraj: Pastilă LCM 228 kg/m3 85,5 kg/m3 LCM Fine Grade (fine) 86,5 kg/m3 LCM Medium 57 kg/m3 LCM Coarse (grosier) 3. Daca avem Well Commander4: Pastilă LCM 456 kg/m3 114 kg/m3 LCM Fine Grade (fine) 171 kg/m3 LCM Medium 171 kg/m3 LCM Coarse (grosier) Pastilă LCM 570 kg/m3 171 kg/m3 LCM Fine Grade (fine) 199,5 kg/m3 LCM Medium 199,5 kg/m3 LCM Coarse (grosier)

Fig. 8 Compoziție LCM pentru secțiunea de 22 inch

1

Spersene este un lignosulfonat, eficient pentru controlul vâscozității și reducerea pierderilor de fluide în strat pentru toate fluidele de foraj pe bază de apa, chiar și în prezența contaminanților sau a temperaturilor foarte mari. Deoarece are un pH redus, tratamentele cu Spersene trebuie însoțite de completare cu sodă caustică sau altă alternativă alcalină. O rație normală ar fi de 1 sac de sodă caustică la 4 saci de Spersene.

Spersene CF reprezintă versiunea fără crom a produsului, din motive legate de protecția mediului.

2 Mica C (grosieră) Mica M (medie) și Mica F (fină) sunt granule de mică albă – un fitosilicat numit muscovit, ce nu afectează pHul și sunt bine tolerate de toate tipurile de noroaie de foraj.

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

Acționează ca un sigiliu pentru pori și microfisuri, ceea ce o face eficientă in prepararea fluidului de foraj pentru controlul pierderilor(Loss Control Mud – LCM).

3 Prezența unui motor de fund restricționează folosirea LCM la 80ppb sau 228 kg/m3. În măsura în care există echipamente pentru MWD (Measurement While Drilling – măsurători în timpul forajului) această limitare se reduce la jumătate.

4 Well Commander reprezintă un sistem al companiei Schlumberger ce constă într-o valvă de direcționare acționată prin introducerea unei bile de la suprafață. Permite circularea unui anumit volum de fluid care conține materiale pentru întărirea găurii de sondă evitând ansamblul de fund și sapa.

59

XYZW-1234-A1 Interval Rată de avans medie (ROP) - m/h Ore forare estimate Diametru sondă interval - inch Casing anterior - inch Casing - diametru interior Liner diametru exterior

Foraj Gaură de Sondă 22'' 12,19 59,00 22,00 24,00 22,67

Liner diametru interior Liner pozitie m De la (adâncime) - m Pînă la - m Lungime interval - m Adâncime estimata pierderi fluid - m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- h Tip noroi Densitate noroi - kg/m3 Volum casing - m3 Volum liner - m3 Volum gaură sondă - m3 până la adâncimea cu pierderi Factori de diluție SCE/LGS/HE Volum gaură lărgită - m3 Volum diluție - m3 Volum suprafață - m3 Volum control prevenire pierderi LCM m3 Volum fluid ingreuiat - vol m3/h - interval h - total vol Volum fluid foraj blind - m3/h - h - total vol Foraj blind m3/h - h - total vol Volum prevenire pierderi Pierderi + evaporare - m3 Provizion pierderi talpa sondei Volum transfer interval anterior - m3 Volum total - m3 Volum combinat - m3

759,26 1481,94 722,68 975,36 506,58 42,00 WBM (High Bentonite) 1.041,20 148,33

0,95

101,23 0,07 111,37 221,91 107,32

1,10

35,77 3,58

45,00

188,52

7,15 230

50,00 42 71,54 35,77 0,00

357,72 7.077,73

71,54 612,77 801,29

Fig. 9 Volume fluid de foraj aferent secțiunii de 22 inch Strategie de prevenire și control al pierderilor de circulație Dacă pierderile sunt severe sau complete se recomandă canalizarea pastilei LCM în zona cu pierderi și lăsarea acesteia să acționeze minimum 1 oră. Dacă se circulă LCM, acestea sunt eficiente doar în cazul pierderilor parțiale. 5 2.3. Secțiunea aferentă găurii de sondă de 16 inch cu casing de 13-3/8 inch Litologie: gresii/calcare Noroi de foraj KCl – polimeri Densitate 1280-1440 kg/m3 Temperatură maximă 119 C

Se dorește săparea acestei secțiuni cu fluid de foraj cu densitatea de 1280 kg/m3 la început cu un noroi de tip polimer KCl și creșterea graduală până la 1440 kg/m3 cu 60 m înaintea întâlnirii stratului Arab C. Forajul începe prin calcare, continuă prin gresii și argile Murrat și Minjur. Gresiile Murat și argilele Minjur sunt formate în Triasicul târziu, reprezentative pentru Orientul Mijlociu (în special Arabia Saudită, Irak și Kuweit), sunt considerate un acvifer important dar și depozite de hidrocarburi.

Gresiile Murrat și argilele Mijur necesită inhibitori și stabilizatori ai argilelor. Ca și inhibitor se va folosi silvina KCl iar Asphosol supreme și Black Fury 6se vor utiliza pentru stabilizare.

Exemplu compoziție LCM la 80 ppb (228 kg/m3): CaCO3 fin 10 ppb, CaCO3 mediu 10 ppb, CaCO3 grosier 20 ppb, Mică fină 10 ppb, Mică medie 20 ppb, alte materiale 10 ppb.

6 Asphasol Supreme reprezintă un produs al companiei MISwaco. Reprezintă un inhibitor al hidratării argilelor pe bază de asfaltene, ce stabilizează secțiunea forată prin argile controlând dispersia solidelor și îmbunătățind proprietățile filtratului

(turtei). Se utilizează de asemenea ca și aditiv pentru prevenirea pierderilor de fluid în sisteme de fluide de foraj pe bază de apă în condiții de temperaturi mari. În mod normal se vor utiliza 917 kg/m3 pentru controlul argilelor și 17 kg/m3 pentru controlul pierderilor în condiții de temperaturi mari. Black Fury reprezintă un produs Schlumberger pentru stabilizare ce constă într-o suspensie de asfaltene lichidă și ușor dispersabilă.

5

60

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Proprietăți fluid Gaura 16 de inch Proprietate Densitate min Densitate max Gel - 10 secunde Gel - 10 secunde pH Solide LGS Filtrat API Pierderi fluid max

Unitate kg/m3 kg/m3 kg/100ft2 kg/100ft3 % cc/30 min cc/30 min

Compoziție Produs Barită Bentonită Black Fury Calcar Acid citric NaCl KCl Gumă xantan Asphasol Amidon

Valoare 1282 1442 8--12 13--16 9--10 <6 <7 16--18

kg 1500 1000 218 2002 25 1000 1000 25 23 25

ppb 130 10 3 10 1 70 15 0,5 3--4 1--2

25

0,5

Na2 CO3

Fig. 10 Proprietăți medii fluid de foraj

Fig. 11 Compoziție fluid de foraj XYZW-1234-A1

Interval Rată de avans medie (ROP) - m/h Ore forare estimate Diametru sondă interval - inch Casing anterior - inch Casing - diametru interior Liner diametru exterior

Foraj Gaură de Sondă 16'' 12,19 151,00 16,00 18--5/8 17,75

Liner diametru interior Liner pozitie m De la (adâncime) - m Pînă la - m Lungime interval - m Adâncime estimata pierderi fluid - m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- h Tip noroi Densitate noroi max - kg/m3 Volum casing - m3 Volum liner - m3 Volum gaură sondă - m3 până la adâncimea cu pierderi Factori de diluție SCE/LGS/HE Volum gaură lărgită - m3 Volum diluție - m3 Volum suprafață - m3 Volum control prevenire pierderi LCM m3 Volum fluid ingreuiat - vol m3/h - interval h - total vol Volum fluid foraj blind - m3/h - h - total vol Foraj blind m3/h - h - total vol Volum prevenire pierderi Pierderi + evaporare - m3 Provizion pierderi talpa sondei

1481,94 3247,34 1765,40 2133,60 1184,45 97,00 KCl / polimer 1.441,67 177,43

178,62 0,07 196,51 130,57 107,32

0,95

1,10

35,77 4,77

90,00

319,21

7,15 0

97,00 42 0,00 35,77 59,62

693,98 0,00

Volum transfer interval anterior - m3 Volum total - m3 Volum combinat - m3

0,00 707,21 882,38

Fig. 12 Volume fluid de foraj aferent secțiunii de 16 inch 

 

Este necesar ca inginerul de fluide să se asigure ca există minimum 500 bb (tone) de barită în locație înainte de începerea forajului acestei secțiuni.

Creșterea de densitate de la 1280 până la 1441 kg/m3 trebuie considerată pentru scenariul cel mai defavorabil.

Adăugarea de silvină (KCl) pentru amestecare și păstrare în concentrația prevăzută se face cu 100 m înaintea forării în Marrat și Minjur pentru a îmbunătăți caracteristicile plastice ale turtei de foraj și a reduce cantitatea de filtrat. Înaintea forării

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

 

 

în Marrat cu 100 m se adaugă 1% Black Fury și 3-4 ppb Asphosol.

Se monitorizează strict concentrația de KCl pentru a nu scădea sun 5% masic.

Pentru controlul solidelor se vor folosi site vibratoare cu dimensiunea de 120-170 de mesh și curățitoare de noroi de foraj cu ecran de 200 de mesh.

Apa se tratează cu Na2CO3 dacă concentrația de Ca depășește 400 mg/l. pH-ul se controlează cu adaos de sodă caustică NaOH. Trebuie păstrat la o valoare de 9-10 pentru a contracara contaminarea cu CO2.

61

 



Densitatea noroiului se controlează din adaos de barită.

Bentonita se păstrează la aproximativ 15kg/m3 pentru îmbunătățirea proprietăților noroiului. Este necesară refolosirea fluidului rămas pentru următoarea secțiune iar adaosul de bentonită peste valoarea indicată îl va compromite pentru acest scop.

Se prepara LCM (materiale de control al pierderilor) 300 barili (35m3) 228 kg/m3 pentru a fi la îndemână dacă apar pierderi.

2.4. Secțiunea aferentă găurii de sondă de 12 inch cu liner de 9-5/8 inch Litologie: calcare/argile Noroi de foraj KCl – polimeri - Resinex Densitate 1666 kg/m3 Temperatură maximă 140 C

Proprietăți fluid Gaura 12 de inch Proprietate Densitate min Densitate max Gel - 10 secunde Gel - 10 minute pH Solide LGS Filtrat API Pierderi fluid max

Compoziție Produs Barită Sodă custică Black Fury Calcar Resinex Drill Zone KCl Gumă xantan Asphasol Amidon Na2 CO3 Na 2S 2O5 Spersene Lubrifiant

Se sapă în stratul Khuff, caracteristic Permianului superior (strat permo-triasic), rezervor specific de gaze în Arabia Saudită și alte state vecine, Sudair și Jilh aferente Triasicului.7 Pentru această secțiune se utilizează noroiul de foraj rămas de la secțiunea precedentă tratat pentru eliminarea solidelor și diluat astfel încât solidele și bentonita sa fie sub 5 ppb. Cantitatea de noroi preparat va fi de 120 m3 la o densitate de 1666 kg/m3 și se va folosi jumătate din noroiul rămas de la săparea secțiunii precedente. Cealaltă jumătate se va folosi pentru forajul în ciment. Din informațiile de la sondele săpate în vecinătate, este puțin probabil să înregistrăm manifestări eruptive în stratul Jilh, dar, cu toate acestea, trebuie să existe suficientă barită în locație pentru a creste densitatea noroiului de foraj, la nevoie, până la 2323 kg/m3.

Un volum de 25 m3 de fluid de foraj cu proprietăți de lubrifiere se va pompa la finalizarea forajului, înaintea introducerii casingului.

Unitate kg/m3 kg/m3 kg/100ft2 kg/100ft3 % cc/30 min cc/30 min

Valoare 1666 2323 10--12 12--16 9--9,5 <6 <5 14--16

kg 1503 25 211 1914 23 211 1002 25 23 25

ppb 320 0,5 3 10 4--5 3 18 0,5 4 1

25 25 25

0,5 0,4 1

209

2,5

Fig. 13 Proprietățile și compoziția fluidului de foraj aferent secțiunii de 12 inch 8 7

Stratul permo-triasic Khuff este unul al extremelor, sub aspect dimensional, depozițional și arhitectural. Este format odată cu scindarea continentului unic Pangeea și deschiderea aferentă a oceanului Neo-Thetys. Rația de grosime raportată la suprafață atinge 1 la 200000. Se estimează că 25% din rezervele mondiale convenționale de gaz se găsesc in Khuff.

62

Resinex este un produs al companiei MI-Swaco pe bază de rășină de lignit conceput pentru a asigura controlul filtrării pe o gamă largă de temperaturi și în prezența contaminanților.

DrillZone este un produs al companiei Schlumberger, aditiv pentru fluidul de foraj cu rolul de a crește rata de avans a sapei în fluide de foraj pe bază de apă, curățând foarte bine talpa sondei.

8

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

Criterii pentru utilizarea noroiului de foraj din secțiunea de 16 inch în cadrul secțiunii de 12 inch: se verifică concentrația solidelor și a bentonitei. În măsura în care acestea sunt între 5% și 6% se va utiliza 50% din volumul de fluid rămas. Pentru bentonită >6% și solide <7% se va utiliza 40%,

pentru >7% respectiv <8% se va folosi 30% iar pentru >8% bentonită și <9% solide 20%. Peste valoarea de 9% a oricăreia dintre criterii, fluidul de foraj nu este compatibil cu săparea secțiunii de 12 inch și se va prepara unul nou.

XYZW-1234-A1 Interval Rată de avans medie (ROP) - m/h Ore forare estimate Diametru sondă interval - inch Casing anterior - inch Casing - diametru interior Liner diametru exterior

Foraj Gaură de Sondă 12'' 7,32 99,00 12,00 13--3/8 12,13

Liner diametru interior Liner pozitie m De la (adâncime) - m Pînă la - m Lungime interval - m Adâncime estimata pierderi fluid - m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- m Interval de foraj zona pierderi blind drilling- h Tip noroi Densitate noroi max - kg/m3 Volum casing - m3 Volum liner - m3 Volum gaură sondă - m3 până la adâncimea cu pierderi Factori de diluție SCE/LGS/HE Volum gaură lărgită - m3 Volum diluție - m3 Volum suprafață - m3 Volum control prevenire pierderi LCM m3 Volum fluid ingreuiat - vol m3/h - interval h - total vol Volum fluid foraj blind - m3/h - h - total vol Foraj blind m3/h - h - total vol Volum prevenire pierderi Pierderi + evaporare - m3 Provizion pierderi talpa sondei

3247,34 3984,04 736,70 4041,04 0,00 0,00 KCl / polimer 1.665,92 185,42

0,95

39,59 0,07 43,52 124,01 95,39

1,10

0,00 3,58

90,00

94,32

0,00 0

0,00 0 0,00 35,77 0,00

0,00 0,00

Volum transfer interval anterior - m3 Volum total - m3 Volum combinat - m3

71,54 412,57 412,57

Fig. 14 Volume fluid de foraj aferent secțiunii de 12 inch  

Din cauza temperaturilor ridicate anticipate, pierderile de fluid de foraj se vor controla cu Resinex și Pac-UL 9.

Cu 100 m înainte de a se fora în Sudair se va adăuga DrillZone 1% volumic pentru a minimiza tendințele de lipire a argilelor și cresterea ratei de avans (RoP). De asemenea se tratează cu BlackFury 1% și 5-6% masic cu KCl. Se estimează RoP redus în timpul

9

Aditivul companiei MI Swaco - PAC UL este conceput pentru situații în care este necesar controlul filtrării cu creșteri minime

ISSN-L 1220-2053 / ISSN 2247-8590 Universitas Publishing, Petroșani, Romania

 

forajului în Sudiar deoarece există intercalații de argile Radish. Acestea din urmă au o natura cauciucată, ceea ce previne sapa de foraj să disloce corespunzător. În timpul forajului în Sudair se păstrează pH-ul 9-9,5 pentru a preveni dispersarea solidelor.

Nu se adaugă niciodată aditivi chimici fără a fi pre-mixați, cu excepția LCM.

ale reologiei. Se comportă bine în toate aplicațiile cu noroi sărat (saramură), în special fluidele pe bază de apă sărată.

63









64

Se estimează rate crescute de evaporare, atât din cauza temperaturii mediului ambiant cât și a temperaturii din gaura de sondă. În acest sens va fi necesară o compensare minima pentru evaporare de 1-1,5 m3 pe oră. Pentru păstrarea densității noroiului de foraj, furtunul cu adaos de apă va curge în rezervoarele intermediare.

Dacă se forează cu noroi de foraj cu densitate foarte mare, peste 2200 kg/m3, trebuie adăugată apă la o rată de 1,5-2,5 m3/oră doar pentru a compensa pentru diluare și a ne asigura că avem o cantitate de apă suficientă în sistem pentru ca aditivii să funcționeze.

Cel mai important aspect al forajului cu noroaie de densitate mare constă în controlul apei din sistem. Parametrii reologici se măsoară în permanență iar adaosul de apă face oricât este necesar pentru păstrarea acestora sub control.

Indicațiile de deasupra au în vedere doar situația în care parametrii reologici nu sunt afectați.

Pentru a ne asigura că fluidul de foraj nu este contaminat în timpul forajului în Jilh se monitorizează permanent salinitatea acestuia. Orice deviație este indicator de contaminare.

Bibliografie selectivă 1. Macovei, N. Forajul dirijat, Seria Forajul sondelor 4, Editura Universităţii din Ploieşti, 2003 2. Avram L., Antonescu N. N. Foraje dirijate și orizontale neconvenționale, 2019

pentru

exploatări

3. *** Campanian-Maastrichtian unconformities and rudist diagenesis – Aruma Formation, central Saudi Arabia Arabian Journal of Geosciences – January 2019 4. *** Stratigraphy, sedimentary environment and depositional evolution of the Khuff formation in South-Central Saudi Arabia - Journal of Petroleum Geology, January 2019

Revista Minelor / Mining Revue - 3 / 2020

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.