CECETĂRI PRIVIND DEZVOLTAREA UNOR METODOLOGII DE ESTIMARE A RISCURILOR PREZENTATE DE CAVITĂȚILE SUBTERANE LA EXPLOATAREA SĂRII ÎN ROMÂNIA CONDUCĂTOR… [304640]

[anonimizat] A RISCURILOR PREZENTATE DE CAVITĂȚILE SUBTERANE

LA EXPLOATAREA SĂRII ÎN ROMÂNIA

CONDUCĂTOR DE DOCTORAT

Prof. univ.dr. ing. ARAD DUMITRU VICTOR

Ing. DIACONESCU DANIEL

PETROȘANI

2020

[anonimizat] a [anonimizat], materii prime minerale au un impact deosebit asupra modului de trai al omenirii.

În procesul de rezolvare a acestor probleme sunt întâmpinate o serie obstacole:

– limitarea suprafețelor terenurilor agricole și transformarea lor în scopuri destinate dezvoltării;

– creșterea gradului de urbanizare a populației;

– creșterea preocupărilor pentru păstrarea și îmbunătățirea conditiilor de mediu.

[anonimizat] a [anonimizat], [anonimizat], parcurilor, [anonimizat].

[anonimizat] o tendință de coborâre a [anonimizat], transport și depozitare.

Toate aceste cerințe necesită implicit folosirea sub diverse forme a subteranului, ceea ce determină o analiză atentă a [anonimizat] a acestei adevărate „resurse” pentru a evita apariția unor efecte secundare cu urmări ce ar putea deveni catastrofale.

[anonimizat] a acestora. Avantajele potențiale ale amplasării unei amenajări în spațiul subteran vor fi prezentate în cele ce urmează încercând o grupare a lor în funcție de aspectele predominante. Prin folosirea spațiilor subterane pentru realizarea anumitor amenajări se obține o protejare ecologică a [anonimizat], iar prin amenajările adiacente specifice ce contribuie la limitarea sau reducerea accidentelor rezultate în urma diverselor fenomene naturale.

Golurile subterane create ca urmare a activităților miniere sunt construcții a căror durată de serviciu poate depăși în multe cazuri 20 [anonimizat] – economice optime de asigurare a stabilității pe întreaga lor existență. [anonimizat] – miniere de amplasare a [anonimizat], [anonimizat], necesitând ca asigurarea fiabilității lor să fie realizată printr-o stabilitate impusă.

[anonimizat]:

După poziția față de lucrările miniere active:

Spații subterane situate în zone miniere inactive.

Spații subterane situate în zone miniere active.

După influența asupra stabilității lucrărilor miniere si asupra suprafeței:

Spații subterane care influențează în prezent sau vor influența în viitor stabilitatea lucrărilor și construcțiilor miniere.

Spații subterane care nu au în prezent și nu vor avea nici în viitor influență asupra activității miniere.

După influența în timp asupra stabilității lucrărilor miniere, întâlnim următoarele clase de influență:

Influența concomitentă.

Influență consecutivă.

După căile de formare a spațiilor subterane:

Spații subterane rezultate în urma excavării diferitelor lucrări miniere de deschidere, pregătire sau construcții miniere speciale.

Spații subterane rezultate în urma excavării substanței minerale utile din abataje care diferă ca volum, în funcție de metoda de exploatare aplicată.

Acestea din urmă au ponderea cea mai mare în volumul total al spațiilor subterane, iar eventualele utilizări depind de stabilitatea lor și de existența accesului la ele.

Golurile create în urma exploatării masivului de sare de la Slănic Prahova, duc la modificări în stările de tensiune ale zăcământului și a rocilor înconjurătoare, dând naștere la tasări și deplasări ale rocilor, fapt ce afectează stabilitatea lucrărilor miniere subterane și evident și a suprafeței.

Fenomenele se caracterizează prin apariția unor sisteme de fisuri și crăpături cu denivelări în plan vertical de 10-15 cm, cu deschideri în plan orizontal de 1-2 cm, cu lungimi ce variază în limitele a 20-150 m, cu o dezvoltare și o evoluție lentă deocamdată, dar care poate fi accelerată sub influența circulației unor utilaje sau a altor activități desfășurate în zona afectată. În general posibilitatea de prognozare cu exactitate a evoluției fenomenelor de instabilitate este deosebit de dificilă datorită imposibilității de cuantificare a tuturor parametrilor ce intervin în proces.

Indiferent de locul de manifestare, afectarea elementelor de rezistență poate conduce în timp, la afectarea gradului de stabilitate a minei cu consecințe imprevizibile asupra desfășurării normale a procesului de exploatare.

CAPITOLUL I

ISTORIC

Începuturile sunt legate de spătarul Mihai Cantacuzino, care, dându-și seama că în regiunea Slănic Prahova există un zacamânt de sare și vrând să deschidă o mină, a cumparat în 1685 și 1694 moșia Slănic. Din zapisul care consemnează tranzacția din 1685, mai rezultă că la Teișani, 5 km est de Slănic, au existat înainte de acest an, vechi ocne de sare, de adâncimi mici.

Zapisul din 1685 Aprilie 20, prin care moșnenii din Slănic vând spatarului Mihail Cantacuzino "… jumatate din preste tot hotarul cu tot locul cu sare, unde este a se face Ocna…", cu 700 de talere. – Colecția Academiei Române –

Prima exploatare s-a deschis în anul 1688 pe Valea Verde, iar între anii 1689-1691, spătarul Mihai Cantacuzino a deschis și exploatările de la Baia Baciului. În anul 1713 spătarul Cantacuzino donează moșia sa din Slănic împreună cu ocnele de sare Mânăstirii Colțea din București.

De menționat este că din 1912 s-a introdus iluminatul electric în mina Mihai, iar din 1931 metoda de exploatare s-a perfecționat prin folosirea havezelor de tăiat sare și a explozibililor pentru derocare, eliminând operațiile manuale de tăiere și detasare a brazdelor. Lucrările de exploatare s-au încheiat în 1943 , când s-a trecut la o nouă exploatare sub minele Mihai și Carol, care s-a numit Unirea. Din această exploatare s-a extras sare până în 1970 când exploatarea s-a mutat în mina Victoria, iar din 1992 s-a trecut la exploatarea rezervelor din câmpul Cantacuzino.

În sec. al XVII-lea exploatarea sării s-a facut la Baia Baciului, Baia Verde și Dorobanțești despre care nu există prea multe informații. Se știe totuși că ele erau în formă de clopot, mărturie stând așa-zisele pâlnii de scufundare de la locul acestor exploatări. În prima parte a sec. al XVIII-lea, sarea s-a exploatat din ocnele: Baia Verde, Baia Baciului : 1800-1854, Ocna din Vale : 1819-1865 și Ocna din Deal : 1838-1865, utimele două fiind atestate documentar din 1847.

Din 1865 s-a trecut la exploatarea sării în mina "Sistematica" din zona Voinoaia. Această exploatare a reprezentat un salt în mineritul sării de la Slănic, deoarece s-a trecut de la exploatarea tip "clopot" la cea "sistematica cu mai multe camere". Prezența apelor de infiltrație și calitatea slabă a sării a dus la reexploatarea Ocnelor din Deal și Vale între anii 1875-1881, deschizându-se la 1881 și mina Carol -Principatele Unite, ce a funcționat timp de 61 de ani, până în 1935, din anul 1912 deschizându-se mina Mihai la 23 August, ce a funcționat simultan.

1.1 GENERALITĂȚI DESPRE ZĂCĂMINTELE DE SARE DIN ROMÂNIA

În România[ ], [ ] există un areal foarte extins al zăcămintelor de sare, iar foarte mulți cercetători au remarcat pozițiile apropiate ale sării și ale hidrocarburilor sau substanțelor bituminoase. Pe de altă parte există acumulări de hidrocarburi fără sare și invers, acumulări de sare fără hidrocarburi.

În acest fel s-a încercat să se stabilească o legătură geologică între aceste substanțe minerale, în sensul că ambele sunt legate de procesele geologice de sedimentare, de subsidență și de etapele finale de manifestare a geosinclinalelor situate pe arealul teritoriului României.

Această legătură poate fi constatată și urmărind distribuția stratigrafică a acumulărilor de sare și hidrocarburi. Din punct de vedere genetic, hidrocarburile pot precede, urma sau pot fi sincrone cu acumulările de sare.

Din punct de vedere stratigrafic, zăcămintele de sare din România sunt cunoscute prin următoarele orizonturi [ ],[ ]:

Orizontul de Cartojani – Permian;

Orizontul de Chiriacu – Triasic (Anisian superior – Ladinian);

Formațiunea saliferă inferioară – Burdigalian;

Formațiunea saliferă superioară – Badenian.

Ca repartiție, acumulările de sare ce se exploatează în România au o distribuție aproape uniformă (fig. 1.1)

Fig.1.1 Harta salinelor din România [ ]

Din punct de vedere geografic reiese că aceste formațiuni salifere aparțin următoarelor unități geostructurale:

Depresiunea Maramureș – salina Coștui;

Depresiunea Transilvaniei – salinele: Ocna Dej, Ocna Mureș și Praid;

Zona de molasă (Pericarpatică) și fliș extern – salinele: Cacica, Târgu Ocna și Slănic Prahova;

Depresiunea Getică – salina OcneleMari.

Vârsta geologică a acestor zăcăminte în exploatare este miocenă aparținând celor două nivele stratigrafice: unul inferior Acvitanian și altul superior Badenian.

În zona de molasă și fliș extern, masivele de sare aparțin ca vârstă geologică atât Acvitanianului cât și Badenianului. În Depresiunea Transilvaniei, Depresiunea Maramureș și Depresiunea Getică, acumulările de sare au numai vârstă Badeniană.

Din punct de vedere sedimentologic, acumulările de sare prezintă particularități funcție de locul de formare și vârstă geologică. Acumulările de sare de vârstă miocenă apar ca intercalații de depozite de argile, marne, gresii și conglomerate, după care sedimentarea continuă cu depozite ce prezintă particularități funcție de bazinul de acumulare. În Depresiunea Transilvaniei spre exemplu, ciclul de sedimentare badenian se încheie cu nivele de tufuri vulcanice, ce poartă denumiri locale.[ ],[ ]

Datorită plasticității sării și sub influența diferitelor forțe tectonice, depunerile de sare nu-și păstrează întotdeauna poziția stratigrafică inițială, apărând într-o gamă foarte largă de structuri hologene, dintre care mai representative sunt următoarele forme: strat, pernă, stâlp diapir, lamă diapiră, lamă de rabotaj etc. Forma, dimensiunile și repartiția acestor structuri depinde de grosimea sării, adâncimea de îngropare, morfologia și tectonica bazinelor de acumulare. În Depresiunea Getică predomină cutele diapire.

O caracteristică important a zăcămintelor de sare din România o constituie brecia sării, ce reprezintă fragmente de roci respectiv argile, marne, gresii și gipsuri, cimentate cu sare. Brecia tectonică este bine dezvoltată funcție de constituția și comportarea rocilor din acoperișul masivelor de sare. Brecia sării este bine reprezenată în zăcămintele de sare de la Târgu Ocna, Slănic Prahova și Praid.

Originea sării și geneza zăcămintelor de sare [ ],[ ]

Clorura de sodium (NaCl) a fost cunoscută încă de la începuturile civilizației umane, în primul rând ca aliment, pentru ca târziu evoluția societății să perceapă o cerere crescută a acesteia în diverse utilizări. Sarea gemă (NaCl), ca mineral este cunoscută sub numele de halit, iar atunci apare în natură ca acumulări cu volume immense, din mineral devine „rocă monominerală“ și un zăcământ.

Adesea sarea gemă în zăcământ se află însoțită de săruri de potasiu (K) și magneziu (Mg), precum cloruri și sulfați dintre care, peste 30 de săruri de K și Mg, mai imortante sunt: silvina (KCl); kieseritul (MgSO4H2O); kainitul (MgSO4KCl 3H2O); carnalitul (MgClKCl6H2O); polihalitul (2CaSO4MgSO4K2SO42H2O); bischofitul (MgCl26H2O); epsomitul (MgSO47H2O); anhidritul (CaSO4); gipsul (CaSO42H2O) etc.

În ceea ce privește originea sării din natură, s-au elaborate trei ipoteze pe care doar le voi enumera:

Origine din atmosfera primordială prin sarea dizolvată din apele marine și prin dizolvarea masivelor din scoarța terestră;

Origine vulcanică – degajări din erupțiile vulcanice;

Origine în procesele hipergeme, respective din substanțele rezultate din alterarea și descompunerea mineralelor componentelor unor roci ce alcătuiesc scoarța terestră.

Prin geneza masivelor de sare se înțelege mecanismul și condițiile în care s-au format acumulările de săruri ce intră în constituția scoarței terestre.

Conform principiului actualismului, majoritatea geologilor leagă geneza depozitelor salifere de două mari domenii, respective domeniul continental și domeniul marin – lagunar.

În domeniul continental, formarea acumulărilor de sare este caracteristică unor regiuni endoreice sau fără scurgere, în care se găsesc lacuri puțin adânci, cu tendință de creștere a salinității în condiții de climat arid. În aceste condiții, prin precipitație chimică, din apa acestor lacuri se formează așa-numitele „evaporite“ ce constau din cruste evaporitice de natură carbonatică – calcit, dolomit ; sulfați – gips, anhidrit și cloruri de natriu și potasiu.

Acest domeniu în trecutul geologic nu a fost propice unor acumulări salifere, în așa fel încât să poată fi vorba de zăcăminte.

Geneza marin-lagunară a sării este cea mai acceptată de majoritatea geologilor. Încă din antichitate era cunoscută prezența sării geme în apele mărilor și oceanelor din care se și extrăgea pentru nevoile vieții. Pentru prima dată geneza lagunară a sării a fost imaginată de către Bishoff în 1847, care a considerat că apele marine se pot concentra în lagune separate de restu mării prin intermediul așa-numitelor „bare“.

Teoria barelor a fost completată de Karl Ochenius în 1877, apreciind că masivele de sare s-au format într-o lagună de concentrație separată de restul mării printr-o bară tectonică – creste anticlinale, sau bară sedimentară – de nisip, peste care apa mării putea trece uneori spre a alimenta laguna cu noi cantități de apă sărată. Laguna suferea în timp un process de saturație prin evaporarea intensă a apei, făcând ca sărurile marine să înceapă să precipite în ordinea inversă gradului lor de solubilitate.

Din această schemă se observă că mai întâi precipită prin cristalizare carbonații: calcit, anhidrit, sarea gemă, iar precipitarea se încheie cu silvina și carnalitul.

Condițiile izoterme s-au verificat prin evaporarea apei de mare în condiții de laborator.

Mecanismele de formare a lagunelor ca domeniu între mare, ocean și continent prin apariția barelor au fost bine imaginate în 1877 de Karl Ochenius.

Alimentarea periodic a lagunei cu apă marină explică ritmurile succesive – stratificația dintr-un depozit salin. K. Ochenius a presupus că apa marină poate ajunge printr-un aflux de suprafață în lagună, dar și prin permeabilitatea de sub bara de nisip.

În formarea masivelor de sare, această teorie este condiționată de existența a două situații:

laguna să fie adâncă, pentru a favoriza o puternică sedimentare a sării;

bara/bariera să aibă o funcționare continuă, deoarece întreruperea alimentării cu apă sărată ar conduce la secarea lagunei și nu s-ar mai putea explica grosimile mari ale zăcămintelor de sare.

De asemenea, geneza marin-lagunară este cea mai plauzibilă teorie de formare a zăcămintelor – depozitelor salifere și din România. Urmărind distribuția zăcămintelor de sare din țara noastră, expusă anterior, aceasta ne conduce la ideea că în trecutul geologic arealul cu zăcăminte de sare a reprezentat golfuri/lagune ale fostei Mări Thetys ale cărei ape ocupau Depresiunea Maramureș, Depresiunea Transilvaniei și Avanfosa Carpatică instalată în Neogen între lanțul carpatic și uscatul Platformelor Moldovenești și Valahă.

1.2 DATE GEOGRAFICE ȘI GEOLOGICE ALE ZĂCĂMÂNTULUI DE SARE SLĂNIC PRAHOVA

Din punct de vedere geografic,după cum se vede în figura 1.2, arealul salinei Slănic este situate în zona colinară de curbură a Munților Carpați, ce este străbătută de pârâul Slănic de la nord la sud. Zăcământul se situează sub orașul Slănic la o distanță de 45 km de Ploiești. Accesul în zonă se realizează pe șosea și calea ferată.

Figura 1.2. Localizarea zăcământului Slănic Prahova [ ],[ ]

Zăcământul Slănic Prahova, din punct de vedere geologic, conform figurii 1.3 este cantonat într-o zonă complicată – zona de curbură a Carpaților Orientali, cunoscut fiind faptul că unitățile geotectonice ale acestora se încalecă în pânze de șariaj de la vest spre est. Zona de curbură s-a caracterizat printr-o mare instabilitate de-a lungul timpului geologic, din Paleogen, apărând ca o arie labilă până în zilele noastre.

Arealul de dezvoltare a zăcământului de sare Slănic Prahova cuprinde depozite sedimentare ale Pânzei de Tarcău ce apar ca digitații în zona anticlinalului Homorâciu și Vălenii de Munte.

Aceste digitații aparțin flișului extern ca unitate geotectonică; ele încalecă depozitarea unității de molasă/pericarpatică. Cele două anticlinale, Homorâciu și Vălenii de Munte, separă sinclinalul Slănic.

În concluzie, zăcământul de sare Slănic Prahova este cantonat în aria cu structuri digitale ale Pânzei de Tarcău din flișul extern și zona de molasă/pericarpatică a Carpaților Orientali.

Figura 1.3. Harta geologică

1.2.1. Stratigrafia

Zăcământul de sare are dezvoltarea în zona centrală a sinclinalului Slănic, figura 1.4, având o formă lenticulară cu lungimea de 2700m, lățimea de 800 – 900m și grosimea cuprinsă între 40 – 500m.

Fig. 1.4. Secțiune prin masivul de sare Slănic Prahova:[ ],[ ]

he- helvețian; to1 – tortonian (badenian) inferior; to2- tortonian (badenian) superior, to2- ∑ -sare (badeniană) tortoniană

Din punct de vedere stratigrafic, zăcământul de sare este cantonat în depozitele posttectonice de cuvertură ale Pânzei de Tarcău și zonei pericarpatice, ce au un caracter de molasă; ca vârstă, aceste depozite cuprind intervalul Paleogen – Cuaternar.

Din punct de vedere petrografic, materialul acumulat este foarte heterogen, întâlnindu-se depozite începând cu conglomerate, pelite (argile, marne), calcare, cărbuni, tufuri și evaporate: (gips, sare și săruri de K și Mg).

În acest interval de timp doar două etaje, respective Acvitanianul și Badenianul cuprind acumulări de sare. În Acvitanian apare „formațiunea cu sare inferioară“, iar în Badenian „formațiunea cu sare superioară“.

Prima secvență evaporitică din Acvitanian, cunoscută ca „formațiunea cu sare inferioară“ are în bază „ orizontul marnelor și tufurilor cu globigerine“, iar la partea superioară „orizontul șisturilor cu radiolari“ care reprezintă de fapt șisturi argiloase de tipul șistuirlor disodilice.

Formațiunea cu sare superioară este și ea constituită dintr-o brecie cu matrice argilo-marnoasă, nisipoasă cu gipsuri și sare gemă. Această formațiune aflorează în zona de curbură a Carpaților Orientali sub forma unor cute diapire.

1.2.2. Tectonica regiunii

Aranjamentul tectonic al depozitelor ce conturează sarea este determinat de evoluția geotectonică a subzonei flișului extern și a cxelei de molasă (pericarpatică). În această evoluție, depozitele zonei de curbură a Carpaților Orientali au suferit deformări ca urmare a trei faze tectogenetice, respective:

faza coștirică în Burdigalian;

faza neoștirică în Badenian;

faza moldavică în Sarmațian.

Aceste moment tectogenetice au provocat o încălecare a formațiunilor de la vest spre est, iar mișcările fazei moldavice au produs chiar cutarea în ansamblu a formațiunilor.

Comportamentul plastic al sării a determinat în regiune și cutări în stil „diapir“. Cutele diapire constau în străpunderea depozitelor mai noi de către un sâmbure de sare sau argile mai vechi. Acest fenomen a condus la formarea unor anticlinale înguste, separate de sinclinale largi.

Ca tectonică locală, amintim faptul că depoziele salifere sunt cantonate într-un mare sinclinal – sinclinalul Slănic, încadrat de anticlinalele Homorîci și Vălenii de Munte.

Zăcământul de sare este compartimentat în două blocuri prin falia Slănic, unul vestic mai extins și unul estic mai restrains și mai coborât. Presiunile ce s-au resimțit ca urmare a tectogenezelor amintite, au determinat o cutare intensă a sării și chiar fenomene de diapirism.

1.2.3. Hidrogeologia zăcământului.

Sarea, fiind o rocă aproape lipsită de porozitate, sau cu porozitate mică, este practic impermeabilă și nu ar pune probleme din punct de vedere hidrogeologic. Probleme hidrogeologice creează formațiunile geologice acoperitoare, ce prezintă proprietăți acvifere, în sensul de a permite circușația apelor de infiltrație și inundarea subteranului. Aceste ape pot ajunge în subteran fiind favorizate de:

fisuri în masivul de sare;

fracturi sau falii;

șanțuri de dizolvare în acoperișul masivului de sare;

zone depresionare prezente în acoperișul masivului de sare.

În arealul zăcământului de sare, ca formațiuni geologice cu proprietăți acvifere amintim:

depozitele aluvionare ale râului Slănic;

nivelul de pietrășuri din acoperișul sării ce se alimentează cu apă din precipitațiile atmosferice;

formațiunile acoperitoare ce favorizează alunecări de teren frecvente și de intensitate;

Din datele de la exploatare, debitele infiltrațiilor măsurate în subteran variază între 1-13 l/h. Apele de infiltrație au putut fi depistate folosindu-se trasori chimici și radioactivi.

CAPITOLUL II

CARACTERISTICILE GEOMECANICE ALE SĂRII DIN ROMÂNIA

Cunoașterea caracteristicilor rocilor, respectiv a substanțelor minerale utile, este esențială în orice inevstigație a mecanicii rocilor, legată fie de domeniul mineritului, al construcțiilor hidrotehnice, industriale, rutiere etc., fie însăși de procesele tehnologice de săpare, perforare, împușcare, tăiere sau excavare .[ ],[ ],[ ],[ ]

2.1. CARACTERIZAREA FIZICĂ A SĂRII [ ],[ ], [ ],[ ]

Determinarea și cunoașterea acestor proprietăți, este condiționată de faptul că parametrii mecanici ai sării depind într-o anumită măsură de starea ei fizică și odată cu trecerea timpului, acești parametri se pot modifica sub influența diverșilor factori.

Caracterizarea stării fizice a sării și a influenței acesteia asupra soluționării problemei stabilității – fiabilității elementelor geometrice (pilieri, planșee, etc.) ai metodelor de exploatare a sării, implică cunoașterea valorică a principalelor proprietăți fizice și anume: greutatea specifică (), greutatea volumetrică (), umiditatea naturală (W), porozitatea (n) și cifra porilor (e), tabelul 2.1.

Toți acești parametrii au fost stabiliți în cadrul laboratorului "Geomecanica" de la Universitatea din Petroșani, în conformitate cu prescripțiile recomandate de normele Biroului Internațional de Mecanica Rocilor și a SR EN – urilor în vigoare.

2.1.1. Densitatea specifică

Densitatea specifică, într-un punct al unui corp este limita către care tinde greutatea specifică medie a volumului care conține punctul considerat, când acest volum devine mic față de dimensiunile corpului, dar rămâne mare față de dimensiunile elementelor de structură ale corpului sau, exprimat matematic :

, [N/m3] (2.1.)

Practic, în mecanica rocilor, densitatea specifică se definește ca raportul dintre greutate și volum real, fără pori și goluri, adică:

, [N/m3] (2.2.)

Conform normelor în vigoare, determinarea acestui parametru se realizează prin metoda picnometrului, metodă bazată pe schimbarea greutății picnometrului umplut cu lichid și prin înlocuirea unei părți a acestuia cu o cantitate din materialul studiat [ ],[ ],[ ]

În acest caz :

, [N/m3] (2.3.)

unde:

G – reprezintă greutatea probei studiate, sfărâmată și uscată la 105oC ;

G1 – greutatea picnometrului plin cu apă distilată, în cazul sării cu petrol lampant, spirt sau metanol ;

G2 – greutatea picnometrului plin cu lichid și proba supusă determinării după fierbere, adică după eliminarea aerului din pori, sau după eliminarea aerului cu o pompă de vid ;

a – densitatea specifică a apei la temperatura de efectuare a determinării sau a lichidului folosit.

Valorile densității specifice pentru sarea de Slănic Prahova sunt prezentate în tabelul 2.1.

Tabel 2.1. Densitatea specifică a sării de la Slănic Prahova

2.1.2. Densitatea specifică aparentă – volumică

Densitatea specifică aparentă, se definește ca raportul dintre greutatea, G a unui corp în stare naturală și volumul său aparent, Va, cuprinzând și golurile dintre particule. Ea variază în funcție de porozitate și de adâncimea de la care proba studiată a fost extrasă din scoarța terestră. Determinările pot fi realizate pe eșantioane de forme geometrice regulate – metoda dimensiunilor liniare – sau pe eșantioane de forme neregulate – prin metoda parafinării.[ ],[ ],[ ]

În cazul aplicării metodei prin parafinare, proba se cântărește, se parafinează, se cântărește cu parafină în aer și apoi în apă.

În acest caz :

(2.4.)

În această relație :

G – greutatea eșantionului supus determinării ;

G1 – greutatea eșantionului supus determinării parafinat cântărit în aer ;

G2 – greutatea eșantionului supus determinării parafinat scufundat și cântărit în apă ;

a – greutatea specifică a apei;

p- greutatea specifică a parafinei.

Ca rezultat, se acceptă valoarea medie a două determinări, dacă diferența dintre acestea nu este mai mare de 0,5 %.

Pentru sarea de la Slănic Prahova, valorile densității specifice aparente sunt redate în tabelul 2.2.

Tabel 2.2. Densitatea specifică aparentă a sării de la Slănic Prahova

2.1.3. Porozitatea [ ],[ ],[ ]

Porozitatea, n reprezintă raportul procentual dintre volumul total al golurilor și volumul aparent al probei, adică :

(2.5.)

Interpretarea fizică a acestei mărimi este greoaie și de aceea porozitatea n se exprimă prin mărimile determinate anterior, astfel :

(2.6.)

Are o influență deosebită asupra caracteristicilor fizico-mecanice, elastice și reologice ale rocilor – ale sării, valorile obținute fiind cuprinse în tabelul 2.3.[ ]

Tabel 2.3. Porozitatea sării de la Slănic Prahova

2.1.4. Cifra porilor

Cifra porilor, e, reprezintă raportul dintre volumul total al golurilor și volumul fazei solide, adică :

, [%] (2.7.)

Procedând ca și în cazul precedent :

, [%] (2.8.)

Cunoașterea celor doi parametrii, n și e, ne conduce la aprecierea condițiilor de rezistență a sării, posibilitatea de circulație mai mare sau mai mică a fluidelor prin sare .

2.5. Umiditatea

Umiditatea, W , se definește ca raportul exprimat în procente dintre greutatea apei care se găsește în rocă și care poate fi îndepărtată – separată de aceasta – prin încălzire la 105oC și greutatea scheletului mineral, adică :

(2.9.)

În această relație :

Gw – greutatea apei îndepărtată prin încălzire la 1050 C ;

Gs – greutatea probei după uscare.

Determinarea acestui parametru este realizată fie prin metodele clasice de laborator, fie prin metoda rapidă sau industrială, acceptâdu-se ca rezultat media a trei determinări.[ ], [ ],[ ]

2.2. CARACTERIZAREA MECANICĂ [ ],[ ],[ ],[ ],[ ],[ ],[ ]

În conformitate cu obiectivul urmărit, am determinat în contextul precizat, următoarele rezistențe ale sării geme: rezistența de rupere la compresiune monoaxială; rezistența de rupere la tracțiune (rt); rezistența de rupere la forfecare pe plan obligat; coeziunea (c) și unghiul de frecare interioară (). Metodele de determinare și relațiile de calcul sunt utilizate în conformitate cu recomandările Biroului Internațional de Mecanica Rocilor și SR EN-urile în vigoare .[ ]

2.2.1. Rezistența de rupere la compresiune monoaxială

Rezistența de rupere la compresiune monoaxială se definește ca fiind valoarea tensiunii de rupere a epruvetelor de roca supuse unor solicitări la compresiune. Este o mărime care depinde forma eșantioanelor (cuburi, prisme, cilindri), dimensiunile acestora, coeficientul de zveltețe și viteza de solicitare. Pentru aceeași mărime a suprafeței transversale, rezistența cea mai mare se obține pe epruvete de formă cubică, cea mai mică se obține pe epruvete prismatice, iar o rezistență intermediară se obține pe epruvete cilindrice .[ ],[ ] Analitic este exprimată prin relația:

; [MPa] (2.10.)

F – forța maximă înregistrată în momentul ruperii;

A – secțiunea transversală a epruvetei.

Valorile obținute pentru această caracteristica le-am prezentat în tabelul 2.4.

Tabel 2.4. Rezistența de rupere la compresiune monoaxială

2.2.2. Rezistența de rupere la tracțiune monoaxială

Rezistența de rupere la tracțiune monoaxială este definită ca fiind valoarea tensiunii la rupere a epruvetelor de rocă – sare supuse unor solicitări la tracțiune . Aceasta reprezintă rezistența pe care o au în momentul ruperii eșantioanele supuse la solicitări perpendicular pe secțiunea medie, care cresc cu o viteză de 0,1-0,5MPa·s [ ],[ ] . În tabelul 2.5. am prezentat valorile rezistenței de rupere la tracțiune monoaxială pentru sarea de la Slănic Prahova.

; [MPa] (2.11.)

d – diametrul epruvetei;

h – înălțimea epruvetei.

Table 2.5. Rezistența de rupere la tracțiune monoaxială a sării de la Slănic Prahova

2.2.3. Rezistența de rupere la forfecare monoaxială

Rezistența la forfecare a rocilor este tensiunea de rupere σf la forfecare aplicată pe un plan pe care forța normală este nulă[ ],[ ] . Rezistența la forfecare se datorează frecării dintre partcule și coeziunii care rezultă din interacțiunea forțelor electrochimice la suprafețele particulelor și a complexelor lor de absorbție[ ],[ ] .

Valorile rezultate în urma determinării rezistentei la forfecare monoaxială pentru sarea de la Slănic Prahova sunt prezentate în tabelul 2.6.

; [MPa] ; [MPa] (2.12.); (2.13.)

α – unghiul de înclinare al planelor de forfecare.

Table 2.6. Rezistența de rupere la forfecare monoaxială

2.2.4. Rezistența de rupere la forfecare triaxială

Rezistența de rupere la forfecare triaxială în cazul rocilor și implicit al sării geme care, în mod natural, sunt situate în masiv într-o stare de tensiune triaxială, comportamentul mecanic se impune a fi studiat în condițiile de triaxialitate.

O asemenea încercare, practic simulează mult mai bine condițiile reale ale rocilor saline. Dar lucrul cel mai important este acela că încercarea triaxială reflectă faptul că ruperea rocilor, respectiv a sării geme, depinde puternic de cele două componente de tensiune, normală și de forfecare, pentru care corespunde în final un anumit mod de rupere (casant sau ductil), față de metodele unde ruperea sau curgerea depinde foarte puțin de tensiunea normală medie .[ ],[ ],[ ],[ ]

2.2.4.1. Rezistența de rupere a sării la solicitarea triaxial cilindrică

Plecând de la definirea încercării poliaxiale ca fiind încercarea triaxială adevărată în care cele trei tensiuni principale (sau oarecare ) pot varia în mod independent, se precizează că celelalte tipuri de solicitări triaxiale nu sunt altceva, decât niște cazuri particulare ale solicitării poliaxiale sau cubice.

În general, încercările triaxiale se pot realiza prin diferite tipuri de solicitări; compresiune, tracțiune, răsucire, combinate. În cazul de față, încercarea s-a realizat prin compresiune, valorile obținute fiind prezentate în tabelul 2.7. Indiferent de modul de solicitare, triaxialitatea se diferențiază după modul de separare a tensiunilor ce se creează și care acționează asupra epruvetelor, astfel:

– printr-o condiție între tensiunile principale de forma:

sau . (2.14.)

Încercarea triaxială este de tip cilindric sau axial simetric;

– printr-o condiție între tensiunile principale de forma:

sau (2.15.)

Încercarea triaxială este de tip hidrostatic sau sferic;

printr-o condiție între tensiunile principale de forma:

sau încercarea triaxială este de tip cubic.

Relația de calcul a rezistenței de rupere la compresiune triaxial cilindrică, în conformitate cu principiul constructiv, este;

(2.16.) [MPa]

în care:

D și d sunt diametrul pistonului, respectiv a epruvetei; este tensiunea laterală; P este forța de rupere.

Tabelul 2.7. Rezistența de rupere la solicitarea triaxial cilindrică a sării de la Slănic Prahova

2.2.5. Coeziunea și unghiul de frecare interioară

Coeziunea reprezintă forța de legătură dintre particulele component ale unei roci sau substanțe minerale utile, având dimensiunile unei tensiuni; poate fi determinată prin: cunoașterea rezistenței de rupere la compresiune și a rezistenței de rupere la tracțiune, prin încercări de forfecare sau prin încercări triaxiale. Valorile obținute pentru coeziune și unghiul de frecare interioară sunt redate în tabelul 2.8., respectiv tabelul 2.9.

Unghiul de frecare interioară este definit ca fiind unghiul a cărui tangentă trigonometrică reprezintă coeficientul de frecare interioară dintre particulele rocii analizate.[ ],[ ],[ ],[ ]

Tabel 2.8. Coeziunea sării de la Slănic Prahova

Table 2.9. Unghiul de frecare interioară

2.3. CARACTERIZAREA ELASTICĂ A SĂRII GEME

Prin elasticitate se înțelege proprietatea unor corpuri solide de a se deforma fără a-și pierde consistența și recăpătarea completă sau aproape completă a formei inițiale după încetarea forțelor exterioare care au acționat asupra lor. Elasticitatea poate fi pusă în evidență cu ajutorul următorilor parametri: limita de elasticitate, modulul de elasticitate, constanta și coeficientul lui Poisson .[ ],[ ],[ ],[ ],[ ]

Pentru elucidarea comportamentului sub sarcină al sării geme, pe lângă evaluarea principalelor caracteristici de rezistentă prezentate anterior, o importanță deosebită o constituie și determinarea experimentală a parametrilor de deformare: curba caracteristică tensiune – deformare, constantele elastice (modulul de elasticitate, coeficientul și constanta lui Poisson, tensiunea la limita elastică). Determinarea lor implică folosirea unor tehnici de măsurare atât a sarcinii, cât și a scurtărilor, respectiv a alungirilor suferite de epruvetele solicitate.[ ] S-a optat pentru măsurarea alungirilor și scurtărilor prin intermediul instrumentației mecanice cu microcomparatoare cu precizia de 1 / 100 și respectiv de 1 / 1000.

2.3.1. Modulul de elasticitate static, E

Modulul de elasticitate static (E) reprezintă factorul de proporționalitate dintre eforturi și deformații în domeniul elastic [ ]. A fost determinat prin măsurarea scurtărilor longitudinale ale epruvetelor cu 1 < < 2 solicitate la compresiune în limitele 5 și 30 % din rezistența de rupere la compresiune. Viteza de încărcare s-a menținut la valoarea de 0,5 MPa și secundă. Scurtările axiale s-au măsurat cu ajutorul microcomparatoarelor de 1 / 100, în patru puncte dispuse la 90° între ele pe circumferința epruvetelor. Valoarea modulului de elasticitate s-a obținut din relația:

(2.17.)

reprezentând deci revenirea epruvetei deformate de la o sarcină egală cu 0,3σrc. Am realizat determinări pe epruvete de sare , iar rezultatele obținute le-am centralizat în tabelul 2.10.

Tabelul 2.10. Modulul de elasticitate static

2.3.2. Modulul de elasticitate dinamic,Edin

În teoria elasticității, modulul de elasticitate se definește ca fiind valoarea tangentei pe care curba efort-deformare o are într-un punct oarecare .[ ]

Modulul de elasticitate dinamic, Edin s-a obținut pe baza vitezei undelor longitudinale, prezentate în tabelul 2.12, determinate cu ajutorul betonoscopului V.2702 la frecvența de lucru de 50 Hz pe epruvete cilindrice cu coeficientul de zveltețe = 2. Rezultatele obținute sunt prezentate în tabelul 2.11.

Relația de calcul utilizată este :

(2.18)

unde: a – greutatea specifică aparentă;

g – accelerația gravitațională;

V1 – viteza undelor longitudinale.

Tabelul 2.11. Modulul de elasticitate dinamic

O influență mare asupra vitezei de propagare a undelor o are și orientarea direcției de transmitere a lor față de direcția de stratificație a rocilor. În realitate, rocile și substanțele minerale utile – sarea – nu se încadrează în condițiile teoretice enunțate – existent fisurilor, fenomenul de amortizare, viteză diferită – perpendicular au paralel cu stratificația – motiv pentru care este obligatorie luarea în seamă a acestor anomalii . În general, încercările de transmitere a undelor perpendicular pe stratificație au arătat valori minime ale vitezei de propagare , iar în lungul direcției de stratificație, valorile au fost maxime ,după cum reiese din tabelul 2.12.

Tabelul 2.12. Viteza undelor longitudinale

2.3.3. Coeficientul și constanta lui Poisson, , m

Coeficientul lui Poisson (µ) reprezintă raportul dintre deformația specific transversal (Etr) și deformația specifică longitudinală (El) a unei epruvete de rocă supusa la effort monoaxial .[ ],[ ]

Coeficientul și constanta lui Poisson le-am determinat prin măsurarea alungirilor transversale și scurtărilor longitudinale a epruvetelor cu 1 < λ < 2 solicitate la compresiune:

(2.19.)

Am măsurat alungirile și scurtările cu câte 4 microcomparatoare dispuse la 900 decalaj între ele. Microcomparatoarele au avut sensibilitatea de 1 / 100 pentru scurtări și de 1 / 1000 pentru alungiri.

Limita deformațiilor liniare sau tensiunea la limita elastică, este sarcina specifică la compresiune monoaxială până la care corelația σ – εi este liniară . Am determinat-o pe baza curbei tensiune-deformare, obținându-se prin derivare grafică punctul pentru care coeficientul unghiular al tangentei la curba are o valoare cu 50 % mai mică decât coeficientul unghiular maxim. Determinările și interpretarea rezultatelor le-am realizat respectând norma 3 a B.I.M.R., iar rezultatele obținute le-am trecut în tabelul 2.13, respectiv 2.14.

Tabelul 2.13. Coeficientul Poisson

Tabelul 2.14. Constanta lui Poisson

2.4. CARACTERIZAREA REOLOGICĂ A SĂRII

Reologia, știința consacrată legilor fizice de deformare a sistemelor materiale, studiază deformațiile suferite în timp, sub efectul tensiunilor care le sunt aplicate, ținând cont de viteza acestor tensiuni, mai general, de variația deformațiilor sau a tensiunilor în funcție de timp.

Reologia caută să stabilească anumite relații între tensiuni și deformații, în care sa intervină timpul în mod obligatoriu și în unele cazuri temperatua și presiunea. Specialiștii în geomecanică sunt interesați, în primul rând, să studieze în primul rând deformarea în timp a rocilor cu comportament elastic sau elasto-plastic, deformare care se manifestă în pereții lucrărilor miniere, unde se întâlnesc temperaturi până la 50-60°C și solicitări de 2800÷3500 daN/cm2. Presiunile la care sunt supuse rocile depind de adâncimea lucrării miniere, respectiv de coeficientul de concentrare a stărilor de tensiune, care nu poate fi mai mare de (3÷4) γaH. Aceste temperaturi și presiuni nu sunt capabile să influențeze într-un fel sau altul procesul de deformare în timp sub o presiune constantă. În consecință, modul de comporatare a rocilor elastice și elasto-plastice care sunt supuse la tensiuni constante un timp îndelungat, în conditii de temperatură și presiune considerate ca normale, sunt probleme specifice mineritului . [ ],[ ],[ ]

Studiile efectuate în laborator și în subteran au arătat că diversitatea deformațiilor înregistrate de roci sub influența unui regim de tensiuni pot fi grupate în deformații elastice, plastice și vâscoase; pentru ilustrarea caracterului acestor categorii de informații au fost concepute modele mecanice ideale.[ ],[ ],[ ]

Importanța cunoașterii proprietăților reologice ale sării geme rezultă din faptul că sarea își modifică în timp caracteristicile, deci și regimul de presiune, cât și din faptul că și caracteristicile susținerilor sunt o funcție de timp . [ ],[ ]

Cunoașterea comportamentului reologic creează posibilitatea stabilirii unor indicatori cantitativi în vederea realizării unor susțineri concrete în concordanță cu caracteristicile geomecanice date .[ ],[ ]

Conform încercărilor funcție de timp pot fi determinate deformațiile longitudinale și transversale și funcție de acestea, se pot determina o serie de parametrii reologici: a, b, , , , , , CF, , lldc; lldt :

(2.20.)

(2.21.)

= 1 – b (2.22.)

= 102 + lg b (2.23.)

(2.24.)

(2.25.)

(2.26.)

(2.27.)

(2.28.)

(2.29.)

unde:

lldc – este rezistența limită de lungă durată la compresiune.

lldt – este rezistența limită de lungă durată la tracțiune.

– nucleul de fluaj al lui Abel.

Influența timpului asupra stabilității excavațiilor miniere subterane se examinează în contextul următoarelor lucrări miniere:

Lucrarea minieră este executată în roci de primul tip reologic (comportament Poynting – Thomson ).

În acest caz . , 1 și X1 sunt coeficienți ce caracterizează masivul de rocă considerat, și deci:

pentru lucrare nesusținută :

deplasarea pe contur :

(2.30.)

deformațiile :

(2.31.)

tensiunile :

În tabelele2.15 și 2.16 sunt redate condițiile limită în stare de tensiune.

Tabel 2.15. Condițiile la limită

Tabel 2.16 Expresiile corespunzătoare stării de tensiune și ale funcției A(t)

Constanta C1 se determină conform condițiilor inițiale.

Lucrare minieră executată în roci de cel de-al doilea tip reologic (comportament Maxwell).

În acest caz :

(2.32.)

pentru lucrare nesusținută :

deplasarea pe contur :

(2.33.)

deformațiile :

(2.34.)

tensiunile :

(2.35.)

2.6. CARACTERISTICILE GEOMECANICE ALE SĂRII DIN MASIV [ ],[ ],[ ]

Masivul de sare considerat ca o masă heterogenă prezintă variații și interdependențe între diferitele continuități și discontinuități ce-l caracterizează.

În domeniul minier, descrierea geologică – raportul geologic preliminar – trebuie să devină un document de prim ordin care să fie completat cu o prezentare precisă, pe planuri a zăcământului sare. Tot prin prelucrarea informațiilor și a raționamentelor geologice obținute atât în laborator cât și în situ, se va putea ajunge la o conturare precisă a studiilor și încercărilor ce trebuie întreprinse și a problemelor de stabilitate ce trebuie rezolvate.

Ca urmare, cunoașterea caracteristicilor de legătură existente în masivul de sare, create în timp de fenomenele geologo-tectonice, devine un imperativ pentru realizarea exploatării sării în bune condiții.

2.6.1. Deformarea sării și a zăcămintelor de sare

Depunerile de sare din bazinele de sedimentare lagunare nu și-au păstrat întotdeauna poziția stratigrafică inițială. De multe ori, datorită plasticității ei, sarea a curs, formând structuri tectonice specifice/structuri halogene. Diapirismul este procesul prin care rocile plastice și cu densitate mică, cum este sarea, sub acțiunea presiunii din scoarța pământului, migrează din zonele profunde spre suprafață, boltind sau străpungând stratele acoperitoare.

Datorită fluidității și densității foarte mici, sarea nu poate să stea în echilibru la aceste adâncimi mari și se ridică străpungând stratele acoperitoare. Masele de sare fluide, migrate de la adâncimi mari unde temperatura este mai ridicată, își micșorează capacitatea de curgere și pot rămâne complet imobile când ajung la adâncimi mici unde sarea se răcește în contact cu stratele înconjurătoare cu temperatură mai scăzută. În acest mod se explică încetarea curgerii în unele diapire.

Mecanismul curgerii masivelor de sare explică dublul comportament, elastic și plastic, al masei de sare. La forțele interne și externe, care tind să deformeze corpul de sare, aceasta se opune prin forțele de rețea. Atâta timp cât aceste forțe nu sunt depășite, corpul de sare se deformează elastic iar sarea rămâne nemișcată un timp nelimitat și nu suferă nici o curgere. În momentul depășirii forțelor de rețea începe curgerea vâsco-plastică a masei de sare.

Așadar, după o perioadă lungă în care poate avea loc o creștere continuă a tensiunilor din masiv, ca urmare a sedimentației neomogene, a eroziunii sau a unor cauze tectonice, în momentul când se depășește limita de elasticitate, începe o nouă curgere, până la crearea unui nou echilibru, când curgerea se oprește pentru o altă perioadă de timp.

2.6.2. Fragmentarea naturală a masivului de sare

În urma mișcărilor geo-tectonice, în diferite perioade geologice, s-a ajuns ca masa de sare să fie supusă unor fenomene „de deformare și de apariție a rupturilor” adică să se fragmenteze. Se pot distinge două tipuri de fragmentări: fragmentarea la scară cristalină și fragmentarea la scară mare.

Fragmentarea la scară cristalină constă din clivaje cristaline, defecte reticulare, geode, micro-fisuri și goluri integranulare.

Fragmentarea naturală la scară mare poate fi privită ca o structură caracteristică generală a masei de sare sau a masivului. Această fragmentare reprezintă discontinuitățile din rocile ce constituie masivul, cum sunt: stratificația, șistuozitatea, clivajele de textură, disjoncțiunea, divizibilitatea, fisibilitatea și fracturile: diaclaze, paraclaze, fracturi plastice, contacte.

2.6.3. Anizotropia și heterotropia sării

În urma mișcărilor geologico-tectonice în diferite perioade geologice s-a ajuns ca masa de sare să fie supusă unor fenomene de deformare și de apariție a rupturilor, adică să se fragmenteze atât la scară cristalină cât și la scară mare, imprimând masivului de sare un caracter anizotrop.

Fragmentarea la scară cristalină prin defectele fizice create a dus la apariția anizotropiei de constituție, cunoscută în literatură și ca anizotropie de structură, sau ca anizotropie a mineralelor singenetice sau primară și care ca efect în sine pentru scara masivului studiat din punct de vedere a mecanicii rocilor poate fi neglijată. Independent de anizotropia de constituție, masivul de sare mai suferă un fenomen de anizotropie datorat unor eforturi interne foarte variabile (a energiei potențiale înmagazinate de la formarea lui și până la momentul t) care sunt funcție de istoricul masivului și vârsta lui.

O asemenea anizotropie denumită tectonică, de fracturare sau secundară este caracteristică probelor de sare și masivelor de sare, fiind o consecință a fazei de evoluție a rocii aflate sub influențe exogene sau antropogene.

Însumarea acestor tipuri de anizotropie conduce la noțiunea de anizotropie generală care, pentru un masiv de sare supus unui câmp de forțe (de exemplu forțe gravitaționale), reacționează în sensul modificării repartiției eforturilor și reduce în mod serios rezistența rocilor după direcțiile de manifestare ale acestei caracteristici.

Prin efectul ei anizotropia trebuie considerată deci ca o caracteristică de legătură de mare importanță în domeniul mecanicii rocilor și implicit în domeniul minier, deoarece ea poate genera în masa de sare zone și direcții de tensiuni mărite care pot deveni periculoase dacă nu sunt luate în considerare. Ca urmare, această proprietate se impune a fi asociată tuturor caracteristicilor fizico-mecanice, elastice și de deformare, în scopul definirii raționale a masivului din punct de vedere fizic și mecanic.

Categoria de anizotropie care înglobează comportamentul sării este denumită anizotropie determinativă, ea putând fi legată de fenomenele studiate în masiv și în special de starea de tensiune și deformare, presupunând ipoteza „că proprietățile fizice, mecanice, elastice și de deformare variază cu orientarea solicitărilor și că în timpul geologic de formare masa de sare și-a creat direcții preferențiale după care acestea prezintă predispoziția preferențială de a ceda, de a se fisura“.

Din punct de vedere fizic, anizotropia determinativă este considerată ca o direcție preferențială de atenuare a caracteristicilor unui masiv de sare. Statistic un asemenea fenomen poate fi pus în evidență prin intermediul unui indicator care să exprime tendințe de organizare a comportării mecanice după o anumită direcție preferențială și care s-a denumit coeficient de anizotropie A sau entropie informațională, care reprezintă gradul de dezorganizare a unui sistem și se exprimă prin valoarea medie a logaritmului probabilităților sau noțiunea de energie informațională a fenomenului cu suma pătratelor frecvențelor:

(2.36.)

unde:

Ei – este energia informațională

fi – frecvențele relative cu condiția ca:

Energia informațională variază deci între limite și anume crește cu starea de organizare a sistemului de la valoarea 1/n corespunzătoare sistemului complet organizat la valoarea 1, corespunzătoare sistemului complet organizat. Un asemenea indicator poate fi aplicat cu succes pentru materializarea anizotropiei determinative pe baza datelor obținute prin încercări la compresiune punctiformă realizate în laborator.

În acest scop se fac următoarele considerații:

– starea izotropă în conformitate cu sensul fizic este presupusă ca fiind caracterizată de o structură în care toate frecvențele cu care intervin elementele componente sunt egale între ele și masivul nu prezintă direcții preferențiale de atenuare a caracteristicilor adică:

f1 = f2 = f3…= fi =…= fn. (2.37.)

Într-o asemenea stare nu se produce nici o diferențiere în distribuția fisurilor măsurate și fenomenul cercetat este caracterizat de o dezorganizare completă, prezintă o energie informațională minimă (teoretic Ei = 0, pentru un corp perfect izotrop).

– starea anizotropă este antipodul minimului energiei informaționale, adică limita superioară a acesteia corespunzător cazului când întregul fenomen este concentrat într-o singură direcție (teoretic Ei = maximum = 1 pentru masiv perfect anizotrop.)

Caracteristicile unui masiv pe de o parte depind de elementele structurale componente, de compoziția mineralogico-petrografică de forma și de așezarea componenților structurali și texturali – blocuri, de caracterul și tipul de legături dintre aceștia și de modificările secundare ce pot interveni în diferite stadii. Pe de altă parte, cantitativ, datorită dispesiei rezultatelor, se confirmă existența claselor de heterogenitate – fragmentarea naturală în interiorul masei de sare, fapt ce impune precizarea unui coeficient de siguranță care să permită obținerea de rezultate utilizabile din punct de vedere practic. “În situ” rezistențele masivului sunt mai mici decât cele determinate în laborator, ca urmare a scării intermediare la care apare heterogenitatea. Un asemenea coeficient de siguranță poate fi stabilit ca raportul dintre eforturile la forfecare după direcțiile de anizotropie materializate prin vectorul de anizotropie. De exemplu, considerând un masiv cu două direcții de anizotropie I și II, valoarea unui asemenea coeficient este de 1-2 și care va satisface pe deplin caracterizarea reală a unui asemenea masiv prin prisma dualității siguranță-economicitate.

Anizotropia determinativă așa cum a fost definită și heterotropia sunt consecințe ale fenomenelor geo-tectonice suferite de masivul de rocă în decursul timpului până în momentul dat. Cunoașterea heterogenității masivului, adică a fragmentării lui majore, cu toate caracteristicile geometrice și în special a numărului de sisteme de fragmentare și a orientării acestora ne conduc la cunoașterea anizotropiei masivului.

Uneori caracteristicile de legătură se pot modifica cu adâncimea și direcția masivului. Ca urmare, o dată cu trecerea la deschiderea, pregătirea și exploatarea zăcământului, caracteristicile de legătură determinate trebuie urmărite și verificate, sesizându-se de către geolog – topograf și inginerul minier pe documentația grafică orice modificare. Numai printr-o evidențiere clară a unor asemenea proprietăți se poate trece la o cunoaștere reală a masivului din punct de vedere fizico-mecanic iar încadrarea lui în legități de comportare să ne conducă la soluționarea optimă a tuturor problemelor ce apar în activitatea minieră.

Asemenea proprietăți pot trece prin diferite stadii, amplificându-și amprenta asupra masivului. Astfel ele pot apărea și să se dezvolte o dată sau în timpul formării sării – stadiul primar. Pot continua ca și un efect cauzat de procesele tectonice ce au loc și care le amplifică și pe unele le modifică – stadiul secundar, iar unele dintre masele de rocă suferă în continuare, datorită condițiilor geologice și tectonice, o serie de fenomene ca aflorimentul, relaxarea stării de tensiune, umectarea, materializate prin fenomenul sau stadiul de dezagregare – degradare – roci clastice.

Într-un masiv de sare toate aceste trei stadii pot exista în mod simultan complicând considerabil structura lui și ca urmare și modul de stabilire a proprietăților ce îl vor caracteriza.

Pe lângă metodele directe de experimentări în laborator s-a folosit pentru simularea comportamentului masivului de roci saline de la Slănic Prahova, un software geotehnic bazat pe criteriul de rupere Hoek- Brown. Caracteristicile geomecanice ale sării sunt prezentate în tabelul 2.15.

Tabel 2.15. Caracteristicile geomecanice ale sării

Criteriul de rupere Hoek- Brown[ ],[ ] este general acceptat și se aplică în întreaga lume obținând rezultate care satisfac necesitățile inginerești. Există câteva incertitudini și uneori nu există acuratețe în rezultate obținute, motiv pentru care se recurge la modele numerice și programe de calcul ale echilibrului la limită.

Introducerea criteriului generalizat al lui Hoek- Brown (1994), dă posibilitatea să fie incorporate atât condițiile criteriului original cât și modificările la criteriu, ținând seama de parametri geometrici, geologici ai masivului de sare. Pentru estimarea rezistenței masivului de sare s-a introdus indicele GSI (Geological Strength Index) care acoperă neajunsurile indicelui RMR propus de Bieniawski. Acest indice ne permite să grupăm masivul de sare în șase categorii în funcție de structura geologică de la structura intactă a masivului pâna la structura laminară și în același timp ținând seama de caracterizarea discontinuităților masivului de sare, în cinci categorii, de la sarea foarte bună la sarea foarte slabă. Practica inginerească ne dă posibilitatea să alegem pentru masivul de sare, ținând seama și de structura geologică, un Indice global de rezistență GSI cuprins în intervalul (98 – 87) adică o structură intactă sau masivă, cu puține zone de discontinuitate.

S-au făcut simulări pentru valoarea GSI = 98, adică masivul de sare aproape intact, bine structurat prin legături interne, constând în blocuri cubice formate după trei axe, intersectate de locuri de discontinuitate.

Pentru rocile saline de la Slănic Prahova, cunoscând caracteristicile geo-morfologice s-a ales valoarea lui mi, indice structural apreciat după recomandările din literatura de specialitate în intervalul (10 2). S-au făcut simulări cu valoarea mi =10, și mi =8, observând cea mai bună comportare a masivului de sare la valoarea mi = 10.

Deosebirile între masivul de rocă perturbat și neperturbat sunt cunoscute în general din experiența din practica inginerească. Ediția 2002 a criteriului de rupere Hoek- Brown estimează acest lucru prin introducerea factorului de disturbanță (perturbare) D. Influența factorului D poate să fie foarte largă. Am făcut simulări apreciind acest factor D cu valori de la 0 la 0,5. Am ales valoarea D = 0 a acestui factor, rezultatele fiind mai apropiate de cazul real.

Cele mai multe software-uri geotehnice sunt gândite având la bază elemente ale criteriului de rupere Mohr- Coulomb. Este necesar să se determine unghiul de frecare φ și coeziunea C, pentru un șir de valori ale tensiunii, pentru fiecare probă de rocă. Acestea sunt obținute prin aproximarea printr-o dreaptă a mediei unor valori, la curba generată de rezolvarea ecuației valorilor tensiunii principale minime, σ3.

Sunt trasate graficele pentru tensiunea principală minimă și maximă pentru Hoek – Brown și echivalentul criteriului Mohr – Coulomb.

Conform criteriului Mohr – Coulomb, tensiunea de forfecare τ pentru o tensiune normală dată, se obține prin substituirea valorilor lui C și φ în ecuația (2.38)

(2.38)

Criteriul de rupere Hoek- Brown, original (1980) a suferit treptat modificări de către autori, care au propus relații de calcul pentru tensiunile principale pentru caracterizarea masivului (1.2), mai convenabil decât relații între tensiunile tangențiale și normale

(2.39)

unde: σ1 este tensiunea principală maximă la rupere;

σ3, este tensiunea principală minimă sau tensiunea de confinare;

m și s sunt constante de material;

σrc rezistența de rupere la compresiune monoaxială a sării intacte;

Din ecuația (1.2) se obține rezistența de rupere la compresiune monoaxială a sării σc daca se înlocuiește σ3 = 0, relația (1.3). Înlocuind σ1 = σ3 = σt, se obține rezistența de rupere la tracțiune monoaxială a sării σt., relația (1.4)

(2.40)

În criteriul generalizat s-a folosit valoarea redusă a constantei de material mi, și anume mb.

(2.41)

unde

(2.42)

Ruperile încep la frontiera excavației când σc este depășit de tensiunea indusă la frontieră. Ruperea se propagă de la punctul inițial în planul suprafeței tensiunilor și eventual se stabilizează când rezistența locală este mai mare decât tensiunile induse σ1 și σ3. Cele mai multe modele numerice urmăresc acest proces al propagării fisurilor care este foarte important când avem în vedere stabilitatea excavațiilor în roci și când se proiectează elementele de susținere la nivelul unei analize detaliate.

Hoek sugerează că și coeziunea determinată din aproximarea prin tangenta la înfășurătoarea Mohr este valoarea limită superioară și poate da rezultate bune în calculele de stabilitate. În consecință, o valoare medie determinată prin aproximarea lineară a relației Mohr- Coulomb prin metoda celor mai mici pătrate poate fi mai apropiată.

Pe baza acestor considerații s-a folosit această metodă de simulare prin implementarea în programul specializat RocLab sub Windows, a parametrilor și proprietăților rocii saline de la Slănic Prahova, program care include tabele și grafice pentru estimarea tensiunii monoaxiale de compresiune ale rocii intacte, (σci), constanta de material mi și indicele GSI.

Valorile caracteristicilor din masiv, precum și cele ale tensiunii critice determinate pentru probele de sare de la Slănic Prahova determinate în laborator sunt prezentate în Tabelul 2.15

În urma simulării comportamentului sării din masiv pe baza criteriului de rupere Hoek –Brown au fost obținute rezultatele care sunt prezentate în Tabelul 2.16. și în Figurile 2.1, respectiv 2.2.

Tabelul 2.16. Caracteristicile sării din masiv la Slănic Prahova[ ]

Tabelul 2.17. Caracteristicile geomecanice ale rocilor de la salinele din România [ ],[ ]

Fig.2.2 Dependenta dintre tensiunile principale maxime si minime pentru m = 10

2.7.. CONCLUZII

Caracteristicile geomecanice ale sării geme recoltate de la orizonturile IX, X, XI au fost determinate în conformitate cu standardele în vigoare. Aceste determinări au fost realizate în laboratorul de Geomecanică al Universității din Petroșani.

Cea mai mare valoarea a densității specifice o are sarea din orizontul X, -2,276104 N/m3.

Valoarea cea mai mare o are densitatea volumică din orizontul X, a -2,196 104 N/m3,.

Porozitatea are valoarea cea mai mică pentru sarea din orizontul X, unde n – 0,54%.

Compactitatea sării geme are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul X (C – 99,45%), ceea ce înseamnă că este mai densă decât sarea din orizonturile IX și XI.

Rezistența de rupere la compresiune monoaxială are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul IX, unde rc – 35,206 MPa.

Rezistența de rupere la tracțiune prezintă valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul X, unde rt – 2,664MPa.

Cea mai mare valoare a rezistenței de rupere la forfecare putem spune că o are sarea din orizontul IX.

Coeziunea sării de la Slănic Prahova variază în limite foarte largi. Astfel, valoarea cea mai mare a coeziunii determinate prin metoda Mohr, o are sarea din orizontul XI. Coeziunea determinată din încercarea la forfecare are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul X, iar prin solicitarea la compresiune triaxială coeziunea are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul XI, C = 16 MPa.

Modulul de elasticitate determinat prin solicitări statice prezintă valorile cele mai mari pentru sarea din orizontul XI (1940 – 1975) MPa, rezultând că sarea din acest orizont este mai elastică decât cea din orizonturile IX și X.

Coeficientul lui Poisson, pentru sarea de la Slănic Prahova, are valorile cele mai mici pentru sarea din orizontul XI.

Modulul de elasticitate determinat prin solicitări dinamice prezintă valorile cele mai mari pentru sarea din orizontul XI.

Limita de elasticitate a sării prezintă valorile cele mai mari pentru sarea din orizontul XI, e – 3,072 MPa.

Deformația periculoasă de rupere are valoarea cea mai mică pentru sarea din orizontul X, unde r = 6,189 %.

Proprietățile fizice cele mai favorabile sunt reprezentate de sarea gemă din orizontul X.

Rezistențele mecanice cele mai ridicate le are sarea din orizonturile IX și X.

Sarea cu cele mai bune caracteristici elastice, este sarea din orizontul XI.

CAPITOLUL III

METODE DE EXPLOATARE A SĂRII APLICATE ÎN ROMÂNIA

Scurt istoric [ ],[ ],[ ]

Pentru zăcămintele cu grosime mare, exploatarea se face în felii, lăsându-se planșee de siguranță între spațiul dintre felii și stâlpii de siguranță. Din această grupă de zăcăminte nemetalifere fac parte și masivele de sare. În anumite situații, exploatarea se face prin camere izolate, care se adâncesc până la limita tehnică și economică de exploatare. În asemenea condiții s-a exploatat zăcământul de marmură de la Rușchița și s-au exploatat în trecut zăcămintele de sare.

Zăcămintele de sare se deosebesc de celelalte zăcăminte minerale, motiv pentru care și metodele de exploatare sunt diferite în comparație cu metodele folosite la extracția cărbunelui și a celorlalte substanțe minerale utile.

Extensiunea mare a masivelor de sare, cât și valoarea redusă a sării în comparație cu alte substante minerale, alături de alte particularități fizico-mecanice ale sării, impun alegerea unor metode de exploatare prin lucrări subterane cât mai puțin costisitoare. Acest lucru este posibil întrucât, în marea majoritate, lucrările miniere pot fi executate în masivul de sare, fără să fie necesare lucrări pentru susținerea lor.

Metoda cu camere cu profil trapezoidal și cu abataj descendent. În trecut, exploatarea zăcămintelor de sare din țara noastră s-a facut prin camere izolate începute direct de la suprafață, prin camere sub forma de con, butelie sau clopot, începute dintr-o lucrare de deschidere de la zi. Începută în acest fel, camera se adâncea atât cât permiteau condițiile naturale și cele de ordin tehnico-economic, după care se abandona și se trecea la exploatarea altei camere. Metoda de exploatare prin camere izolate realiza un coeficient de extracție foarte scăzut și prezenta o serie de neajunsuri de ordin tehnic și organizatoric. Din aceste motive s-a trecut la exploatarea prin camere cu profil trapezoidal, care asigura mai bine securitatea exploatării, înlătura în bună parte neajunsurile camerelor izolate și permite realizarea în bune condiții a unui procent ridicat de sare bulgări – peste70% din productivitatea totală.

Exploatarea sării prin camere cu profil trapezoidal a fost folosită începând din anul 1777 la salinele din Transilvania, iar din anul 1845 s-a introdus și la salinele din Moldova și Muntenia.

Metoda cu camere cu profil dreptunghiular și abataj ascendent. Această metodă a fost introdusă în anul 1950 la salina Ocna Mureș; prezintă avantajul că se poate aplica în condiții economice în orice zăcământ de sare și când nu se impun condiții în privința calității și formei sub care se prezintă sarea rezultată prin procesul de extracție.

Lucrările de deschidere se aleg în funcție de natura terenului, zăcământul putând fi deschis prin galerii de coastă sau prin puț. Exploatarea se făcea prin împușcarea tavanului pornind de la o extremitate a camerei sau de la ambele extremități, în funcție de necesitățile de producție. Între camere erau lăsați stâlpi de susținere cu grosimea de 10 m, iar pe verticală, planșee de siguranță de 8 – 10 m grosime. Înălțimea pe verticală a unui orizont era luat de 20 m.

Metode de exploatare prin dizolvare asigură extragerea sării sub forma de soluție NaCl, în concentrație de 31 – 32° Kappeler (1 grad Kappeler = 10 grame de sare la litru), ceea ce permite folosirea ei sub această formă ca materie prima în industria chimică.

În prezent, sarea gemă din zăcămintele aflate în exploatare, se extrage prin două procedee de bază și anume [ ],[ ],[ ]:

Extragerea sării pe cale solidă, prin lucrări miniere;

Extragerea sării în soluție, prin intermediul sondelor de dizolvare .

3.1. METODE DE EXPLOATARE A SĂRII PE CALE USCATĂ UTILIZATE ÎN ROMÂNIA [ ], [ ],[ ]

Exploatarea sării pe cale uscată s-a făcut, de-a lungul timpului, prin diferite metode de exploatare. Astfel, exploatarea sării prin camere conice verticale, cu sau fără legătură între ele, denumite ocne, a fost prima metodă aplicată în România. Aceste ocne în formă de clopot executate descendent, erau începute foarte aproape de suprafață, atingeau înălțimi de până la 100 m și diametre de până la 60 m la bază. Datorită modului de execuție, acestea erau inundate de apele de suprafață, determinând compromiterea zăcământului.

O altă metodă de exploatare, utilizată în ultimele decenii ale secolului XVIII, este aceea a camerelor trapezoidale cu pilier central, dreptunghiular, utilizată pentru prima dată în Maramureș, apoi la Ocnele Mari în 1846, Doftana în 1865 și la Tg. Ocna în 1868. Pe lângă pilierul central în jurul căruia se dezvolta camera, se lăsa și un pilier de tavan în scopul evitării pătrunderii apelor. Lucrările de pregătire erau făcute numai la tavanul camerei, iar dimensiunile erau: lățimea – 35 m , înălțimea – 50 m, înclinarea pereților 60°. Această metodă permițând doar exploatarea a două etaje, coeficientul de extracție fiind de 10 – 12%, s-a trecut treptat la înlocuirea ei.

Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri lungi, dreptunghiulari, suprapuși pe verticală și orientați între puțul de extracție și puțul de aeraj, începuse să fie aplicată în Europa Centrală – Germania, Austria și Polonia. La această metodă lucrările de pregătire au o mare amploare, iar abatarea în camere se face în trepte răsturnate. În România, metoda începe să fie aplicată în anul 1950 la ocna Mureș, Praid și Cacica, coeficientul de extracție fiind de aproximativ 20%.

Experiența acumulată în exploatarea sării până în a doua jumătate a secolului trecut, a demonstrat că pentru asigurarea eficienței, a securității miniere și stabilității golurilor create, la alegerea metodei de exploatare trebuie să se țină cont de următoarele aspecte: controlul presiunii ce se dezvoltă în masiv în timpul exploatării, realizarea unui coeficient de extracție cât mai mare, posibilitatea mecanizării procesului tehnologic de exploatare. Ținând cont de acești factori, a fost proiectată și aplicată metoda cu camere mici și pilieri pătrați mai întâi în SUA, pentru ca mai apoi să fie preluată de Canada, Anglia, Italia și România la Tg. Ocna, Ocna Dej și Slănic Prahova. Dimensiunile camerelor sunt: lățime 10 – 20 m, înălțime 5 – 10 m, laturile pilierilor sunt de 5 -15 m, iar grosimile planșeelor dintre orizonturi se stabilesc în funcție de condițiile de zăcământ. Pilierii trebuie să fie coaxiali la toate etajele, adâncimea de lucru putând merge până la 100 m, coeficientul de extracție realizat fiind de 30 – 50%. În salinele din România dimensiunile camerelor sunt relativ asemănătoare, acestea fiind executate în rețea de 30×30 m, în funcție de condițiile de zăcământ, rezistența la compresiune și adâncimea de lucru.

La nivelul anului 2005, în România se mai aplicau doar două metode de extragere a sării geme și anume:

Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați supraetajați;

Metoda cu camere mici și pilieri dreptunghiulari supraetajați.

Tehnologiile actuale utilizate pentru exploatarea sării geme pe cale uscată au fost introduse în producție la jumătatea secolului XX din necesitatea mecanizării proceselor tehnologice de producție. Astfel, au fost înlocuite în totalitate metodele de exploatare cu camere mari trapezoidale, trecându-se la metoda de exploatare cu camere mici și pilieri abandonați. Această metodă are o largă productivitate pe plan mondial. Ca o particularitate pentru zăcămintele de sare din țara noastră, se remarcă structura supraetajată care rezultă din exploatarea pe mai multe orizonturi ce se succed în adâncime – 11 orizonturi la Slănic Prahova, 9 orizonturi la Tg. Ocna – cu menținerea coaxialității pilierilor intercamerali care formează structura de rezistență a întregului ansamblu minier în exploatare. Principiul metodei constă în realizarea în cadrul masivului de sare a unor goluri nerambleate, susținute pe pilieri intercamerali și planșee dimensionate pentru a putea fi menținută stabilitatea ansamblului lucrărilor miniere pe timp nelimitat.

3.1.1. METODE DE DESCHIDERE UTILIZATE ÎN PREZENT ÎN ROMÂNIA

Deschiderea oricărui zăcământ de sare gemă se realizează prin lucrări miniere, care permit accesul de la suprafață în masivul de sare, de tipul: galerie de coastă, plan înclinat, puț de extracție, galerie de aeraj, puț de aeraj, amplasate în spațiu în funcție de centrul de greutate informațională deținut. Metodele de deschidere pentru zăcămintele de sare gemă se aleg astfel încât să elimine efectele negative generate de infiltrațile de apă, care pot conduce la pierderea controlului asupra exploatării. De asemenea, acestea trebuie să asigure, în condiții de eficiență economică, următoarele utilități: transportul sării geme din camerele de exploatare la suprafață cu mijloace auto sau benzi transportoare, transportul personalului, a metrialelor necesare în procesul de exploatare a sării, drenarea și evacuarea apelor, asigurarea aerajului general al minei, trasee pentru liniile de forță – energiile de forță și aer comprimat etc.

Amplasarea spațială a lucrărilor de deschidere tebuie proiectată în așa fel încât acestea să funcționeze în condiții de maximă securitate și stabilitate, dar să nu imobilizeze rezerve importante de sare în pilierii lor definitivi.

Alegerea metodei de deschidere este specifică fiecărui zăcământ în parte și depinde în principal de:[ ],[ ]

Factori tehnici și geologici: volumul producției anuale, rezerva exploatabilă a câmpului minier, forma și dimensiunile câmpului minier, protecția zăcământului și a suprafeței, prezența unor obiective naturale – râuri, șosele etc.;

Factori economici: costul investiției, costul produsului-sării, durata deschiderii sub aspect economic;

Factori de mediu, în conformitate cu cerințele UE privind protejarea mediului înconjurător, de costurile de prevenire și/sau remediere a impactului asupra ambientului.

În prezent, există două metode principale de deschidere care țin cont de următorii factori :[ ],[ ]

Adâncimea la care se situează zăcământul de sare gemă ce urmează a fi deschis;

Morfologia masivului de sare gemă;

Configurația suprafeței terenului sub care se află zăcământul;

Condiții geologice și hidrogeologice;

Fondurile de investiție alocate în acest scop.

În tabelul 3.1.[ ],[ ] se face o prezentare succintă a metodelor de deschidere de bază, aplicate la zăcămintele de sare gemă din România.

Față de alte zăcăminte de substanțe minerale utile, zăcămintele de sare gemă trebuie protejate în mod special de pătrunderea apelor în spațiile lucrărilor miniere. Din analiza situației geominiere a zăcămintelor de sare din România aflate în exploatare, rezultă că acestea au executate lucrări de deschidere destul de favorabile. Circulația apei pe spinarea sării este de mică amploare (comparativ cu zăcămintele de sare ce se exploatează în Europa Centrală și America de Nord).[ ],[ ]. Astfel, în țară, acest deziderat se realizează prin menținerea unui înveliș protector de sare gemă în jurul cavităților saline și anume pilieri marginali și planșee în acoperișul și culcușul zăcământului.

Tehnologiile de execuție a lucrărilor de deschidere sunt cele clasice, de perforare – împușcare. În procesul tehnologic de săpare a acestor lucrări, în prezent se utilizează următoarele utilaje: haveze URAL 33, autobasculante ROMAN, autoîncărcătoare STALOWA WOLLA, prforatoare electrice PEA – 19E, instalații de perforat RADA, SECOMA.

Tabelul 3.1. Metode de deschidere aplicate la exploatarea zăcămintelor de sare gemă

Având în vedere situația specială a zăcămintelor de sare în exploatare, lucrările de deschidere în steril au o dezvoltare redusă. Totodată rocile ce alcătuiesc acoperișul zăcămintelor sunt roci sedimentare: marne și argile cu intercalații de nisipuri, gresii sau tufuri. Săparea lucrărilor de deschidere în aceste tipuri de roci nu ridică probleme deosebite, dar acestea trebuie protejate cu susțineri definitive bine executate (beton, bolțari și torcret etc.), având în vedere durata lor mare de funcționare și existență.

Analiza metodelor actuale de deschidere folosite în România a pus în evidență următoarele aspecte:

Nu se folosesc ca lucrări de deschidere numai puțurile verticale;

Se utilizează numai lucrări de deschidere combinate, cu galerii de coastă, plan înclinat, galerie de orizont, puț de aeraj, puț orb de extracție;

Singura mină care folosește puț orb de extracție este Mina Nouă de la salina Praid;

La toate minele de sare gemă s-au înregistrat infiltrații de apă în lucrările miniere de deschidere;

Probleme majore, privind pătrunderea apei în lucrările miniere, au apărut în majoritatea cazurilor la cele aflate în vecinătatea puțurilor de aeraj. În prezent, un exemplu în acest sens poate fi dat Mina Cantacuzino – Slănic Prahova.

Probleme deosebite privind pătrunderea apei în lucrările miniere de transport se înregistrează la Mina Cocenești – Ocnele Mari [ ],[ ].

3.1.2. METODE DE PREGĂTIRE ÎN VEDEREA EXPLOATĂRII SĂRII UTILIZATE ÎN ROMÂNIA

După deschiderea unui zăcământ de sare gemă, de trece la faza următoare de compartimentare a câmpului minier în etaje/orizonturi, subetaje, blocuri de exploatare, felii – ex.: Mina Nouă – Praid, orizontul +230 m, în funcție de metoda de exploatare ce urmează a fi aplicată.

Aceste lucrări, ce împart câmpul minier în vederea pregătirii lui pentru exploatare, alcătuiesc categoria lucrărilor de pregătire. Au un rol important în asigurarea extragerii sării, a transportului acesteia la suprafață, a circulației și aerajului în corelare cu metoda de exploatare utilizată.

În ceea ce privește delimitarea clară între lucrările de deschidere și cele de pregătire, aceasta nu se poate face întotdeauna, deoarece unele lucrări de deschidere pot deveni lucrări de pregătire, ex.: unele galerii sau plane înclinate, care au fost utilizate inițial pentru transport, devin ulterior lucrări de aeraj. Lucrările de pregătire au o legătură importantă cu lucrările de exploatare, de aceea ele constituie o fază pregătitoare a lucrărilor de exploatare. Ansamblul lucrărilor de pregătire necesare pentru execuția în bune condiții tehnice și în perfectă securitate a lucrărilor de exploatare la nivelul unui etaj, alcătuiesc metoda de pregătire.

Metoda și ordinea de pregătire, precum amplasarea și dimensiunile lucrărilor de pregătire, trebuie să îndeplinească următoarele condiții:

să asigure pregătirea la timp a etajului în vederea exploatării;

să asigure accesul ușor al personalului și utilajelor la fronturile de lucru;

să asigure condiții ușoare de transport a sării la suprafață din frontul camerelor de exploatare;

să permită o bună aerisire a fronturilor active;

să asigure imobilizarea unor rezerve minime în pilierii de siguranță;

să permită cercetarea zăcământului în paralel cu execuția lucrărilor de pregătire;

să asigure conturul pilierului marginal de protecție a viitoarelor camere împotriva inundațiilor/pătrunderea de material detritic și nămol;

să asigure condiții de lucru normale în front.

Referitor la strategia de execuție, se urmărește ca în timp ce un etaj se află în exploatare, următorul să fie în pregătire și să poată intra în exploatare fără întrerupere , iar al treilea să fie în deschidere. Intervalele de timp între cele trei faze: de deschidere, de pregătire și de exploatare trebuie să fie minime, pentru ca lucrările miniere respective să nu aibă o durată prea lungă și să nu necesite cheltuieli suplimentare de întreținere. De aceea trebuie executate cu rapiditate maximă și numai atât cât să preceadă exploatarea.

Volumul și execuția lucrărilor de pregătire trebuie astfel concepute încât cu un volum minim de lucrări să se pregătească un maxim posibil de rezerve de exploatat. Așadar, concepția în baza căreia se face deschiderea și pregătirea masivelor de sare în vederea exploatării zăcămintelor, este de mare importanță pentru rentabilitatea exploatării.

În general, lucrările de pregătire pentru exploatarea unui orizont constau în galerii de conturare a rezervelor de sare gemă, galerii executate în continuarea lucrărilor de deschidere-plane înclinate, la profil 33,6m2, adică 8m x 4,2 m, urmând ca acestea să facă parte din circuitul de aeraj general prin intermediul galeriilor și suitorilor de aeraj, fig, 3.2. în același timp delimitează pilierii merginali cu grosime cuprinsă între 10 și 20m.

În figura 3.1. sunt prezentate lucrările de pregătire pentru exploatarea sării geme pe cale uscată la salina Târgu Ocna, unde circuitul primar de aeraj se bazează pe bucla 1-2 executată în lucrarea de deschidere. Odată cu extinderea exloatării, la nivelul orizontului/etajului, din loc în loc se străpunge planșeul intermediar cu suitori de aeraj. Planșeul intermediar nu are un rol strict de compartimentare, ci reprezintă un element de rezistență cu rol important în stabilitatea de lungă durată a structurii supraetajate de rezistență pilier – planșeu de sare gemă.

Fig. 3.1. Lucrări miniere de pregătire fără puț de aeraj [ ],[ ]

În figura 3.2 este prezentată o altă metodă de pregătire pentru exploatarea unui orizont/etaj, care se utilizează la Mina Cantacuzino – Slănic Prahova. În această variantă, aerajul se realizează prin intermediul puțurilor de aeraj. Lucrările de pregătire asigură exploatarea în retragere a sării, dinspre limitele orizontului spre zona mediană spre lucrările de deschidere – plane înclinate și galerii de acces. Exploatarea ordonată a camerelor asigură trecerea curentului principal de aer, pe orizont, în apropierea fronturilor de lucru.

Fig. 3.2. Lucrări miniere de pregătire cu puț de aeraj [ ],[ ]

3.1.3. METODE DE EXPLOATARE A SĂRII UTILIZATE ÎN ROMÂNIA

Metodele de exploatare folosite în prezent în România au o bază comună și anume, se constituie dintr-o structură de rezistență pilier – planșeu și folosesc aceeași tehnologie de exploatare[ ],[ ],[ ] . Diferențele care apar de la o mină la alta și în funcție de care s-a făcut clasificarea metodelor actuale, constau în geometria sistemului cameră – pilier – planșeu aplicate.

În funcție de acestea se disting:[ ],[ ]

Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați;

Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați supraetajați, în două variante: camere cu tavan drept și camere cu tavan boltit;

Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri dreptunghiulari supraetajați.

La alegerea oricărei metode de exploatare se are în vedere un număr minim de factori și anume:

Realizarea unui coeficient de extracție ridicat;

Posibilitatea mecanizării unui număr cât mai mare din fazele tehnologice ale procesului de exploatare;

Dimensionarea corectă a structurilor de rezistență (pilieri, planșee) ale viitoarei mine în vederea ținerii sub control a fenomenului de presiune și deformare a întregului sistem.

În cele ce urmează sunt prezentate metodele de exploatare enumerate mai sus, insistându-se pe factorul care se referă la coeficientul de exploatare.

3.1.3.1. Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați

Metoda constă din excavarea prin perforare – împușcare a unor spații numite camere, între care se abandonează stâlpi paralelipipedici cu baza pătrată, numiți pilieri intercamerali. În cadrul panoului, sensul de exploatare este în avans. Sistemul cameră – pilier formează un sistem funcțional bine determinat în cadrul exploatării, în care camera asigură spațiul necesar extragerii materiei prime, iar pilierii asigură stabilitatea masivului de sare. Aceste metode nu presupun susținerea tavanelor camerelor de exploatare și a pilierilor părăsiți, dar nici nu exclud această susținere atunci când apar fenomene de instabilitate la nivelul acestor zone: exfolieri, desprinderi mari de copturi, fisuri ale tavanelor și pilierilor.

În lipsa acestor fenomene, masa de roci din planșeul de acoperiș și pilierii de câmp și cei marginali trebuie menținută în echilibru, printr-o judicioasă dimensionare a elementelor de rezistență ale minei, în așa fel încât sarea rămasă în pilieri și planșee să nu sporească nejustificat pierderile de exploatare.

Dimensiunile sistemului cameră – pilier sunt corelate prin ecart, care la noi în țară are valoarea de 30 m. Ecartul reprezintă distanța dintre axele centrale verticale a două camere alăturate, despărțite printr-un pilier. În figura 3.3[ ],[ ],[ ],[ ] este prezentată o secțiune orizontală printr-un astfel de sistem de exploatare, unde lățimea pilierului s-a notat cu f. Această metodă se aplică numai la Mina Telegdy Salina Praid, urmând ca în viitor, după găsirea unor soluții viabile din punct de vedere economic și al calității sării geme, să se aplice una dintre metode cu camere și pilieri pătrați sau dreptunghiulari supraetajați.

Coeficientul de exploatare al sării geme prin această metodă este dependent de ecart astfel: este invers proporțional cu dimensiunile pilierilor și direct proporțional cu dimensiunile camerelor.[ ] Practic există o corelație între stabilitatea minei – asigurată de portanța sistemului de pilieri – și coeficientul de exploatare, în care s-au făcut următoarele notații:

w – coeficient de extracție;

l – lățimea camerei;

h – înălțimea camerei;

g – grosimea planșeului.

Fig. 3.3. Secțiune orizontală prin sistemul de exploatare cameră – pilier pătrat

3.1.3.2. Metoda de exloatare cu camere mici și pilieri pătrați supraetajați

Metoda de exploatare cea mai uzitată pe plan mondial și la noi în țară la exploatarea sării pe cale uscată este metoda cu camere mici și pilieri pătrați.[ ],[ ] În România [ ]aplicarea acestei metode a avut loc pentru prim dată la Mina Trotuș Salina Tg. Ocna în 1970, ulterior metoda extinzându-se și la celelalte saline. Se aplică la toate zăcămintele de sare gemă cu grosime mare. Este identică în plan orizontal, cu cea prezentată în paragraful 3.1.3.1, diferența apărând în plan vertical. Astfel, pe lângă sistemul cameră – pilier, prezentat în figura 3.3., apare un element nou, planșeu vertical și deci ecart vertical, figura 3.4, în care s-au făcut următoarele notații: hp – înălțime pilier; hpl – înălțime planșeu; het – înălțime etaj. Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați supraetajați constă din extragerea parțială a substanței minerale utile – sarea gemă, prin crearea unor goluri – excavații – în formă de camere cu profile variate de la caz la caz, între camere lăsând pilieri de susținere de formă pătrată din substanța minerală utilă.

Fig. 3.4. Schema de exploatare cu camere mici – pilieri pătrați supraetajați [ ]

Camerele se atacă din galeria de pregătire, după ce aceasta a fost reprofilată la dimensiunile camerei de exploatare, cu scăderea lățimii acesteia, odată cu creșterea adâncimii de exploatare. Orientarea camerei este perpendiculară pe galeria de pregătire, între camere lăsându-se pilieri de câmp diemnsionați corespunzător etajului în exploatare.

Pilierii au rolul de a prelua sarcinile statice create de greutatea părții corespunzătoare a zăcăcmântului însuși – planșeul de acoperiș și a formațiunilor de roci sterile din acoperiș fiind împiedicat surparea acestora în golul camerelor și cauzarea deplasărilor care să producă tasări și scufundări ale terenului de la suprafață, pe o durată limitată de timp.

Coeficientul de extracție este același ca și în cazul prezentat mai sus, deosebirea constând în faptul că va fi invers proporțional cu grosimea planșeului intermediar. Până în prezent s-a considerat că rolul planșeului intermediar nu este de a prelua suprasarcini datorate depozitării sării geme sau a sterilului în subteran, ci asigură compartimentarea în plan vertical, pe orizonturi sau etaje, a expoatării în condiții de siguranță. Din cercetări recente a rezultat că rolul acestor planșee este mult mai important, în contextul în care se dorește asigurarea stabilității de lungă durată a cavităților saline. Dacă în cazul primei variante, prezentată în paragraful 3.1.3.1, dimensiunile pilierilor depind numai de sarcina dată de coloana de roci de deasupra exploatării, care rămâne constantă, în cazul celei de-a doua variante, sarcina pe pilier va crește pe măsura avansării în adâncime. Acest fapt conduce la mărimea dimensiunilor pilierilor, în detrimentul coeficientului de exploatare. Totodată acești factori limitează adâncimea de exploatare.

Metoda de exploatare cu sistemul cameră – pilieri pătrați – planșeu este valabilă pentru saline ce nu depășesc adâncimea de exploatare de 300 ÷ 400 m, depinzând direct de rezistența de lungă durată a masivelor de sare gemă. Un alt aspect important în cadrul acestei metode îl reprezintă respectarea cu strictețe a ecartului orizontal, care asigură coaxialitatea pilierilor și implicit stabilitatea minei, ecartul vertical asigurând menținerea cotei la care se execută camerele în cadrul aceluiași etaj. Variantele acestei metode, practicată în proporție de 80% în România, sunt cu tavanul drept sau boltit al camerelor. Din punct de vedere tehnologic nu sunt diferențe între cele două metode, deoarece ambele folosesc tăierea cu haveza a unui făgaș la talpa camerei, precum și perforarea – împușcarea. În schimb, din punct de vedere al coeficientului de exploatare, acesta scade cu 10 ÷ 15% pe cameră în varianta tavanului boltit, crescând în schimb (cel puțin teoretic, pentru că practic încă nu s-a verificat) gradul de stabilitate al camerei și implicit a structurii de rezistență pilier – planșeu de sare gemă, în varianta exploatării multietajate.

În figura 3.4. sunt prezentate cele două variante de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați. Varianta de exploatare cu tavan boltit s-a introdus în țară pentru prima dată la salina Târgu Ocna, de la exploatarea orizontului X, datorită problemelor foarte mari de stabilitate a construcțiilor subterane. La ora actuală în România se folosește această variantă a metodei de exploatare în proporție de 40% din saline, fără a cunoaște cu certitudine dacă într-adevăr ajută la creșterea gradului de stabilitate globală a minei de sare.

Prin metoda cu camere mici și pilieri pătrați supraetajați s-a făcut posibilă atingerea unor adâncimi de exploatare, pe plan mondial, de 1000m – zăcământul VOLKENDORA din Germania, dar cu tavanul camerelor de exploatare întărit. La salinele din România, în condițiile actuale de zăcământ, nu se va atinge această extindere în plan vertical a exploatării.

3.1.3.3. Metoda de exploatare cu camere mici și pilieri dreptunghiulari supraetajați

Această metodă se deosebește de cea descrisă anterior numai prin forma (dreptunghiulară în secțiune) și dimensiunile pilierilor și camerelor. Ecartul în plan orizontal și vertical este mai mare decât în cazul schemei cu pilieri pătrați. În figura 3.5. se prezintă sistemul de exploatare cameră – pilier dreptunghiular supraetajat, în care s-au făcut următoarele notații: l – lățimea camerei; h – înălțimea camerei; g – grosimea planșeului.

Această metodă se aplică în prezent la Mina Nouă de la Salina Praid și constă în excavarea în zăcământul de sare a unor camere de exploatare cu lățimea de 20 m și înălțimea de 8-12 m, separate de stâlpi de sare – pilieri de câmp de formă dreptunghiulară care au rolul de a prelua sarcina litostatică datorată rocilor acoperitoare, asigurând stabilitatea excavațiilor și a suprafeței. Metoda de exploatare nu presupune susținerea tavanelor camerelor de exploatare și a pilierilor părăsiți dar nici nu o exclude atunci când apar fenomene de instabilitate la nivelul acestor zone: exfolieri, desprinderi mari de copturi, fisuri ale tavanelor și pilierilor.

În figura 3.6. se prezintă interdependența dintre coeficientul de exploatare w, la această metodă de exploatare a sării geme și dimensiunile structurii de rezistență. În comparație cu metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați supraetajați, această variantă are un coeficient de exploatare mai mic cu până la 15 – 20%, dar cu un grad superior de stabilitate. Aceste aspecte sunt confirmate și în practică, unde stabilitatea de la Mina Nouă – Salina Praid este superioară celorlalte mine de sare din țară, care aplică metoda de exploatare cu camere mici și pilieri pătrați și care au depășit adâncimea de expliatare de 150 ÷ 200m.

Fig.3.5. Secțiune orizontală prin sistemul de exploatare cameră – pilier dreptunghiular

Fig. 3.6. Corelația între stabilitatea și coeficientul de exploatare

CAP IV. METODE DE DIMENSIONARE A ELEMENTELOR DE REZISTENȚĂ

Studiul stabilității deschiderilor subterane este în mare parte limitat de cunoașterea amănunțită a geologiei amplasamentului. Masivele de rocă sunt medii eterogene și afectate de discontinuități. Prezența discontinuităților se constituie în cea mai puternică influență asupra comportării mecanice a rocilor. Deformarea sub încărcarea masei de rocă se face datorită deplasărilor relative pe aceste discontinuități și datorită curgerii apei în masa de rocă prin acestea. Prin crearea deschiderilor subterane aceste discontinuități se activează și produc încărcări atipice. Acestea se manifestă prin intensificarea eforturilor orizontale față de cele verticale, rezultând în rotirea axelor principale ale încărcărilor.

Verificarea stabilitatii excavatiilor din saline trebuie orientată spre stabilirea dimensiunilor camerelor, a pilierilor și a planșeelor, respectiv spre cunoașterea rezervei de stabilitate . [ ],[ ],[ ]

Prin notiunea de stabilitate se defineste o asemenea stare a sistemului, care mentine unechilibru sigur si durabil al acestuia, cu pastrarea sectiunii de lucrare a excavatiei subterane pe intreaga durata de folosire a acesteia .[ ],[ ],[ ]

Evaluarea stabilitatii unei excavatii subterane se face pe baza unor calcule, folosind metode clasice sau numerice. Indiferent de metoda aleasa, in vederea realizarii unor calcule de stabilitate trebuie sa se urmareasca :[ ],[ ],[ ]

–              caracteristicile geomecanice ale substantei minerale utile – sarea – si ale rocilor acoperitoare;

–              metoda de exploatare aplicata si procesul de derocare – manual, taieri mecanizate, cu explozivi, combinat etc.

–              functia pe care o indeplineste excavatia subterana su durata de folosire – exploatare – a acesteia.

Dacă aceste etape au fost parcurse, se poate trece la verificarea stabilitatii camerelor, a pilierilor si a planseelor .[ ],[ ],[ ]

4.1. CONSIDERAȚII PRIVIND DIMENSIONAREA STRUCTURII DE REZISTENȚĂ A MINEI: CAMERĂ – PILIERI – PLANȘEE [ ],[ ],[ ],[ ]

Pentru stabilirea dimensiunii optime a pilierilor de siguranță definitive a camerelor de exploatare, în scopul asigurării stabilității minei, trebuie să se cunoască:

Felul, mărimea și repartizarea tensiunilor în interiorul pilierilor de susținere;

Caracteristicile fizico-mecanice ale pilierilor de susținere;

Felul și mărimea deformărilor pe care le suferă pilierii de susținere din cauza eforturilor la la care sunt supuși.

Procedeele de calcul și de verificare elaborate până în prezent, pot fi clasificate în patru grupe:

Procedee bazate pe ipoteza repartiției uniforme a tensiunilor și a rezistenței constante la compresiune: procedeele lui Turnaire, Hanton, de la Goupilliere, L.D. Șeviakov;

Procedee bazate pe ipoteza repartiției uniforme a tensiunilor în pilieri și a rezistenței la compresiune în funcție de forma și dimensiunile pilierilor: procedeele lui K. Kegal, M. Stamatiu;

Procedee bazate pe ipoteza repartiției uniforme a tensiunilor în pilieri și a parabolei de presiune: procedeele lui S.S.Davidov, M. Stamatiu, P.M. Țimbarevici, K.V. Ruppenait;

Procedee fundamentale bazate pe modelarea matematică a stărilor de tensiune și deformare, pe baza legilor de dependent date de mecanica corpurilor solide deformabile: procedeele lui P.M. Țimbarevici, K.L. Ruppenait.

Procedee de calcul de verificare a dimensiunii pilierilor de siguranță

O părere unanimă a cercetătorilor care s-au ocupat de problema dimensionării pilierilor este aceea că asupra stâlpilor de susținere de la metoda de exploatare cu camera și pilieriabadonați acționează tensiuni statice de compresiune datorate greutății lor proprii și a greutății rocii de deasupra stâlpului .[ ],[ ],[ ]

4.1.1.1. Procedeul de calcul al lui Șeviakov

(4.1.)

unde:

S – suprafața secțiunii orizontale a prismei de roci acoperitoare ce revine unui stâlp, m2;

s – suprafața secțiunii orizontale a pilierului, m2;

a’ – densitatea aparentă a sării, N/m3;

n – coeficient de siguranță (1,5-3);

c – rezistența de rupere la compresiune a sării, MPa.

Fig. 4.1. Secțiuni verticale și orizontale printr-un zăcământ exploatat prin metoda cu camere și stâlpi, cu indicarea elementelor principale de calcul

(4.2.)

(4.3.)

unde: A – lățimea camerelor, m;

Y – lățimea pilierilor, m;

L – lungimea pilierului, m.

(4.4.)

4.1.1.2. Procedeul de calcul propus de M. Stamatiu

d1 = d2 + 2hctg [m] (4.5.)

unde:

– este unghiul de rezistență interioară al sării, grade;

d1 – lățimea stâlpului, m;

h – înălțimea camerei, m;

d2 – lățimea pilierului care este supus unui efort de compresiune egal cu greutatea

coloanei de roci acoperitoare, m;

d – lățimea camerei, m.

Fig. 4.2. Schema elementelor de calcul ale pilierilor de susținere, după M. Stamatiu

Condiția de stabilitate este:

(4.6.)

[MPa]

unde: H – adâncimea măsurată de la suprafață, m;

P – presiunea rocilor acoperitoare, MPa;

a – densitatea aparentă a rocilor acoperitoare, MPa;

Rc – rezistența de rupere la compresiune a epruvetelor sub formă de cub, MPa.

La limită se poate scrie:

(4.7.)

Deci,

(4.8.)

4.1.1.3. Procedeul de verificare al lui M. Stamatiu

(4.9.)

în care e este grosimea medie de protecție deasupra camerelor de exploatare, m.

Ținând seama de coeficientul de siguranță, relația de mai sus devine:

în care e este grosimea medie de protecție deasupra camerelor de exploatare, m.

Ținând seama de coeficientul de siguranță, relația de mai sus devine:

(4.10.)

Luând în considerare cele de mai sus, rezultă că adâncimea maximă până la care un zăcământ se poate exploata cu camere și pilieri, este:

– la limită:

(4.11.)

– ținând seama de coeficientul de siguranță:

(4.12.)

Stabilitatea de ansamblu a excavațiilor create prin exploatarea sării pe cale uscată prin metoda cu camere și pilieri abandonați nu depinde doar de comportarea pilierilor ci – mai ales în cazul structurilor de rezistență multietajate – și de cea a planșeelor.

Planșeele pot fi :

planșee de tavan (între linia de contact steril /sare și primul nivel de exploatare) ;

planșeele dintre nivelele de exploatare (numite și planșeu de etaj).

Procedee de calcul a deschiderii camerelor la tavan

4.1.2.1. Procedeul de calcul al lui Ritter

Acest procedeu se bazează pe studiul presiunii ce acționează asupra tavanului unei excavații subterane executate îrocă sau substanță minerală utilă cu caracteristici preponderant elastic, omogene și izotrope[ ],[ ],[ ] . Conform aceastei ipoteze, greutatea rocilor care se gasesc deasupra excavatiei si care sunt cuprinse in interiorul unei bolti de echilibru (Q), trebuie sa fie echilibrata de rezultanta componentelor verticale (D) ale fortelor de coeziune ale rocii sau substantei minerale utile, forte care se manifesta ca niste rezistente la tractiune care actioneaza de-a lungul boltii de echilibru, fig.2.3.

Fig.4.2. Schema de calcul a presiunii dupa W.Ritter

[N/m2] (4.13.)

unde:

a – densitatea specifică aparentă a rocii sau/substantei minerale utile în care s-a executat excavația subterană: sarea gemă , N/m3;

d – deschiderea la tavan a lucrării subterane, m;

t – rezistența de rupere la tracțiune a rocilor din tavan, MPa.

Notând se obține:

[N/m2] (4.14.)

Deschiderea maximă la tavan rezultă din condiția:

P = 0; d1 = 0; (4.15.)

Dintre cele trei rădăcini, numai una este admisă:

(4.16.)

În practică, în funcție de configurația zăcământului, se proiectează exploatarea cu camere care au o deschidere de tavan mai mare decât dmax; atunci se impune boltirea tavanului, caz în care greutatea corpului parabolic cuprins între tavanul boltit și cel plan, este:

[N/m2] (4.17.)

unde b este înălțimea de boltire a tavanului, m.

Condiția de echilibru a tavanului boltit va fi:

(4.18.)

4.1.2.2. Procedeul de calcul a lui Protodiakonov

Conform teoriei bolții echilibrului natural, presiunea litostatică exercitată asupra tavanului unei lucrări subterane orizontale, executată în roci omogene, se exprimă cu relația:

[N/m2] (4.19.)

unde:

a – semideschiderea camerei la tavan, m;

f – coeficientul de tărie al rocii (după Protodiakonov).

După Protodiakonov, bolta de echilibru este parabolică. Ca si procedeul lui W. Ritter, procedeul de calcul al deschiderii la tavan a camerelor al lui M.M. Protodiakonov  are la baza tot marimea presiunii care actioneaza asupra tavanului camerei de exploatare cu diferenta ca aici, roca sau substanta minerala utila este considerata omogena, fara coeziune, fig.4.3.

Fig.4.3. Schema de calcul a presiunii dupa M.M. Protodiakonov

Lungimea arcului de parabolă care delimitează bolta de echilibru pentru lungimea de 1 m a lucrării subterane – în cazul când raportul h/a este foarte mic – se poate exprima prin aproximație cu relația:

(4.20.)

unde: s – lungimea arcului de parabolă, m;

Conform autorului, se consideră că h/a = l/f. La limită, punând condiția ca greutatea corpului parabolic să fie egală cu rezistența la tracțiune a acestui corp după bolta parabolică, se obține:

(4.21.)

(4.22.)

De aici, pentru  (pentru sare se poate considera daN/cm2), rezulta:

4.1.2.3. Relația lui H. Borger

a. Calculul lungimii unei camere

După relația lui H. Borger, în care se pune condiția ca tavanul unei camere de exploatare să nu se surpe sub greutatea sării de deasupra lui, la limită se poate scrie:

(4.23.)

unde: l – lungimea unei camere, m;

f – rezistența de rupere la forfecare a sării, MPa.

Din relația 4.23. rezultă:

(4.24.)

b. Calculul înălțimii unei camere

În Romania, minele vechi de sare au fost exploatate prin metoda camerelor sub formă de clopot, a camerelor trapezoidale continuate cu camere dreptunghiulare cu pereți drepți, cu camere trapezoidale și cu camere dreptunghiulare.

Pentru metodele de exploatare a sării cu camere mici pătrate sau dreptunghiulare, se folosește relația lui Ritter pe baza bolții de echilibru:

(4.25.)

în care h este înălțimea camerei, m.

4.1.3. Calculul dimensiunilor planșeului dintre camere

4.1.3.1. Procedeul de calcul al grosimii planșeului

Se aplică ecuația fundamentală a grinzii drepte cu secțiune constantă încastrată la extremități, bazată pe ipotezele lui Bernoulli și Navier. Secțiunile periculoase sunt cele dinpunctele de încastrare:

M = ixW [MN∙m] (4.26.)

unde:

M – momentul încovoietor maxim, MN∙m;

i – rezistența de rupere la încovoiere a sării din planșeu, MPa;

W – modulul de rezistență al secțiunii periculoase, m3.

Pentru un planșeu cu lungimea egală cu unitatea:

(4.27.)

în care: a – grosimea planșeului, m;

D – lățimea planșeului egală cu deschiderea camerei, m.

Înlocuind și explicitând formula de bază, rezultă:

(4.28.)

4.1.3.2. Verificarea grosimii planșeului

Verificarea grosimii planșeului cu dimensiuni date se face prin aplicarea relațiilor din rezistența materialelor, pentru plăci dreptunghiulare încastrate, încărcate uniform cu sarcina p, datorată greutății proprii, pentru un raport lungime/lățime a/b = 1,5, respectiv a/b = și pentru coeficientul lui Poisson = 0,3; relațiile de verificare, tabelul 4.1., sunt următoarele:

Tabelul 4.1.Tensiunile în planșeu

unde:

x – tensiunea după una din laturile plăcii, MPa;

y – tensiunea după latura a doua a plăcii, MPa;

p – greutatea proprie a unui m2 de placă, MPa;

a – lungimea plăcii dreptunghiulare, m;

b – lățimea plăcii dreptunghiulare, m;

N – rigiditatea la încovoiere a plăcii:

[MPa] (4.29.)

E – modulul de elesticitate, MPa.

Dimensionarea pilierilor marginali

Pilierul marginal este impus de metoda de exploatare utilizată iar grosimea acestuia se determină cu relația lui Ruppeneit de compunere a presiunii miniere în funcție de înclinarea formațiunii, respectiv:

g = gpil.x sin2 + gplanseu intermed. x cos2 + g (4.30.)

unde:

g – grosimea pilierului marginal (de flanc) în funcție de înclinarea zăcământului,

măsurată pe direcția normalei.

– înclinarea culcușului formațiunii, care poate lua valori cuprinse între 0o și 90o.

gpil.- grosimea pilierului de câmp (între camere).

gplanșeu intermediar – grosimea planșeului intermediar (între orizonturi) la adâncimea și

condițiile date.

g – mărime ce ține seama de imprecizia cunoașterii poziției culcușului, respectiv a

flancului ~ 5 m.

Exploatarea făcându-se multietajat, pilierii trebuie să fie dimensionați încât să asigure stabilitatea pe întreaga perioadă a exploatării, iar gradul de solicitare să fie sub 0,5 în condițiile unor durate de stabilitate care să le acopere pe cele necesare epuizării rezervelor.

Estimarea timpului de stabilitate

Comportarea în timp a pilierilor se poate aprecia astfel:

“” – grad de solicitare a pilierilor, (4.31.)

“” – viteza medie de deformare (scurtare specifică)

(4.32.)

“n” – coeficient de siguranță

“Ts” – timpul de stabilitate

Din relațiile de mai sus, se poate remarca că estimarea timpului de stabilitate a excavațiilor are la bază două mărimi: r – scurtarea specifică de rupere și – viteza medie de deformare (% / zi) a cărei valoare a rezultat din formula după împărțirea cu 100.

Pentru o apreciere cât mai riguroasă a mărimii se necesită plasarea unor reperi în câțiva pilieri caracteristici și urmărirea evoluției deformațiilor verticale pe interval de minimum 5 ani de zile. Prin extrapolarea diagramelor de deformare se poate realiza o apreciere apropiată de realitate a parametrului .

Dimensionarea elementelor geometrice ale salinei [ ],[ ]

Această metodă de calcul se referă la principiile de bază privind proiectarea și verificarea elementelor de rezistență ale unei mine al cărei obiect este exploatarea sării cu incluziuni neregulate de roci sterile moi, pe cale uscată, prin metoda de exploatare cu camere și pilieri și prin dizolvare cinetică. Se exceptează depozitele speciale (hidrocarburi etc.) ce se execută în masive de sare, zonele de zăcământ care se află la o adâncime H 400 m și c/ H 2, în cazul exploatării sării pe cale uscată. De asemenea, se exceptează puțurile, lucrările miniere orizontale, înclinate, precum și lucrările miniere speciale.

Se are în vedere proiectarea și verificarea următoarelor elemente:

pilieri de rezistență intercamerali;

planșeu intermediar;

planșeu de acoperiș;

planșeu de culcuș;

pilieri de protecție marginali.

Dimensionarea pilierilor și planșeelor de rezistență necesită cunoașterea următoarelor elemente:

sarcini:

sarcina verticală, constituită din greutatea coloanei de roci sterile acoperitoare și a planșeului protector de tavan din sare;

sarcini de exploatare;

fundamentale, permanente și semipermanente;

extraordinare, impuse de metoda și tehnologia de exploatare.

rezistențe:

rezistența limită a masivului și rocilor din alcătuirea pilierilor și planșeelor de rezistență, pentru stări de solicitare simple și complexe (monoaxiale și triaxiale), ca sarcini specifice de durată;

rezistența limită a rocilor sterile din vecinătatea pilierilor și planșeelor de rezistență, pentru stările de solicitare simple și complexe, ca sarcini specifice de durată

durata de existență.

Calculele se vor baza pe principiul determinării efective maxim admisibile (ef) a elementelor de rezistență, funcție de capacitatea portantă limită (lim) a acestora și anume:

(4.33.)

Unde: kt – coeficient de siguranță în funcție de durata de stabilitate necesară, ale cărui valori sunt prezentate în tabel 4.2.

Tabelul 4.2. Durata de stabilitate

– capacitatea portantă limită se calculează pentru condiția de nefisurare, MPa.

4.1.3.3. Sarcini pe sistemul pilieri-planșee

Pe sistem acționează sarcina verticală P, constituită din greutatea coloanei de roci sterile până la suprafață plus greutatea planșeului protector de tavan:

P = amHcalc [MPa] (4.34.)

unde: am – greutatea aparentă specifică a complexului de roci de deasupra tavanului, N/m3;

(4.35.)

unde: hi – grosimea fiecărui tip de rocă de deasupra tavanului, m;

i – greutatea specifică aparentă a fiecărui tip de rocă din copertă, MPa;

Hcalc – adâncimea de calcul pentru pilier-planșeu în care zăcământul permite o lățime supracritică (B 2ctgH), = 450 + /2, m;

– unghiul de alunecare;

B – lățimea câmpului de exploatare, m;

H – adâncimea de la suprafață până la tavanul lucrării miniere, m;

H = Hcalc [m]

B 2ctgH [m]

Când se ține seama de coeficienții de acoperire k1 și ks, pentru B 2ctgH, atunci

Hcalc = H k1 ks, m; (4.36.)

în care:

k1 = 1,05 – coeficient ce ține seama de imprecizia de cunoaștere a flancurilor;

ks – coeficient ce ține seama de sarcinile seismice, pentru diferite zone definite seismic conform STAS 11100/77, ale cărui valori sunt redate în tabelul 4.3.

Tabelul 4.3. Clasificarea pe zone seismice

Când lățimea câmpului minier este subcritică, adică B 2ctgH, exprimată în metri, atunci:

(4.37.)

4.1.3.4. Verificarea planșeului de vatră

Grosimea planșeului de vatră se poate verifica cu relația:

[m] (4.38.)

4.2. DIMENSIONAREA SISTEMULUI CAmeră-pilier[ ],[ ]

Toți cercetătorii care s-au ocupat de problema dimensionării pilierilor sunt de acord că asupra stâlpilor de susținere de la metoda de exploatare cu camere și pilieri abandonați acționează tensiuni statice de compresiune datorate greutății lor proprii și a greutății rocilor de deasupra stâlpului.

Pentru stabilirea dimensiunilor optime ce trebuie să le aibă pilierii de susținere, conform concepției de solicitare precizate, trebuie să se cunoască următoarele elemente principale: (1) rezistența sării din pilierii de susținere; (2) felul, mărimea și modul de repartiție a stării de tensiune din interiorul pilierilor; (3) felul și mărimea deformărilor pe care le suferă pilierii de susținere ca urmare a acțiunii la care sunt supuși.

După începerea exploatării, odată cu realizarea camerelor și delimitarea în spațiul exploatat a pilierilor intercamerali se modifică fundamentul și starea de tensiune, atât ca mărime și sens, ce va acționa asupra tavanului, vetrei și pereții camerelor, cât și repartizarea acesteia în interiorul lor, adică va apărea o stare secundară de tensiune.

S-a considerat că pentru calculul pilierilor, ipoteza unei repartizări uniforme a tensiunilor de compresiune în interiorul acestora simplifică mult calculul lor de dimensionare, dar care nuconstitue o deficiență care să prejudicieze rezistența lor, cu condiția ca în calcul să se admită un coeficient de siguranță acoperitor. Acesta trebuie să țină seama și de creșterea tensiunilor la periferia pilierilor, fapt confirmat de încercările prin fotoelasticitate și modelare.

Referitor la mărimea tensiunilor care acționează asupra pilierilor de susținere, părerile cercetătorilor sunt împărțite, fapt evidențiat din marea diversitate a metodelor de calcul existente astăzi în literatura de specialitate și pe care le redăm în mod succint în cele ce urmează.

4.3. METODE DE DIMENSIONARE A PILIERILOR BAZATE PE IPOTEZA REPARTIȚIEI UNIFORME A TENSIUNILOR ȘI A REZISTENȚEI CONSTANTE LA COMPRESIUNE [ ],[ ]

4.3.1. Metoda Tournaire[ ]

Acest procedeu de verificare a dimensiunilor pilierilor conceput de către Tournaire cu scopul de a înlocui procedeele empirice practicate până în 1884, se bazează pe presupunerea că asupra pilierilor de susținere acționează ca sarcină greutatea masei de rocă acoperitoare din interiorul câmpului de exploatare în ipoteza că:

a) masa respectivă de roci ar fi desprinsă de restul rocilor înconjurătoare;

b) masa respectivă de roci ar face corp comun cu restul rocilor înconjurătoare.

Bazat pe aceste presupuneri Tournaire a stabilit următoarele relații de verificare a dimensiunilor pilierilor de susținere, tabelul 4.3.

Tabelul 4.3. Relațiile de verificare a dimensiunilor pilierilor după Tournaire:

4.3.2. Metoda Haton de la Goupilliere[ ]

Această metodă este bazată pe ipoteza că asupra stâlpilor acționează: greutatea rocilor acoperitoare și greutatea proprie. Acest procedeu oferă o serie de relații pentru calculul pentru verificarea și dimensionarea stâlpilor de susținere. Relațiile se referă la câteva situații distincte, departajate prin. adâncimea de exploatare, dimensiunile și modul de dispunere a stâlpilor în cadrul câmpului de exploatare. Redăm în continuare, în mod rezumativ, aceste situații.

a. Situația exploatărilor amplasate la adâncimi mai mici de 100 m fata de suprafață

Metoda de exploatare cu camere și stâlpi de susținere scurți (pătrați)

Este o metodă de exploatare cu abatare descendentă, iar pilierii sunt încorporați de camere.

Relația generală de verificare a unui stâlp se face în funcție de rezistența lui:

(4.39.)

în care:

l – lățimea stâlpului de susținere, m;

L – lungimea stâlpului de susținere, m;

l și l – lățimile camerelor din jurul stâlpului, m;

H – grosimea medie a terenului acoperitor considerată de la suprafață până la tavanul

camerelor, m;

h – înălțimea stâlpilor de susținere și a camerelor, m;

– greutatea specifică aparentă a rocilor acoperitoare, N / m3;

– rezistența efectivă de rupere la compresiune monoaxială a materialului din stâlpii

de susținere, determinată în laborator pe cuburi, MPa;

– greutatea specifică aparentă a materialului din stâlpii de susținere, N/m3;

n – coeficientul de siguranță sau rezerva de rezistență, n = 1,5 … 2,

În relația (4.39.) se consideră cunoscute valorile l și l, cât și una din dimensiunile stâlpului de susținere sau , adică rezolvarea raportului k = . În cazul în care se consideră că (stâlpi de susținere pătrați) și l=l, iar a valoarea minimă a dimensiunii necunoscute a stâlpului, atunci rezultă;

(4.40.)

adică;

(4.41.)

Metoda de exploatare cu camere și pilieri de susținere lungi

Este o metodă cu abataj descendent sau ascendent în care camerele au lungimi indefinit de mari, fiind separate între ele de stâlpi de susținere de aceeași lungime.

În acest caz, relația de verificare pentru unitatea de lungime a pilierului este:

(4.42.)

Dacă se neglijează greutatea proprie a pilierului și se notează cu , atunci relația (3.4) devine:

(4.43.)

sau:

(4.44.)

Metoda de exploatare cu camere și pilieri longitudinali și transversali (frontali)

În acest caz abatarea se face în mod ascendent, cu camere delimitate prin pilieri longitudinali și transversali.

Relația de verificare a pilierilor longitudinali, pentru o singură cameră, este:

(4.45.)

4.3.3. Metoda de verificare M. Gruner[ ]

Gruner consideră ca asupra unui pilier de susținere acționează în afară de greutatea sa proprie și greutatea rocilor acoperitoare până la suprafață. într-un asemenea context, autorul propune următoarea relație:

(4.46.)

și dacă se neglijează greutatea pilierului ( = 0), atunci:

(4.47.)

4.3.4. Procedeul de calcul propus de I.D. Seviakov[ ]

Autorul propune o serie de relații de calcul pentru stâlpii de diferite forme. Întreaga problematică a dimensionării acestor pilieri are la bază următoarele ipoteze:

– cea mai redusă sarcină posibilă asupra stâlpilor este condiționată de greutatea tuturor rocilor acoperitoare până la suprafață;

– tensiunile verticale de compresiune în secțiunile orizontale ale stâlpilor vor fi considerate uniform repartizate, deoarece se presupune că inegalitatea reală de repartizare a tensiunilor verticale în stâlp se compensează cu rezerva de rezistență ce se introduce în calcule;

– în calcule se introduc rezistențele de rupere la compresiune ale rocilor obținute prin încercări de laborator, cu corecțiile în raport cu forma stâlpilor.

În contextul ipotezelor menționate, Seviakov deduce relația generală de forma:

(4.48.)

care pentru situația limită devine:

(4.49.)

în funcție de relația obținută au fost stabilite o serie de formule de calcul al lățimii stâlpilor de susținere, formule redate în tabelul 4.4.

Acest procedeu are la bază același principiu emis de Tournaire referitor la mărimea tensiunilor verticale. Referitor la mărimea rezistenței de rupere la compresiune a materialului din pilieri, el o consideră ca o mărime constantă și determinată în laborator pe cuburi cu latura de 5 -20 cm și afectată de un coeficient de siguranță n, ceea ce este considerat un dezavantaj al metodei, deoarece valoarea rezistenței este dependentă de mărimea raportului .

Tabelul 4.4. Relațiile de calcul a lățimii stâlpilor – procedeul Seviakov

4.4. METODE DE DIMENSIONARE BAZATE PE IPOTEZA REPARTIZĂRII UNIFORME A TENSIUNILOR ÎN STÂLPI ȘI A REZISTENȚEI LA COMPRESIUNE VARIABILE CU FORMA ȘI DIMENSIUNEA STÂLPILOR ȘI PILIERILOR[ ],[ ]

4.4.1. Metoda de verificare și calcul a lui K. Kegel[ ],[ ]

Bazat pe ipoteza lui Tournaire că asupra tuturor stâlpilor acționează întreaga greutate a zăcământului și a rocilor acoperitoare, ținând seama și de înclinare, Kegel stabilește relația:

(4.50.)

în care:

– este raportul dintre suprafața totală în secțiune orizontală a stâlpilor de susținere și

suprafața câmpului de exploatare;

– unghiul de înclinare a zăcământului.

Considerând cercetările lui M. Stamatiu, Kegel propune pentru calcului lui relația:

[MPa] (4.51.)

în care:

– este rezistența de rupere la compresiune a unui cub cu muchia infinit de mică, =

20 MPa;

b – coeficient care caracterizează materialul din care este confecționată epruveta, b = 2,2;

d – lungimea muchiei cubului sau lățimea pilierului cu secțiunea pătrată sau

dreptunghiulară;

h – înălțimea pilierului (sau a prismei) cu secțiunea pătrată sau dreptunghiulară :

[MPa] (4.52.)

iar dimensiunile pilierilor trebuie astfel alese, încât să fie îndeplinită condiția de rezistență a materialului din pilieri, adică:

(4.53.)

Pentru calculul dimensiunilor pilierilor de secțiune pătrată, Kegel propune relația;

(4.54.)

în care:

v – este coeficient de pierdere de exploatare, exprimat fracționar, cu valori cuprinse între

0,45 – 0,65.

4.4.2. Procedeul lui Sokolovsky – Ruppeneit de dimensionare a pilierilor[ ],[ ]

Procedeul se bazează pe evaluarea rezistenței de rupere a pilierilor în contextul teoriei stărilor limită. Sarcina efectivă ce revine ca încărcătură pe pilieri se stabilește prin intermediul relației:

[MPa] (4.55.)

în care:

– lățimea camerei;

– lățimea pilierului;

– distanța de la tavanul camerei până la suprafața zăcământului.

Rezistența de rupere a pilierului se determină cu relațiile:

– pentru pilieri pătrați:

[MPa] (4.56.)

– pentru pilieri dreptunghiulari;

[MPa] (4.57.)

în care:

– este coeziunea aparentă a masivului;

– valoarea unei funcții dependente de coeficientul de sveltețe și de unghiul de frecare interioară :

(4.58.)

4.4.4. Procedeul de verificare a lui M. Stamatiu[ ],[ ]

În baza ipotezei lui Tournaire, se propune de către Stamatiu, ca rezistența de rupere la compresiune a pilierilor să fie mai mare sau cel puțin egală cu sarcina la compresiune la care aceștia sunt supuși. În acest sens, rezistența efectivă medie de rupere la compresiune este dată de relația:

(4.59.)

și raportul pentru scopul practic, este:

(4.60.)

4.5. METODE DE CALCUL BAZATE PE IPOTEZA REPARTIȚIEI NEUNIFORME A TENSIUNILOR ÎN PILIERI ȘI A PARABOLEI DE PRESIUNE[ ],[ ]

4.5.1. Metoda de calcul al lui Davâdov[ ]

Presupune pentru calculul lățimii pilierilor dintre două lucrări, relațiile:

– cazul când camerele au aceeași lățime:

[m] (4.61.)

– cazul când camerele au lățimi diferite:

[m] (4.62.)

în care: a – este semideschiderea sau semilățimea lucrării;

4.5.2. Metoda de calcul al lui Protodiakonov[ ]

Presupune că asupra pilierului, acționează după o repartiție liniară: greutatea complexului de roci acoperitoare, considerate de la tavanul camerei până la suprafață, din care se scade greutatea complexului de roci din jumătățile de bolți ce se formează deasupra tavanului camerelor.

Admițând un coeficient de siguranță, lățimea pilierului de susținere se calculează cu relația:

[m] (4.63.)

[m] (4.64.)

în care :

f – coeficientul de tărie a lui Protodiakonov.

4.5.3. Metoda de calcul al lui M. Stamatiu[ ]

Admițând ipotezele lui Ritter și Coulomb – Rebhann referitor la modul de repartizare a tensiunilor asupra tavanului și pereților camerelor, Stamatiu a stabilit următoarea relație de calcul a lățimii pilierilor:

(4.65.)

4.5.4. Metoda de calcul al lui Slesarev[ ]

Consideră că repartizarea tensiunilor în pilierul de susținere dintre două lucrări miniere se face după o hiperbolă echilaterală.

Distanțele până la care se face simțită presiunea rocilor înconjurătoare, considerate de la peretele lucrării miniere, se pot calcula cu relațiile:

– pentru roci elastice – necoezive:

(4.66.)

– pentru roci coezive:

(4.67.)

Un pilier este stabil dacă: .

4.6. METODE BAZATE PE TEORIA ELASTICITĂȚII[ ],[ ]

4.6.1. Metoda de verificare a lui P.M. Țimbarevici[ ]

Consideră că tensiunile de compresiune în pilierii de susținere, respectiv de protecție dintre două lucrări se repartizează uniform. Lățimea pilierului este dată de relația:

(4.68.)

sau în cazul în care , avem că:

(4.69.)

relații prin care se poate verifica dacă lățimea aleasă a unui pilier de susținere corespunde condiției de rezistență. Acest procedeu însă nu ține seama de celelalte dimensiuni ale acestora: înălțimea și lungimea, nu permite stabilirea directă a lățimii pilierilor, ci numai verificarea ei, fară a se indica limita inferioară a lățimii B.

Pentru aceasta este nevoie să se îndeplinească și următoarele condiții, referitoare la rezistența și stabilitatea pilierului:

(4.70.)

(4.71.)

în care: și sunt tensiunea totală pe conturul lucrărilor miniere respective, considerată la mijlocul înălțimii pereților, acționând în direcție verticală; – tensiunea admisibilă la compresiune triaxială a rocii din pilierul de susținere, respectiv la compresiune monoaxială dacă pilierul este scurt.

Acest procedeu prezintă următoarele deficiențe esențiale:

(1) nu ține seama de proprietățile geomecanice ale rocilor înconjurătoare zăcământului;

(2) dificultate de stabilire a anumitor elemente de calcul;

(3) este complicat și dificil de aplicat;

(4) lățimile calculate nu corespund, în general, cu cele stabilite în practică.

4.6.2. Metoda de verificare a lui Ruppeneit[ ]

La baza acestui procedeu stă ipoteza că repartizarea tensiunilor în pilieri nu este uniformă și că această repartizare este dependentă de raportul dintre dimensiunile pilierilor – înălțime față de lățime și invers și de proprietățile de rezistență ale materialului din pilieri. Din acest punct de vedere, autorul procedeului deosebește:

pilieri înguști, cu raportul lățime / înălțime ;

pilieri de lățime mijlocie, cu

pilieri lați, cu .

Pentru determinarea stărilor de tensiune din pilieri – la limita de rezistență și solicitarea lor reală, Ruppeneit aplică procedeul grafic a lui Mohr, bazat pe înfașurătoarea de tip cicloidă și în final stabilește sarcina de rupere pentru pilieri.

4.7. DIMENSIONAREA ȘI VERIFICAREA PLANȘEELOR[ ],[ ]

Stabilitatea sistemului de exploatare a sării pe cale uscată nu depinde doar de comportamentul pilierilor, cât mai ales, în cazul structurilor de rezistență multietajate și de cea a planșeelor.

Principalele tipuri de planșee întâlnite la exploatarea cu camere și pilieri sunt:

– planșee de tavan: între linia de contact steril – sare și primul nivel de exploatare;

– planșeele dintre nivelele de exploatare denumite și planșee de etaj.

Rolul acestor planșee este acela de preluare a sarcinilor ce acționează asupra lor. Aceste planșee preiau greutatea rocilor situate deasupra camerei de exploatare, fără a se produce o deformare prea mare însoțită de apariția de fisuri, crăpături, desprinderi de plăci sau blocuri din sarea cuprinsă în limitele planșeului de rezistență.

În general sunt utilizate la dimensionarea planșeelor două principii de bază și anume:

(1) principiul clasic al rezistențelor admisibile;

(2) principiul coeficienților de siguranță.

Principiul rezistenței admisibile se bazează pe introducerea în calcul a unor rezistențe specifice a materialului, micșorate foarte mult, atât față de limita de rupere ar, cât și față de limita de elasticitate e. O asemenea rezistență micșorată este denumită și rezistență admisibilă ad. Introducerea ei în calcule are scopul de a asigura menținerea materialului, pe perioada exploatării, în limitele unui comportament strict elastic.

Principiul coeficientului de siguranță este aplicat la materialele care respectă legea lui Hooke, în sensul că oricât s-ar micșora rezistența introdusă în calcul, tot nu ar exista garanția unui comportament elastic.

Sarea se înscrie în rândul materialelor la care domeniul de comportament elastic este fie extrem de redus, fie total inexistent. În consecință, s-a considerat că dimensionarea corectă este aceea bazată pe principiul coeficientului de siguranță. Prin urmare, se determină sarcina limită care produce distrugerea structurii de rezistență și apoi aceasta se împarte la un coeficient de siguranță, obținându-se în final încărcarea efectivă admisă:

(4.72.)

În contextul unui asemenea principiu, literatura de specialitate oferă o serie de relații de dimensionare a planșeelor :

4.7.1. Determinarea capacității portante a unui planșeu asimilat cu o grindă

Se consideră planșeul ca o grindă dublu încastrată și solicitată de o sarcină uniform distribuită p. Portanța la rupere este:

(4.73.)

iar încărcarea efectiv admisă a planșeului:

(4.74.)

Punând condiția de nefisurare a planșeului, atunci în loc de la compresiune se utilizează valoarea la tracțiune () și deci:

(4.75.)

(4.76.)

Pentru sarea gemă, momentul capabil al unei grinzi este:

(4.77.)

și deci:

; (4.78.)

Calculul grosimii planșeelor – când sunt asimilate cu niște grinzi – se poate realiza cu relația:

(4.79.)

iar în cazul în care coperta de rocă sterilă are o grosime neglijabilă, atunci:

(4.80.)

4.7.2. Dimensionarea planșeelor considerate ca plăci încastrate

Se știe că la plăci solicitarea principală este la încovoiere. O asemenea solicitare creează tensiuni în ambele plane ale plăcii.

Pentru a verifica condiția de stabilitate a planșeelor se pun condițiile:

; (4.81.)

în care:

n – coeficientul de siguranță;

și – sunt rezistențele de rupere la tracțiune și respectiv la compresiune monoaxială

a rocii ce constitue planșeul;

și – tensiunile maxime reale de tracțiune și respectiv de compresiune care iau naștere în planșeul supus la verificare, determinate în funcție de forma planșeului, de încărcarea sa efectivă, de deschiderea I, de grosimea sa h și de coeficientul de corecție a corespunzător rocii constitutive a planșeului.

Pentru dimensionarea, adică pentru calculul grosimii planșeului, se utilizează în contextul plăcilor încastrate relațiile:

– cazul unei încărcări suplimentare:

(4.82.)

– cazul când nu există încărcare suplimentară:

(4.83.)

în care:

a – este coeficientul de corecție propriu al rocilor ce constituie planșeul, pentru sarea

gemă a=1,3;

n – coeficientul de siguranță care ține seama de forma plăcii;

(4.84.)

în care:

– greutatea specifică aparentă a rocilor sterile;

– rezistența la tracțiune a rocilor sterile.

4.8. COMPORTAMENTUL MODELELOR FIZICE ALE SISTEMULUI DE EXPLOATARE CAMERĂ – PILIERI PĂTRAȚI LA SOLICITĂRI DE DURATĂ – REOLOGICE[ ],[ ],[ ]

În majoritatea situațiilor cu privire la metodele de determinare a stării de tensiune-deformare, a metodelor și mijloacelor de asigurare a stabilității lucrărilor miniere, masivul de sare este privit ca un mediu elastic, plastic, elasto-plastic sau clastic, ceea ce in mod natural exclude din analiză factorul timp, deci și comportamentul reologic. Însă, toate cercetările și observațiile efectuate în acest sens atrag atenția asupra imperativului de a considera influența timpului ca un factor hotărâtor în asigurarea stabilității în condiții tehnico-economice impuse de activitatea minieră. Toate cercetările reologice relevă că deformația masivului de sare se manifestă în timp, intr-un mod continuu, extrem de lent .

4.8.1. Cercetări de laborator

Pentru elucidarea comportamentului în timp, reologic, sub sarcină a sistemului de exploatare pe cale uscată prin camere și pilieri, a fost realizat un model de sare gemă: scara timpului αt = 500; scara liniară αL=1:320; scara greutăților volumetrice αγa =1. Dimensiunile geometrice ale modelului se regăsesc în tabelul 4.5.

Tabelul 4.5.

Modelul fizic astfel construit s-a încadrat în limitele de toleranță de 2 % înălțimea totală a modelului a fost de 127,5 mm, modelul fiind constituit din două etape. Modelul a fost supus la diferite grade de solicitare care au crescut în trepte ..

Pe perioada încercărilor s-au măsurat scurtările pilierilor. Încercările au durat 22 zile, la finalul cărora pentru un grad de solicitare i = 0,827rc au apărut fisuri mari, care în final au condus la ruperea modelului.

Pilierii s-au exfoliat pe partea lor exterioară, iar planșeul intermediar s-a fisurat, după care s-a rupt. În baza rezultatelor obținute s-au trasat curbele de fluaj pentru gradele de solicitare i = 0,4; 0,5 și 0,82.

Cercetările reologice asupra modelelor de sare au avut drept scop explicitarea influenței factorului timp asupra stabilității sistemului cameră – pilier. S-a constatat că pentru sarcini specifice inferioare sarcinii de rupere, respectiv a rezistenței limită de lungă durată σt ≤ σηd stabilitatea pilierilor nu este compromisă. Odată însă cu depășirea acestei valori a σt > σηd (un grad de solicitare j = 0,50) sistemul începe să se deformeze, pilierii suferă deformații progresive lente, domeniul de instabilitate relativă, după care poate avea loc o cedare parțială sau totală în momentul depășirii capacității de deformare limită.

4.8.2. Cercetări reologice bazate pe măsurători in situ

Elucidarea pe deplin a comportamentului la deformare în timp – reologic – al sării geme poate fi realizat doar prin efectuarea de observații și măsurători a deformării elementelor de rezistență și în special, a pilierilor.

Cele prezentate sunt motivate prin faptul că în cazul aplicării metodei de exploatare cu camere și pilieri, principalul criteriu de respectare a stabilității – fiabilității și siguranței în exploatare este legat de pilieri.

Pe acest considerent deci, atenția principală a cercetărilor întreprinse la salina Slănic Prahova a fost și este îndreptată asupra elucidării comportării acestora din punct de vedere a deformabilității în timp și a dimensionării lor.

Cercetările pe această direcție au fost începute de fostul ICEMIN București în anii 1971 -1972, au fost preluate de ICMSN Cluj în 1974 -1990, preluate de colectivul de cercetare de la Mecanica rocilor din Universitatea din Petroșani în colaborare cu specialiștii de la salina Slănic Prahova, în sensul că aria observațiilor în prezent a crescut substanțial prin sporirea numărului reperelor de măsurare, fig.4.4., unde este prezentat și sistemul de măsurare care utilizat a fost și este realizat prin intermediul dispozitivelor Schmidt și plăci distanțiere.

Fig. 4.4. Sistem de măsurare a deformării pilierilor.

Din multitudinea amplasamentelor de măsurare a dispozitivelor orizontale (pentru măsurarea alungirii pilierilor), respectiv verticale (pentru măsurarea scurtării pilierilor) au fost luate în considerare situațiile pilierilor redați în tabelul 4.6 pentru o durată de 3 – 4 ani.

Situația pilierilor considerați în evaluarea comportamentului la deformare

Tabelul 4.6.

Prin intermediul valorilor obținute din măsurători asupra modului de deformare a pilierilor, conform tabel 4.6, au fost ridicate curbele de fluaj (deformare – timp) atât pentru alungiri, cât și pentru scurtări.

Tabel 4.7 Valorilor obținute din măsurători asupra modului de deformare a pilierilor

Pentru a aprecia comportamentul reologic in situ al sistemului cameră – pilier în interacțiune cu masivul de sare, în situația stabilității de ansamblu al acestui sistem, au fost analizate datele oferite de măsurători în cazul pilierilor redați în tabelul 4.7, cât și a celor prezentate în tabelul 4.8.

Analizând documentația geologică și morfologia terenului am constatat că morfologia acestuia și deci cotele terenului de la suprafață, corespunzătoare amplasării în plan a excavațiilor actuale din masivul de sare, prezintă variații prin creșterea acestora în anumite zone. O asemenea modificare a reliefului determină modificări în ceea ce privește solicitarea pilierilor situați la unul și același orizont.

De exemplu, capetele dinspre nord a pilierilor "C" și "D", datorită celor menționate, suportă o sarcină mai mare decât capetele lor dinspre sud. Din tabelul 4.4, rezultă că în dreptul punctului de măsurare DO, situat înspre capătul de nord al pilierului, deformarea totală înregistrată este de 0,499 %, în timp ce la capătul dinspre sud, deformația se situează la valoarea de 0,414 %.

Tabelul 4.8. Gradul de solicitare a pilierilor puși sub observare

Dacă se face o comparație între deformațiile orizontale și verticale ale pilierilor studiați, de exemplu pilierul D dintre camera 610 și 611 și pilierul H, pentru același interval de măsurare, se constată că viteza de deformare orizontală este mai mare decât cea verticală în cazul pilierului D care este situat în centrul câmpului minier, având de suportat sarcinile date de pilierul vecin.

Din punct de vedere al gradului de solicitare, toți pilierii existenți la Salina Slănic Prahova se situează în zona de stabilitate a fluajului, respectiv a comportamentului la deformare în timp.

Această afirmație rezultă de fapt din relevarea existenței certe a corelației ε – Δi Datele conferite în tabelul 4.10 ne permit să constatăm că la grade de solicitare apropiate de vitezele medii de deformare au același ordin de mărime și cu viteze medii de deformare.

În general, apariția și manifestarea cedărilor inegale, aspect relevant în cazul pilierilor C, D și A (pilierii C și D au gradul de solicitare mai mic decât pilierul A, adică ΔCD = 0,228; ΔA = 0,349), iar vitezele lor de deformare sunt mai mari: εmD = 0,000313 mm /zi și 6mD = 0,000515 mm/zi; εmA =0,000173 mm/zi este un fenomen explicat, pe de o parte prin faptul că pilierii C și D preiau sarcinile inegal distribuite de peretele de sare, pilier marginal, iar pe de altă parte punctele de măsurare au fost amplasate către colțurile acestora, unde concentrările de tensiune și cedările sunt mai mari, în timp ce în cazul pilierului A acestea sunt amplasate la mijlocul lui.

Toate cele menționate pe baza măsurătorilor confirmă faptul că pilierii, prin amplasamentul lor la același orizont, prin forma lor geometrică, determină o distribuție neuniformă a stării de tensiune și prin urmare, o transmitere de sarcini diferită aproape de la pilier la pilier.

În plus, valoarea solicitării, a stării secundare de tensiune se modifică în timp ca urmare a transmiterii ei din zonele excavate către perimetrul câmpului sau porțiunile de masiv – situația pilierilor D, C și G, care deși au suprafețe relativ egale, raportul deformațiilor lor și a vitezelor de deformare este diferit:

Totodată facem precizarea că întreaga gamă de pilieri existenți la Salina Slănic Prahova se situează prezent în domeniul de stabilitate din punct de vedere al comportamentului de fluaj, domeniu ce se cifrează, în general pentru sarea de la Slănic Prahova, în limitele (0,3 – 0,45)σrc.

Plecând de la considerentul că în situația extinderii în profunzime a Salinei Slănic Prahova se va folosi metoda de exploatare cu camere și pilieri pătrați, am considerat extrem de important optimizarea principalilor parametrii ai sistemului de exploatare. Ca urmare, am avut în vedere că pentru proiectarea formei și dimensiunilor pilierilor, ca și a planșeelor intermediare, cea mai performantă metodologie o constituie utilizarea unei metode complexe de cercetare și anume cercetările experimentalo – analitice, cercetări experimentale efectuate în laboratorul de Geomecanică, cercetări experimentale in situ și utilizarea metodelor analitice și numerice de calcul. Am avut de asemenea în vedere ca în cazul metodei de exploatare cu camere și pilieri dimensionarea, amplasarea și alegerea corectă a elementelor geometrice a pilierilor și planșeelor trebuie să asigure stabilitatea întregului sistem de exploatare, siguranța zăcământului și a suprafeței și pierderi de exploatare cât mai reduse.

Din analiza documentației geologice și morfologia terenului, rezultă că morfologia și ca urmare cotele terenului de la suprafață prezintă variații, ceea ce determină modificări și în gradul de solicitare a pilierilor situați la același orizont. Pentru înălțimea coloanei litologice H de diferite valori, gradul de solicitare a pilierilor este diferit.

Comparația deformărilor orizontale și verticale ale pilierilor studiați arată că viteza de deformare orizontală este mai mare decât cea verticală.

Din punct de vedere al gradului de solicitare, cu excepția pilierului A situat între camerele 602 si 610 , toți pilieri de la Salina Slănic Prahova se situează în zona de stabilitate a fluajului, respectiv a comportamentului de deformare în timp.

Manifestările cedărilor inegale semnalate în pilierii C, D și A, ca și vitezele de deformare mai mari este un fenomen explicat prin faptul că pilierii C și D preiau sarcini inegal distribuite de peretele de sare despărțitor, cât și pentru faptul că punctele de măsurare au fost amplasate către colțurile acestora, unde concentrările de tensiuni și cedările s-au dovedit mai mari.

Se confirmă astfel faptul că pilierii, prin amplasamentul lor la același orizont, prin forma lor geometrică, determină o distribuție neuniformă a tensiunilor și o transmitere de la pilier la pilier. Totuși curbele de fluaj corelate cu datele și curbele de fluaj din laborator permite să se considere că pilierii intercamerali se comportă ca un sistem elasto – vâsco – plastic, ce poate fi descris cu ajutorul unui model complex reologic. În final se face precizarea că pilierii existenți la Salina Slănic Prahova se situează în prezent în domeniul de stabilitate din punct de vedere al comportamentului de fluaj, domeniu ce poate fi estimat pentru sarea de la Slanic Prahova în limitele (0,3 – 0,45) σrc.

CAPITOL V

ANALIZA PRIN METODA ELEMENTELOR FINITE A STĂRII DE TENSIUNI ȘI DEFORMAȚII DEZVOLTATE ÎN JURUL UNEI EXCAVAȚII EXECUTATE ÎN ZĂCĂMÂNTUL DE SARE DE LA SLĂNIC PRAHOVA[ ],[ ],[ ]

5.1. Generalități

Metoda elementelor finite este, la ora actuală, cel mai răspândit procedeu de rezolvare numerică a problemelor inginerești. La aplicarea MEF, domeniul ocupat de sistemul fizic supus analizei este discretizat în subdomenii de dimensiune finită mărginite de frontiere rectilinii sau curbilinii. Prin această operație, sistemul real este înlocuit cu o rețea de așa-numite elemente finite. Ecuațiile diferențiale care descriu comportarea sistemului vor fi verificate în medie pe fiecare element. Construcția matematică a elementelor finite asigură un anumit grad de continuitate al aproximantei la traversarea frontierei dintre elemente. Continuitatea este realizată cu ajutorul unor puncte remarcabile asociate elementelor (cunoscute sub numele de noduri). De fapt, aproximanta soluției exacte a problemei rezultă ca o funcție de valorile necunoscutelor în respectivele noduri. Prin aplicarea MEF se obține un sistem de ecuații care se rezolvă numeric în raport cu valorile necunoscutelor nodale. Din cauză că aproximantele soluției exacte verifică în medie ecuațiile diferențiale și în interiorul elementelor, ele pot fi folosite pentru obținerea unor informații referitoare la variația necunoscutelor problemei în tot domeniul analizat (nu numai în noduri, așa cum se întâmplă în cazul utilizării MDF). Principalele avantaje ale MEF sunt următoarele:

• flexibilitatea ,prin faptul că permite discretizarea unor corpuri de formă oricât de complexă și manipularea naturală a unor condiții la limită dintre cele mai diverse;

• posibilitatea de a modela corpuri neomogene din punct devedere al proprietăților fizice;

• ușurința implementării în programe de calcul generale.

În mecanica rocilor există două utilizări diferite ale termenului de model. În primul caz, termenul de model se folosește la reprezentarea schematică a comportamentului mecanic intrinsec al masivului de roci, la scara macroscopică a eșantionului. Această modelare se poate exprima printr-o lege de comportament sau printr-un criteriu de schimbare a comportamentului, care ia forma unei relații matematice între tensiuni, deformații și derivatele lor în raport cu timpul – pentru o lege de comportament sau o lege reologică într-un mediu continuu, între tensiunile principale – pentru un criteriu de rupere sau între forțele aplicate și deplasările pe un plan de discontinuitate din masivul de roci etc. În al doilea caz, termenul de model este atribuit studiului masivului de roci la scara lucrării sau a unor obiective geologice la o scară foarte mare. Acest tip de modelare se poate defini ca un model de organizare a faptelor observate, adesea parțiale, sub o formă care le integrează într-o concepție generală a obiectelor, fenomenelor și mecanismelor studiate. Totodată, foarte frecvent, aceste modele exprimate în sens larg, pentru a se forma, au nevoie de a împrumuta formulările și ecuațiile referitoare la comportamentul intrinsec al rocii și al discontinuităților. În special, este cazul modelelor numerice pentru care, cele două aspecte ale modelării, definite mai sus, sunt în anumită măsură combinate .[ ]

Principalele funcții ale modelării în mecanica rocilor sunt: funcția descriptivă, funcția explicativă, funcția de previziune și funcția operațională.

În general, modelele numerice utilizate în mecanica rocilor se bazează pe principiile fundamentale a două grupe de metode și anume: metodele diferențiale și metodele integrale.

În cazul metodelor diferențiale, domeniul real studiat – de exemplu, un masiv de roci continuu, este înlocuit printr-o reprezentare schematică cu aceleași dimensiuni, supusă la aceleași condiții la limită și format dintr-un ansamblu de subdomenii sau elemente de dimensiuni finite.

Ecuațiile de bază, cum ar fi ecuația (diferențială) de echilibru, relațiile ce definesc continuitatea mediului – deformațiile ce derivă din câmpul de deplasare, legea de comportament etc., sunt rezolvate cu ajutorul unei aproximări numerice pe fiecare element.

Metoda elementelor finite, MEF, este un caz tipic de metodă diferențială. De asemenea și metodele de calcul prin diferențe finite aparțin acestui grup de metode. În cazul elementelor finite, libertatea de alegere a aproximării realizate pe fiecare element, adică libertatea de discretizare a mediului, permite obținerea rezultatelor la precizia dorită, funcție de cantitatea de resurse informatice folosite. Pe de alta parte, cum relațiile care descriu continuitatea mediului și legea de comportament intervin în mod direct în formulări, este posibilă introducerea în programele de calcul de mari deformații, conservând derivatele de ordin superior și comportamente mult mai complexe decât elasticitatea liniară.

Metodele integrale vizează determinarea câmpului de deplasări și stării de tensiuni în mediu, deducându-le din cunoașterea forțelor repartizate pe o suprafață aparținând domeniului studiat. Această suprafață poate fi o frontieră internă, ca în metoda elementelor de frontieră. Forțele repartizate pe aceasta frontieră sunt ajustate în așa fel încât aici se regăsesc, în fiecare punct, vectorii tensiune cunoscuți, după integrarea forțelor repartizate pe toată frontiera. Integrarea se face prin discretizarea frontierei în elemente ce conțin puncte nodale. Astfel că, problema se reduce, datorită unei aproximări numerice, la cunoașterea valorilor forțelor aplicate în punctele nodale. Această aproximare, ca și pentru cazul elementelor finite, este unul din punctele cheie ale metodei. Al doilea punct este utilizarea relațiilor clasice ce permit determinarea tensiunilor și deplasărilor într-un mediu infinit sau semiinfinit, elastic si izotrop supus unor forțe punctuale – soluția lui Kelvin, sau repartizate.

După criteriul abordării discontinuităților masivului de roci: falii, fracturi, fisuri etc., modelele numerice sunt de două tipuri:

a) modele continue;

b) modele discontinue – metoda elementelor distincte.

În vederea optimizării modelelor, din punct de vedere al preciziei rezultatelor și timpului de calcul, prin combinarea diferitelor metode numerice sau punând în comun avantajele oferite de fiecare metodă, au rezultat o serie de metode combinate/hibride cum ar fi:

elemente finite-elemente de frontieră;

elemente distincte-elemente de frontieră;

elemente distincte-elemente finite etc.

Modelarea numerică s-a dezvoltat în mod independent, dar nu exclusiv, pe două direcții principale : a) metoda diferențelor finite ; b ) metoda elementelor finite. În metoda elementelor finite, ca punct de plecare se utilizează un model integral al fenomenului de studiat.

Problematica evaluării stării secundare de tensiune în sistemul de exploatare cameră -pilieri a fost abordată și pe baza metodelor numerice cu folosirea MEF.

În etapa actuală, tratarea teoretică a regimului de presiune cuprinde un număr mare de probleme; dificultăți apar însă la rezolvarea prin metode analitice a problemelor ce se întâlnesc în practica inginerească minieră. De aceea, numeroase preocupări sunt îndreptate astăzi, în special, spre găsirea metodelor de cercetare, respectiv de calcul adecvate problemelor și preciziei cerute de activitatea minieră.

Dezvoltarea modelării analitice de determinare a stărilor de tensiune și a regimului de manifestare a presiunii miniere nu s-a realizat în detrimentul metodelor de cercetare experimentale (modelare, măsurători in situ) și invers. Acolo unde modelele matematice construite pentru reprezentarea proceselor aleatoare, oricât ar fi ele de generale, nu pot fi suficiente pentru a reprezenta toate tipurile de fenomene și procese pe care le cunoaștem sau ni le impune tehnica minieră, sunt bine venite procedeele de cercetare experimentale.

M.E.F. are la bază aproximarea locală pe porțiuni sau subdomenii a variabilelor de câmp. Datorită folosirii unui model integral, ca bază de plecare, și a unor seturi de funcții continue pe porțiuni, MEF nu mai este condiționată de existența unei rețele rectangulare. Cu ajutorul ei se pot discretiza practic corpuri geometrice oarecare. Orice formulare matematică a unei probleme din mecanica structurilor implică o schematizare prealabilă. Această schematizare înseamnă alegerea unui sistem mecanic asociat unei structuri care să constituie un model capabil să răspundă următoarelor cerințe:

să conducă la rezultate reprezentative pentru fenomenul studiat;

să poată fi analizat printr-un volum de calcule accesibile.

În principiu, modelele sunt sisteme mecanice, adică sisteme de puncte materiale cu legături a căror comportare să se poată studia pe baza metodelor mecanicii generale cu ajutorul analizei matriciale.

Problema stabilității unei excavații subterane, respectiv dimensionarea sigură și economică a susținerii lucrărilor miniere de deschidere și de pregătire, cât și de exploatare (în cazul camerelor) necesită o apreciere a stării de tensiune create a fenomenului de deplasare a sistemului masiv – susținere, a efectului neomogenității, cât și influența pe care o are factorul de anizotropie de heterogenitate și de timp.

5.2. SELECTAREA MODELULUI DE COMPORTARE A ROCII[ ],[ ]

5.2.1. Particularități în comportarea masivelor de rocă

Caracterul deosebit al relației efort-deformație este dat de prezența fisurilor, faliilor și discontinuităților, de deformațiile cu caracter reologic, de anizotropia manifestată atât ca deformabilitate cât și ca parametri de rezistență, de cedările locale fie prin întindere fie prin forfecare etc. Definirea unui unic model capabil să reproducă toate aceste particularități este practic imposibilă. Chiar dacă modelul în cauză ar exista, numărul de parametri caracteristici ar fi atât de mare, încât determinarea acestora pentru aplicațiile practice ar rămâne numai un deziderat. Rezolvarea problemelor inginerești, legate de lucrările subterane, implică alegerea modelului de comportare a rocii în acord cu obiectivele urmărite, dar și cu datele disponibile din studiile geotehnice. La fel ca și în cazul altor structuri, alegerea unui anumit model de material depinde uneori mai puțin de performanțele acestuia, cât de experiența existentă privind aplicarea lui în calcule, de posibilitatea de determinare a parametrilor implicați și de confirmările obținute anterior prin compararea cu măsurătorile în situ.

Complexitatea comportării rocilor a făcut ca în acest domeniu să se propună extreme de multe modele, unele pur empirice, bazate doar pe prelucrarea unor date din măsurători, altele având la bază dezvoltări teoretice deosebite, până la utilizarea mecanicii statistice. Dintre modelele existente, cu aplicare în cadrul metodei elementelor finite, cea mai largă răspândire o au cele liniar elastice, cele elastoplastice și cele vâsco-elastice. La acestea se adaugă modelele aferente comportării discontinuităților date de rosturi, falii și fisuri.

5.2.2. Modele de comportare și domenii de aplicare. În acest paragraf se prezintă succint posibilitățile oferite de modelele curent utilizate, categoriile de probleme inginerești pentru care acestea conduc la rezultate semnificative, precum și erorile pe care le introduc.

În cadrul modelului liniar elastic comportarea rocii este descrisă de numai doi parametri, modulul de elasticitate E și coeficientul Poisson μ . În cazul neomogenităților sau anizotropiei se introduc mai multe perechi E și μ , în conformitate cu situația geologică. Modelul liniar elastic este, probabil, cel mai puțin potrivit pentru a descrie complexitatea comportării rocilor, care prezintă neliniarități semnificative în curba încărcare-descărcare, bucle de histerezis etc.

Cu toate inconvenientele arătate, modelul liniar elastic are încă o largă utilizare, mai ales în cazul calculelor aferente cavernelor cu deschideri mari. În fazele preliminare de proiectare, și uneori în faza finală, se utilizează calculele în stadiul elastic pentru compararea variantelor de dispunere și formă a cavernelor, pentru aprecierea efectului ancorării și fretării prin precomprimare și pentru a stabili secvențele de execuție cele mai convenabile. De cele mai multe ori se evaluează, pe baza eforturilor calculate, zonele în care efortul efectiv depășește capacitatea de preluare a rocii, iar promovarea unei variante este argumentată prin reducerea la minimum a unor asemenea zone. Criteriul de stabilire a zonelor cu potențial "de cedare" este, de obicei, Mohr- Coulomb.

Modelul elasto-plastic admite comportarea liniar elastică a rocii pâna la atingerea unei stări de efort de prag, după care comportarea devine plastică. Pornind de la faptul că deciziile inginerești reclamă definirea zonelor plasticizate, pentru alegerea formei excavației, determinarea lungimii ancorajelor, aprecierea efectului sprijinirilor etc., modelul elasto-plastic este din ce în ce mai frecvent adoptat. Drept criteriu de cedare, care definește starea de efort "de prag", este uzual acceptat criteriul Mohr-Coulomb, iar uneori criteriul Hoek-Brown. Uneori, criteriului Mohr-Coulomb îi este asociat și criteriul de limitare sau excludere a tensiunilor, fie în masa de rocă, fie pe o serie de direcții corespunzătoare planurilor de fisurare.

În aplicațiile inginerești se utilizează, de obicei, modelul cel mai simplu, anume cel elastic-ideal plastic. Ținând seama că principalul obiectiv este determinarea stării de efort și delimitarea zonelor plasticizate, erorile în prognozarea deplasărilor conturului excavației nu sunt supărătoare. Se acceptă, deci, că după intrarea în stadiul plastic starea de efort din rocă rămâne constantă, iar deformațiile sunt nedefinibile. Selectarea modelului elastic-ideal plastic este argumentată și de faptul că față de parametrii E și μ ai modelului elastic mai sunt necesari doar parametrii de rezistență ai rocii (coeziune și unghi de frecare interioară), care sunt uzual determinați prin încercări de laborator sau de teren. Se evită, în acest fel, definirea legilor de curgere plastică, pentru care nu există o experiență în practica inginerească.

Se menționează însă că, pentru verificări și postcalcule, modelul elasto-vâsco-plastic

este singurul capabil să asigure comparația dintre calcule și măsurători și să valideze pe această cale deciziile din faza de proiectare.

Modelul vâsco-elastic este caracterizat de faptul că pe lângă deformațiile instantanee, care apar la excavare sau la aplicarea încărcării exterioare, se mai dezvoltă în timp deformații de curgere lentă, care produc relaxarea eforturilor. Deformația instantanee este considerată liniar elastică, iar legea constitutivă a curgerii lente exprimă viteza de deformare specifică în funcție de nivelul eforturilor. Modelul vâsco-elastic este, cu precădere, adoptat în calculele referitoare la galerii și caverne la care se aplică sprijinirea cu ancore și șpriț-beton după principiile NATM. Introducea explicită a factorului timp permite să se determine momentul optim al instalării susținerilor, precum și adaptarea la teren a schemelor de susținere în corelație cu măsurătorile în situ.

În ceea ce privește MEF, pe plan mondial au apărut diverse programe de analiză a structurilor prin metoda elementelor finite. Programul (codul) CESAR, a cărui dezvoltare a început în 1981, este succesorul sistemului ROSALIE dezvoltat de Laboratorul Central de Poduri și Șosele din Paris. CESAR este un cod general de calcul, ce are la bază metoda elementelor finite, care se adresează următoarelor domenii: structuri; mecanica solului și rocilor; transfer termic; hidrogeologie.

Codul CESAR-LCPC 2D și 3D versiunea 4, care se compun din procesorul Cleo2D, respectiv Cleo3D, completat de Opțiunea C0 (Mecanică statică liniară și neliniară & Difuziune)[ ],[ ] , este instalat în cadrul Catedrei de Inginerie Minieră și Securitate în Industrie (deținătoarea licenței), din cadrul Universității din Petroșani.

5.3. Realizarea modelului 3D și efectuarea calculelor

Metoda elementelor finite este utilizată în vederea rezolvării problemelor cu privire la stabilitatea rocilor din apropierea lucrărilor miniere, ținându-se seama de caracteristicile rocilor-sării, tensiunea de deformare a sării în timp, condițiile geologice, condițiile de exploatare etc.

Obiectul modelării [ ],[ ] cu ajutorul MEF cu ajutorul codului de calcul CESAR-LCPC 3D, îl constituie o excavație situată la adâncimea medie de aprox. H = 300m, măsurată de la limita superioară a acesteia la suprafață; excavația este compusă dintr-o parte inferioară cilindrică verticală cu diametrul orizontal de d = 74m și înălțimea de h = 25m și o parte superioară sub forma unei calote sferice cu înălțimea de h1 = 20m și raza de cca. R = 44m.

Realizarea modelării 3D a necesitat parcurgerea următoarelor etape:

stabilirea geometriei modelului (stabilirea limitelor, a zonei de interes și discretizarea modelului);

stabilirea bazei de calcul (determinarea zonelor – regiunilor, a ipotezelor de calcul și introducerea caracteristicilor geomecanice);

impunerea condițiilor la limită;

încărcarea modelului (stabilirea condițiilor inițiale și de încărcare ale modelului);

realizarea calculelor și stocarea rezultatelor.

Stabilirea geometriei modelului

Această etapă conține următoarele: stabilirea limitelor, a zonei de interes și discretizarea modelului Fig.5.1.

a) b)

c)

Fig. 5.1. Geometria modelului:

a) Discretizarea modelului, b) Condițiile la limită; c) Detaliu de discretizare cu excavația

Ținând seama de simetria modelului după axele x și y, în vederea optimizării calculelor s-a decis realizarea calculelor pe un sfert de model.

Având în vedere dimensiunile excavației, pentru o precizie cât mai bună a rezultatelor s-a realizat modelul până la suprafață, rezultând modele cu dimensiunile de X = 300m, Y = 300m, Z = 320m. De asemenea, s-a stabilit dimensiunile zonei de interes în care îndesirea elementelor finite de discretizare din jurul excavației să fie cât mai mare, în așa fel încât să cuprindă tot volumul modelului unde variația tensiunilor și deformațiilor este maximă. Discretizarea modelului, respectiv regiunilor, s-a realizat printr-un număr total de 43.760 elemente finite volumice de tip hexaedru, pentaedru și tetraedru; numărul total de noduri fiind de 39.738.

Stabilirea bazei de calcul

Această etapă se referă la: determinarea zonelor/regiunilor, a ipotezelor de calcul și introducerea caracteristicilor geomecanice. Pentru simplificarea modelului, s-au luat în considerat două regiuni cu caracteristici geomecanice diferite care, în ipoteza comportamentului elasto-plastic de tip Mohr-Coulomb fără ecruisaj au fost definite ca în Tabelul 5.1.

Tabelul 5.1 Caracteristicile geomecanice luate în calcul după criteriul elasto-plastic de tip Mohr-Coulomb fără ecruisaj

Condiții la limită

Deoarece modelul este finit, de 300x300x620m, extras dintr-o porțiune a scoarței terestre cu dimensiuni ce pot fi considerate infinite, în vederea efectuării calculelor și ținând seama de condițiile menționate, este necesar să fie lăsată liberă suprafața terenului și blocate celelalte suprafețe după direcțiile corespunzătoare, astfel: suprafața inferioară a modelului cu condițiile la limită și w=0, suprafețele laterale, luate câte două, cu condițiile la limită u = 0, , respectiv . Unde: u și v sunt deplasările orizontale în direcția axei x respectiv y, iar w, deplasările verticale după axa z.

Încărcarea modelului

În această etapă are loc stabilirea condițiilor inițiale și de încărcare ale modelului. Condițiile inițiale de încărcare a modelului au fost considerate geostatice , corespunzătoare unei adâncimi de H = 320m, respectiv , . În care . Tensiunile induse de prezența excavației sunt , reprezentate de tensiunile orizontale și verticale . Astfel că, încărcarea modelului a fost realizată în ipoteza tensiunilor totale sub forma ecuației matriceale:

.

Realizarea calculelor și stocarea rezultatelor.

Calculele au fost realizate considerând un număr de 60 de iterații pe increment și o toleranță a rezultatelor de 1%, utilizând pentru rezolvare „metoda tensiunilor inițiale”.

Rezultatele calculelor au fost stocate sub formă grafică pe suprafața modelului (izovalorică, vectorială și tensorială) și în secțiuni predefinite. Rezultatele prezentate în Tabelul 5.2 și Tabelul 5.3 sunt corespunzătoare următorilor parametri:

– deplasările verticale w și orizontale u și v, în mm;

– tensiunile orizontale și și verticale, în MPa;

– tensiunile tangențiale , în MPa;

– tensiunile principale maxime , medii și minime , în MPa;

– tensiunile maxime de forfecare , în MPa;

– tensiunile de compresiune , în MPa;

– tensiunile de tracțiune , în MPa.

Tabelul 5.2 Domeniul de variație al deplasărilor orizontale u și v și verticale w

Tabelul 5.3 Domeniul de variație al tensiunilor

5.4. Analiza stabilității excavației

Studiul tensiunilor are în vedere evaluarea stabilității masivului de sare în care este executată excavația subterană ce face obiectul analizei de stabilitate și a modului de manifestare a unor fenomene geomecanice. În acest sens, rapoartele de concentrare a tensiunilor, în general, și a tensiunilor principale maxime și minime pot descrie dezechilibrarea tensiunilor și implicit posibilitatea de apariție a fenomenelor de rupere. Un raport cât mai mare face ca cercul tensiunilor principale să intersecteze curba caracteristică a rocilor, ceea ce are ca semnificație dezvoltarea unor fenomene de rupere sau deschiderea unor fisuri sau crăpături din masiv. De asemenea, tot din punct de vedere al stabilității, semnificativ este și studiul tensiunilor de tracțiune și de forfecare, știut fiind faptul că sarea gemă și rocile, au rezistențele la tracțiune și forfecare mai reduse și cel mai adesea ruperea apare datorită depășirii acestor limite.

Dacă comparăm imediat valorile rezistenței la tracțiune, respectiv compresiune, prezentate în Tabelul 2.15 cu valorile corespunzătoare ale tensiunilor prezentate în Tabelul 5.3 se observă că acestea nu sunt depășite

;

,

dar sunt semnificativ apropiate ( ), existând pericolul ca, local, în anumite zone ale excavației, unde masivul de sare este mai puțin rezistent sau fisurat să se dezvolte fenomene în special de rupere prin tracțiune.

Pentru definirea stării de stabilitate a masivului din jurul excavației este necesară apelarea la un criteriu de rupere și cuantificarea stării de stabilitate printr-un coeficient de siguranță. În acest sens, pentru un punct dat din model, caracterizat de o anumită stare de tensiuni se determină cercul lui Mohr corespunzător punctului luat în studiu, care se raportează la curba intrinsecă a sării geme. Nu dispunem întotdeauna de curba intrinsecă, a cărei determinare se realizează în laborator, fiind o operație costisitoare și de durată – și cu atât mai mult, în cazul nostru, când excavația este situată în adâncime, la peste 250-300 m, într-o zonă de zăcământ mai puțin cercetată (fiind cu mult sub nivelul actual de exploatare). Din acest motiv, curba intrinsecă adoptată, de obicei este o parabolă sau o dreaptă Mohr-Coulomb, tangentă la cercul de compresiune Rc și la cercul de tracțiune Rt .

Dreapta Mohr-Coulomb are ecuația 5.1. În acest sens, Lin Jifang definește ca factor sau coeficient de siguranță F raportul dintre raza cercului concentric tangent la curba intrinsecă R1 și raza cercului lui Mohr corespunzător R, astfel: F=R1/R.; unde:

Dacă – atunci , iar , iar F=R1/R.

Dacă (Rt este rezistența de rupere la tracțiune) – există pericolul de apariție a fenomenului de rupere.

Pentru cazul nostru, înlocuind în relația lui R1, de mai sus, pe C = 4,500MPa și obținem:

Evaluarea coeficientului de siguranță după criteriul Mohr-Coulomb este prezentată în Tabelul 5.5.

Funcție de valoarea coeficientului de siguranță F, sunt posibile trei cazuri de stabilitate a excavației:

F=1 este cazul când cercul lui Mohr și curba intrinsecă sunt tangente, stabilitatea fiind la limită;

F<1 – cazul când cercul lui Mohr și curba intrinsecă sunt secante, rezistența materialului este depășită de starea de tensiuni, producându-se fenomenul de rupere;

F>1 – cazul când starea de tensiuni este departe de a produce ruperea.

Urmează calculul coeficienților de siguranță pentru o serie de puncte semnificative de pe conturul excavației, pentru care principalele valori de calcul sunt prezentate în Tabelul 5.4. Punctele 1, 2, 3,..,13, luate în considerare, sunt reprezentate în coordonate carteziene, în planul XOZ, pentru y = 0, în Figura 5.2.

Deplasarea maximă verticală este la vatră (+115mm) ceea ce produce „umflarea vetrei” și la tavan (-78mm) adică-convergență; la pereți deplasările orizontale sunt de maxim 5mm (nesemnificative). Deformațiile orizontale sunt cuprinse între 0,0000343 % ÷ 0,000254 %, iar deformațiile verticale sunt cuprinse între 0,000254 %÷ 0,0021 % ( Tabel 5.2.).

Umflarea vetrei are loc sub efectul tensiunilor de tracțiune care pot ajunge la maxim 2,285392 MPa , sub valoarea rezistenței la tracțiune a sării, de 2,689 MPa, respectând, la limită, un raport de 1,17.

Fig. 5.2 Poziția punctelor pe conturul excavației pentru

calculul coeficientului de siguranță

Tabelul 5.4 Calculul coeficientului de siguranță F după criteriul de rupere Mohr -Coulomb pentru punctele (nodurile) semnificative de pe conturul excavației

5.5. CONCLUZII

Pereții excavației sunt supuși la tensiuni de compresiune care cresc de la boltă (-14,819MPa) spre vatră (-19,308MPa), sub valoarea rezistenței la compresiune a sării geme (28,876MPa), cu un coeficient de siguranță cuprins între 1,95 spre boltă și 1,5,spre vatră.

În pereți se dezvoltă tensiuni maxime de forfecare cu valorile cele mai mari, în apropierea colțurilor de la tavan și de la vatră, cuprinse între 7,130 – 7,930 MPa, mai mici decât rezistența de rupere la forfecare a sării care este de 10,500 MPa .

Menționez că tensiunile de compresiune maxime -19,308 MPa, sunt mai mici decât rezistența limită de lungă durată, care este de 19,800 MPa.

Tensiunile maxime de tracțiune sunt de 7,930 MPa, sunt mai mici decât rezistența limită de lungă durată în solicitări de tracțiune 11,460 MPa.

Analizând distribuția coeficienților de siguranță corespunzători punctelor/nodurilor de pe conturul excavației , se constată cele mai mari valori sunt spre centrul bolții și spre centrul vetrei, ceea ce explică și deplasările verticale pe axul excavației și relaxarea tensiunilor datorită geometriei bolții; vatra fiind afectată de tensiuni de tracțiune. În această zonă valoarea coeficienților de siguranță reducându-se la cca. o treime.

Din punct de vedere al coeficienților de siguranță, aceștia au valori de sub 1,5 doar la nivelul pereților.

CAPITOLUL VI

PROIECTAREA ȘI EXECUTAREA SUSȚINERII CAVERNEI SUBTERANE[ ],[ ],[ ]

6.1. Generalități privind stabilitatea excavațiilor miniere subterane [ ],[ ]

În cazul lucrărilor subterane masivul de rocă devine mediu de construcție și este parte integrantă a lucrării propriu-zise. În procesul de excavare starea de efort preexistentă în masiv este perturbată, iar în zona golului creat apar concentrări de eforturi. Mărimea și distribuția acestora depinde de mărimea și forma excavației, dar în mare măsură și de starea inițială de efort. Dacă rocile sunt compacte și rezistente, masa de rocă preia noile eforturi și se produce reechilibrarea ansamblului gol excavat-masiv de rocă. De obicei însă, roca este un mediu eterogen și discontinuu și, în plus, în procesul de excavare, se produce deranjarea rocii, în special prin decomprimare. Ca urmare, roca din vecinătatea conturului excavat poate deveni instabilă și pot apare surpări, uneori de mare amploare.

Procesul de reechilibrare a ansamblului rocă-susținere este uneori afectat de fenomene reologice sau de proprietățile de umflare caracteristice anumitor tipuri de roci. Cunoașterea acestor fenomene, a modului în care ele se declanșează și se manifestă și în special a modului în care pot fi prevenite sau atenuate este de asemenea parte a preocupărilor din mecanica rocilor.

Deși este unanim recunoscut faptul că operațiunea de susținere a excavațiilor subterane este bazată în principal pe înțelegerea fenomenelor de interacțiune, pe intuiție și pe experiență, în cadrul fazelor de proiectare se impune adesea dimensionarea lucrărilor de susținere. Dimensionarea servește organizării tehnologice a execuției și, în special, estimării costurilor proiectelor. Un prim pas în dimensionarea sau verificarea sistemelor de susținere este constituit de determinarea sau estimarea efortului inițial din masivul de rocă. Starea inițială de efort condiționează în mare măsură deplasările de convergență, deci și lucrările de susținere. În cadrul modelelor de calcul sunt implicați o serie întreagă de parametri de rezistență, de deformabilitate și de curgere lentă a rocii. Datorită dificultăților de modelare prin calcul a fenomenelor și de determinare prin încercări a multitudinii de parametri care intervin în calcule, dimensionarea susținerilor are doar un caracter preliminar și orientativ. În execuție primează adaptarea continuă a susținerilor la condițiile specifice din frontul de excavare, adaptare cunoscută sub numele de “politica susținerilor”.

Realizarea unor structuri, construcții subterane – depozite, caverne, goluri de mari dimensiuni, modifică în mod semnificativ starea de tensiune, implicit stabilitatea din masiv în apropierea construcțiilor, structurilor respective. Pentru rocile saline, efectul de concentrare al presiunii din jurul lucrării miniere subterane poate fi suficient de mare încât să genereze apariția microfisurilor.

Asigurarea stabilității excavațiilor miniere subterane[ ],[ ] este un obiectiv prioritar în activitatea minieră atât din punct de vedere economic, cât și din punct de vedere al securității personalului și echipamentelor existente în subteran. Acest obiectiv se poate atinge printr-o proiectare și execuție corectă a geometriei și susținerii excavațiilor subterane și o supraveghere continuă a acestora. Cercetarea cauzelor care au determinat pierderea stabilității rocilor de pe conturul excavațiilor subterane, a mecanismelor de dezvoltare a acestor fenomene, este foarte importantă pentru stabilirea măsurilor de prevenire a evenimentelor nedorite, uneori catastrofale, a modelelor și metodelor de proiectare.

Factorii principali mai importanți care influențează stabilitatea excavațiilor miniere subterane sunt următorii: forma profilului transversal și dimensiunile excavației; valoarea tensiunilor inițiale principale și reorientarea acestora față de lucrarea minieră; grosimea stratelor de roci din acoperiș și a formațiunii în care a fost executată excavația și caracteristicile geomecanice ale acestora; tectonica; fisurarea și orientarea familiilor de fisuri; prezența susținerii și caracteristicile tehnice ale acesteia etc.

Realizarea oricărei excavații în masivul de rocă[ ],[ ] are drept efect o redistribuire a stării naturale de tensiune. Componentele acestei stări se regrupează concentrându-se în anumite puncte critice pe centrul excavațiilor. Dacă roca din jurul excavației este destul de tare ca să reziste acestor tensiuni nou create induse – starea secundară de tensiune, atunci nu se vor produce fisuri și fracturi importante, roca înconjurătoare nu înregistrează nici o modificare a capacității portante, iar excavația nu va avea nevoie de vreo susținere sau consolidare, ea va rămâne stabilă.

Asemenea situații se produc și în masivele de rocă slabe, când în jurul excavațiilor, pe centrul lor, se formează, fisuri și fracturi. Dacă roca fracturată sub forma unor fragmente, blocuri, plăci interdependente își mai păstrează o anumită coeziune și i se permite o echilibrare pentru un scurt timp printr-o anumită deplasare radială, atunci excavația rămâne stabilă o anumită perioadă de timp suficient de lungă pentru a permite o consolidare care să dea excavației o stabilitate de lungă durată.

Această a doua situație este cel mai frecvent întâlnită în practică, evaluarea timpului de autosusținere a excavației depinzând de o multitudine de factori, o importanță deosebită având-o experiența echipei de înaintare.

Factorii de care depinde comportarea rocilor în jurul excavațiilor sunt: mărimea și direcția stării naturale de tensiune, dimensiunile și forma excavației, caracteristicile de rezistență ale rocilor, metoda de excavare etc.

Dacă excavația realizată în masiv rămâne stabilă fără o susținere, este certă presupunerea că echilibrul creat între rocă și excavație este efectul a o serie de legi cu comportamente ce caracterizează de fapt structurile naturale, dintre cele mai relevante sunt: acțiune de grindă sau tavan și tendința de echilibrare prin boltire sau arcuire. Astfel, „acțiunea grinzii” de echilibrare depinde de rezistența ei la încovoiere, condiție care impune ca materialul sau roca ce o constituie să prezinte o rezistență mare la compresiune și la tracțiune [ ],[ ].

Tendința de boltire sau de arcuire constituie de fapt modul natural prin care acoperișul unei excavații își caută poziția de echilibru. Aceste fenomene transformă solicitarea verticală într-o împingere orizontală sau diagonală. Se modifică natura tensiunilor, acestea devenind de compresiune, un avantaj considerabil, deoarece chiar dacă concentrările de tensiune sunt mult mai mari, totuși rezistența la compresiune σc a rocilor este incomparabil mai mare decât rezistența la tracțiune σt.

Termenul de tendință de boltire nu se referă la o lucrare de formă boltită, ci prin el se exprimă procesul natural prin care roca își creează o anumită capacitate portantă de autosusținere parțială, transformând componenta verticală a greutății ei într-o împingere diagonală.

6.1.1. Considerații cu privire la stabilitatea excavațiilor nesusținute [ ],[ ]

Din punct de vedere tehnic, lucrările subterane – galerii, tuneluri, puțuri, camere, lucrări industriale și civile executate în masivul de rocă, pot fi considerate ca structuri excavate într-o rocă continuă. Înaintea excavării, câmpul de tensiune din masiv rezultă din greutatea rocilor acoperitoare și posibilele forțe tectonice. După excavare, starea de tensiune în roca înconjurătoare golului realizat se modifică, amplificându-se. Stabilitatea structurii va depinde de abilitatea sistemului rocă – lucrare de a rezista acestei stări secundare de tensiune. Astfel problema de proiectare și evaluare a stabilității unei structuri în rocă necesită o cunoaștere a stării de tensiune primară și secundară, a factorilor ce concur la crearea și menținerea stabilității lucrărilor miniere. Stabilitatea rocilor este definită ca fiind proprietatea acestora de a forma suprafețe stabile în urma dezvelirii lor. Se consideră ca stabile o astfel de stare a porțiunii masivului dezvelit și neconsolidat sau susținut, la care, pe parcursul unei perioade de timp necesară, conform condițiilor de producție, nu se produce surparea sau alunecarea rocilor, iar deplasarea suprafeței dezvelite trece peste limitele admise. Stabilitatea rocilor dezvelite poate fi de scurtă sau de lungă durată. În contextual celor precizate se va putea defini stabilitatea sistemului rocă – lucrare, ca fiind proprietatea acestuia de a se afla un anumit timp într-o stare normal de exploatare. O asemenea stabilitate poate fi asigurată cu mijloace diferite, determinate de influența reciproca a unui complex de factori naturali sau geologici și tehnici – de producție.

Factorii naturali și tehnici de producție de care depinde stabilitatea depind de următoarele caracteristici:

De legătură: culoare, structură – textură, compoziție mineralogică, anizotropia și heterotropia;

Fizice: analiza granulometrică, densitatea specific, densitatea specifică aparentă, porozitatea, umiditatea natural, indicele porilor, coeficient de saturație, permeabilitate fizică, umiditate relativă, capacitate de absorbție, timpul de dezagregare, coeficient de înmuiere, limita de curgere, limita de frământare, indicele de plasticitate;

Mecanice: rezistența de rupere la compresiune monoaxială, rezistența de rupere la compresiune triaxială, rezistența de rupere la tracțiune monoaxială, coeficient de durabilitate, coeziunea, unghiul de frecare interioară, umflarea liberă pentru proba monolit, umflarea liberă pentru proba turburată, presiunea de umflare, gradul de stabilitate al rocii protejate prin: torcretare, bituminizare, cauciuc, rășini sintetice;

Elastice: efortul la limita elastic, deformația la limita elastic, valoarea modului după direcțiile de anizotropie, valoarea coeficientului Poisson, coeficientul de anizotropie, valoarea modului de rigiditate, valoarea modului volumetric;

De deformare:

Laborator: deformația totală remanentă, coeficientul de deformare plastic, limita de plasticitate, deformația la limita de elasticitate;

In situ: legea de deformer a masivului, viteza de deformare a masivului, valoarea deformațiilor elastic la începutul ruperii, creșterea volumului rocii în jurul lucrării miniere;

Dinamice: timp de stabilizare, zona de stabilitate relativă, zona instabilă, timpul de fluaj, coeficientul de vâscozitate.

În vederea asigurării unei lucrări miniere este necesară alegerea unei combinații cât mai potrivite a factorilor precizați. Factorii tehnici sau de producție sunt determinate de om și pot fi modificați și adaptați la factorii naturali. Ca urmare, există două posibilități de analiză a stabilității:

Amplasarea excavațiilor în astfel de roci în care starea de tensiune secundară cu factorii tehnici admiși să nu depășească combinația valorică a tensiunilor normale și de forfecare ce caracterizează stabilitatea rocilor înconjurătoare, caz în care excavațiile pot să nu fie susținute sau susținerea să aibă doar rol de protejare;

Alegerea unui astfel de complex de factori tehnici care să asigure stabilitatea excavațiilor în condiții natural concrete, cu cheltuieli minime de exploatare. Problemele legate de folosirea uneia sau alteia dintre posibilități trebuie să fie rezolvate atat în stadiul de proiectare, cât și în perioada executării și exploatării lucrării miniere.

6.1.2. Definirea unei excavații miniere nesusținute [ ],[ ]

Lucrările miniere subterane executate în rocă pot fi încadrate în două clase: nesusținute și susținute. Lucrarea minieră nesusținută este excavația minieră caracterizată de un astfel de complex de factori naturali și tehnici de producție, care, prin prezența lor, a dezvoltat o stare de tensiune, mai mică din punct de vedere valoric decât reacțiunea rocilor înconjurătoare, ca urmare, stabilitatea lucrării fiind realizată pe seama stabilității rocii fără utilizarea unei susțineri de rezistență. Dacă valoarea și acțiunea stării secundare de tensiune este mai mare decât reacțiunea rocilor, stabilitatea este compromisă, apare necesitatea unei susțineri de rezistență, caz în care lucrarea se încadrează în clasa celor susținute. Acțiunea stării secundare de tensiune este denumită presiune minieră. Drept urmare, o lucrare minieră susținută este o lucrare executata în astfel de condiții în care apare necesitatea ca o parte din sarcina ce-i revine rocii să fie transferată susținerii sub formă de presiune minieră. Toate rocile în care lucrările necesită susținere de rezistență se pot încadra în grupa celor instabile, cu toate că sistemul rocă – lucrare – susținere este stabil. Clasa de încadrare a unei lucrări depinde de factorii precizați mai sus.

În clasa excavațiilor nesusținute pot fi incluse lucrările miniere la zi: taluzuri, galerii, puțuri, suitor, abataje și excavațiile subterane de tipul camerelor.

6.1.3. Susținerea construcțiilor miniere subterane [ ],[ ]

Susținerea este un element de construcție care se execută în sistemul construcțiilor subterane în scopul menținerii dimensiunilor și formei date și pentru protecția contra surpărilor și a deplasărilor excesive ale rocilor înconjurătoare.

Susținerea trebuie să fie simplă, stabilă, trainică și fiabilă cu un consum minim de materiale. Prin simplitate și stabilitate se înțelege capacitatea de a prelua presiunea rocilor și alte feluri de acțiuni fără distrugere. Deosebirea dintre aceste noțiuni constă în următoarele: la limita rezistenței eforturile (forțele interne) în elementele de susținere ating valorile de rupere; la pierderea stabilității ruperea susținerii survine ca urmare a modificării formei secțiunii transversale (forma de echilibru), la atingerea valorilor critice ale eforturilor, care sunt inferioare celor de rupere.

Lucrările de susținere sunt cele care intervin în procesul de reechilibrare a rocii, prevenind surpările și asigurând securitatea lucrării, atât în faza de execuție a golului subteran cât și în faza de exploatare. Susținerile definitive, cu rol funcțional, dar și de rezistență, adaugă o nouă componentă în ansamblul rocă-susținere, a cărui stabilitate pe durata de viață a lucrării este obiectivul prioritar al oricărei lucrări inginerești [ ],[ ] .

Rezistența și stabilitatea se stabilește prin calcule. Trăinicia este capacitatea susținerii de a îndeplini funcțiile date pe parcursul perioadei de funcționare a lucrării. Fiabilitatea este capacitatea susținerii de a-și păstra parametrii funcționali în timp în condițiigeologo-miniere determinate. Susținerea trebuie să asigure o limită dată pentru deplasarea rocilor din jurul lucrării, în concordanță cu rolul lucrării și condițiile geologo-miniere ale acesteia. În anumite cazuri, susținerea trebuie să răspundă calitativ condițiilor de hidroizolare – astfel susținerea puțurilor din zăcămintele de sare gemă trebuie să fie etanșe, să fie rezistente la focuri, să necesite un minim de efort fizic la ridicarea ei și să se preteze la folosirea la maximum a mijoacelor mecanizate.

Cerința principală care trebuie asigurată la executarea susținerii constă în umplerea mai bună și completă calitativ a spațiului dintre susținere și suprafața de rocă a lucrării. Cel mai bun rezultat se obține prin umplerea spațiului respectiv cu un material ce se întărește.

Susținerea lucrărilor miniere și căptușeala construcțiilor subterane se deosebesc printr-o serie de caracteristici. Una dintre acestea este caracterul interacțiunii dintre susținere și rocile înconjurătoare. După această caracteristică se deosebesc următoarele tipuri de susținere: de izolare, îngrăditoare, de sprijinire, de suspendare.

Este posibilă combinarea tipurilor de susținere, prin asocierea calității acestora, de exemplu: de consolidare – îngrădire (metalică cu ancore), de consolidare – suspendare (susținerea cu beton armat a puțurilor în asociere cu ancorele) și altele.

Sistemele de susținere de tip combinat [ ],[ ] constituie rezultatul unei noi direcții de perspectivă cu referire la asigurarea stabilității lucrarilor miniere. Asemenea sisteme reprezinta o îmbinare a diferitelor sisteme de susținere ca tip și principiu de funcționare, care se completeaza unul pe altul, consolidând avantajele și reducând deficiențele fiecăruia, de exemplu: susținerea cu ancore combinată cu susținerea de rezistență – combinație prin care ancorele împiedică stratificarea și afânarea rocilor, conducând la premisele de ieftinire a susținerilor de rezistență și de creștere a siguranței lucrării miniere: torcretul combinat cu ancore își relevă eficiența prin aceea că ancorele nu pot proteja roca împotriva alterării, coroziunii si exfolierii, rolul acesta revenindu-i torcretului, în plus, prin umplerea fisurilor rocilor de pe conturul lucrării miniere izolează în mod sigur și dezvelirile de rocă înspre interior. Dezvoltarea ideii sistemului de susținere combinat este o metodă de susținere pe etapea lucrărilor miniere. Ea se bazează pe faptul ca procesele geologice se dezvoltă în jurul lucrarilor miniere în decursul unei perioade de timp îndelungată și în fiecare etapă a existenței sale, construcția susținerii să corespundă nivelului de dezvoltare a presiunii miniere și să se monteze pe etape, pe calea combinarii construcției etapei anterioare cu un element oarecare de consolidare.

Pe baza precizărilor făcute referitor la presiunea minieră, la mecanismul de interacțiune sistem de susținere – masiv de rocă, la stabilitate – fiabilitate, pot fi concretizate etapele de bază pe care problema proiectării dezideratului de stabilitate – fiabilitate trebuie să le includă:

Estimarea calitativ – cantitativă, pentru condiții reale, a caracteristicilor geomecanice și tehnico – miniere în care este realizată lucrarea minieră ș alegerea tipului de susținere.

Calculul parametrilor mecanismului interacțiunii sistem de susținere ales – masiv de rocă cunoscut , în special prognozarea maleabilității și a capacității portante a sistemului de susținere ales.

Estimarea economic a variantelor posibile de asigurare a stabilității și alegerea variantei optime.

O caracteristică importantă a susținerii este deformabilitatea ei. Susținerea poate fi rigidă și elastică. Susținerea elastică se deosebește de cea rigidă prin prezența elementelor constructive (îmbinări) elastice, în rândul cărora intră îmbinările cu frecare, cazul susținerilor cu cadre metalice, inserțiile elastice din susținerea cu blocuri, stratul exterior elastic al susținerii cu două strate și altele.

Este de menționat că elementele de îmbinare articulate rigide, nu permit susținerii să-și păstreze perimetrul, nu aparțin îmbinărilor elastice și de aceea susținerea articulată cu elemente de îmbinare rigide nu aparține celor elastice.

După gradul de acoperire a perimetrului secțiunii lucrării se deosebesc susțineri închise și deschise. Un caz aparte de susținere deschisă este așa-numita susținere de tavan, când se susține doar acoperișul lucrării.

După gradul de acoperire a suprafeței de roci de-a lungul lucrării se deosebesc susținerea continuă și în câmpuri. Susținerea cu cadre se folosește în asociație cu cu elemente care acoperă spațiul dintre cadre (bandaje).

După procedeul de pregătire și ridicare, susținerile se împart în prefabricate și monolite. Susținerea prefabricată – căptușeala, se montează în lucrare din elemente prefabricate: blocuri, tubinguri, elemente de cadru. Susținerea monolită se pregătește pe loc în procesul de ridicare (susținere de beton monolit, beton armat, beton torcret).

Cercetări pe plan mondial au permis conturarea diferitelor soluții de susținere care au drept scop asigurarea stabilității lucrărilor miniere pe o durată cât mai mare, reducând cheltuielile de întreținere si recondiționare.soluțiile tehnice preconizate urmăresc obtinerea unor susțineri tradiționale având dublu scop: (1) rol de izolare a rocilor de pe contur împotriva fenomenului de alterare, fenomen care în cele mai multe situații stă la baza dezvoltării unei presiuni marite datorate extinderii acestei zone în timp: (2) rol de portanță îndeplinit atât de rocile înconjurătoare, cât și de susținerea propriu-zisă .[ ],[ ]

6.1.4. Fiabilitatea susținerilor lucrărilor miniere[ ],[ ]

Lucrările miniere se caracterizează prin faptul că sunt supuse unor presiuni mari pe întreaga durată de activitate, presiuni ce au un caracter dinamic, prezentând variații sau șocuri. Datorită acestor condiții de lucru dificile, părțile componente ale susținerii sunt intens solicitate; unele dintre ele deteriorându-se, necesitând întreținerea sau înlocuirea lor .[ ],[ ]

Pentru realizarea și asigurarea stabilității – fiabilității lucrărilor pe întreaga lor durată de activitate, pentru exploatarea corcta a susținerilor utilizate în subteran, dar și pentru proiectarea unor noi tiuri de susțineri, este necesară înțelegerea cât mai clară a mecanismului de lucru al acestora, adica mecanismul interacțiunii sistemului de susținere cu masivul de rocă. Susținerea minieră este destinată să asigure stabilitatea – fiabilitatea lucrărilor miniere, drept urmare ea trebuie să lucreze împreună cu rocile înconjurătoare, ca parte component a sistemului mechanic complex „system de susținere – masiv de rocă înconjurătoare“ .[ ],[ ]

Fiabilitatea susținerilor este proprietatea acestora de a funcționa fără a se deteriora un interval de timp dat, egal cu durata de activitate a lucrării miniere. Aptitudinea sau capacitatea susținerii de a-și îndeplini funcțiile se estimeaza probabilistic și poate lua orice valoare între 0 – certitudinea totalei lipse de fiabilitate și 1 – cetitudinea unei fiabilități totale. [ ],[ ]

Existența unor valori diferite ale duratei de bună funcționare la aceleași tipuri de susținere este legată de probabilitatea apariției unei defecțiuni sau avarii. Defecțiunile și avariile ce survin în timpul exploatării susținerii sunt numite căderi. Din momentul apariției unei căderi nu mai este posibilă utilizarea corespunzătoare a susținerii decât după îndepărtarea efectului – întreținerea – repararea susținerii. Există și defecte care nu împiedică îndeplinirea funcțiilor de bază ale susținerii, dar neînlăturarea lor un timp îndelungat poate duce la apariția unor căderi.

După forma de manifestare, căderile pot fi instantanee și progresive. Căderile instantanee apar în cazul unor șocuri miniere, apariția lor fiind legată de schimbarea bruscă a condițiilor de exploatare a susținerii. Căderile progresive sunt cauzate de schimbări cantitative, relativ lente, ale regimului de presiune minieră, care poate ajunge la valori ce depășesc capacitatea portantă a susținerii.

6.1.5. Estimarea stabilității elementelor de rezistență pe principiul interacțiunii rocă – susținere [ ],[ ]

Cunoașterea ca mărime și mod de distribuție a stării secundare de tensiune – deformare este imperativul ce poate conduce la o proiectare și realizare a unor excavații subterane stabile și fiabile. Modul de apariție, distribuție și manifestare a stării secundare de tensiune, cât și mărimea acesteia, nu este numai o caracteristică a masivului de sare, deoarece el nu este dependent numai de calitatea acesteia, ci este o funcție de "interacțiunea completă și inseparabilă" a unui complex de factori naturali, tehnico -minieri, și organizatorici. Problematica evaluării acestei stări secundare de tensiune – deformare în elementele sistemului cameră – pilieri – planșee nu este rezolvată încă nici pe plan mondial.

Deoarece metoda cu camere și pilieri formează un sistem spațial unic de exploatare pe cale uscată a sării geme, atunci, este cert imperativul stabilirii unei corelații eficiente, din punct de vedere a stabilității – fiabilității, între parametrii geometrici ai acestui sistem și a masivului înconjurător. În general, pentru fiecare situație concretă – orizont, salină, se caută dimensionarea elementului cel mai solicitat din sistem și funcție de elementele geometrice ale acestuia se stabilesc ceilalți parametrii ai sistemului. Actualmente, calea analitică de evaluare a stabilității, fiabilității, sistemului de exploatare a sării geme pe cale uscată, se rezumă la utilizarea procedeelor de calcul bazate pe ,,teoria echilibrului limită”. Aceste procedee, tocmai datorită principiului pe care se bazează, prezintă o serie de dezavantaje printre care amintim: conduc la o supradimensionare a pilierilor și a planșeelor încă de la primul orizont al unei saline; limitează adâncimea de exploatare prin creșterea exagerată a dimensiunilor pilierilor în detrimentul camerelor, reducând substanțial coeficientul de extracție a sării; nu iau în considerare variațiile de comportament ale sării în corelare cu creșterea adâncimii de exploatare și a tensiunilor în pilieri; toate relațiile de calcul nu țin seama de implicațiile timpului de solicitare, adică de comportamentul reologic al sării – de durata mare de existență a unei saline și modificările care se produc în caracteristicile de rezistență pe perioada de exploatare a sării și altele. Față de sublinierile formulate s-a considerat că dimensionarea pilierilor este o problemă susceptibilă și care necesită corecții, îmbunătățiri și chiar găsirea de noi procedee mai eficiente, care să faciliteze extinderea în siguranță a exploatării sării în adâncime.

Prin rolul pe care îl au pilierii, ca elemente ale metodei de exploatare a sării geme, aceștia pot fi asimilați ca un sistem natural de susținere. Un asemenea sistem de susținere trebuie însă studiat în contextul a două condiții:

(1) cantitatea de substanță minerală utilă – sarea – înmagazinată de pilier să fie minimă/obținerea unui coeficient maxim de extragere;

(2) să-și asume rolul și să-l îndeplinească și pe cel de asigurare a stabilității globale a unei camere, orizont și implicit al unei saline. Consider că un astfel de obiectiv poate fi realizat pe baza principiului mecanismului interacțiunii, adică a comuniunii deformațiilor .

6.1.6. Proiectarea susținerii definitive[ ],[ ]

Specificul structurilor de susținere a excavațiilor subterane în rocă, raportat la structurile inginerești uzuale, este dat în principal de faptul că dimensionarea lor este practic imposibilă datorită, pe de o parte, complexității de comportare a maselor de rocă, iar pe de altă parte, de cunoașterea obiectiv limitată a datelor ce caracterizează roca și comportarea acesteia la excavare.

Transpunerea fenomenelor de interacțiune rocă-susținere în forme cuantificabile este posibilă numai în cazul rocilor omogene și izotrope, neafectate de discontinuități. În marea majoritate a cazurilor însă, roca este un mediu discontinuu, a cărui comportare este definită de natura, forma, dimensiunile și orientarea discontinuităților.

Ca urmare, sistemele de clasificare a masivelor de rocă, se bazează tocmai pe caracterizarea discontinuităților. Experiența acumulată în domeniul lucrărilor subterane, în special după perioada 1965-1970, odată cu aplicarea pe scară largă a susținerilor elastice, a permis formularea unor reguli empirice de alegere și predimensionare a sistemelor de susținere, având la bază clasificările uzual folosite pentru masivele de rocă: RQD, RMR, și Q (King, 1986). Se reamintește că cele trei clasificări reflectă mai mult sau mai puțin detaliat gradul de fragmentare a rocii de către discontinuități și gradul de alterare a rocii în zona acestora,[ ],[ ],[ ]

Susținerea definitivă a cavernei [ ],[ ] din cadrul salinei Slănic Prahova se va realiza din ancore din fibră de sticlă cu diametrul de 18-20 mm sau fier beton striat cu Ф 28 mm fixate cu rășini sintetice, plasă geosintetică pentru fixarea sării din jurul excavației și torcret pentru consolidarea conturului și evitarea fenomenului de alterare sub influența factorilor de microclimat: aer și umiditate.

Susținerea prin ancorare utilizează de obicei ancore libere pe gaura de foraj, blocate în adâncimea forajului, fie prin despicare, fie prin sistemul conexpan. Acestea prezintă avantajul unei instalări rapide și nu necesită o tehnologie dificilă .[ ],[ ]

Proiectarea monografiei de ancorare necesită cunoașterea proprietăților fizico-mecanice ale masivului în care se montează, proprietăți prezentate anterior.

Obiectul proiectării susținerii ancorate are în vedere determinarea unor parametrii specifici, în baza cărora se elaborează monografia de ancorare aferentă condițiilor geominiere existente. În consecință, proiectarea și aplicarea susținerii ancorate este dependentă de următorii factori:

forma geometrică și dimensiunile excavației subterane;

proprietățile fizico-mecanice ale masivului;

tipul ancorei – metalică, fibră de sticlă etc. și modul de fixare – rășină sintetică.

Parametrii specifici susținerii ancorate sunt:

1. Lungimea ancorei este dependentă de înălțimea zonei relaxate (hc) și lungimea de fixare (lf), lungimea de prindere în afara găurii de mină, lp, respectiv:

(6.1)

hc – înălțimea zonei relaxate în jurul excavației se determină în diferite ipoteze:

– după Orlov

(6.2)

B – lățimea excavației, B = 74 m;

h – înălțimea excavației, B = 45 m;

H – adâncimea de la suprafață, H = 300 m;

lp – grosimea pilonului consolidat, egal cu lungimea de fixare, ;

Rc – rezistența la compresiune a sării

(6.3)

hc = 3,24 m

Benieavski consideră că înălțimea zonei relaxate este dependentă de deschiderea excavației B = 74 m, de greutatea specifică a rocilor din tavan (γ) și de rezistența la compresiune a rocilor, deoarece ancorele anulează tensiunile de tracțiune, respectiv:

(m)

(6.4)

hf – lungimea de fixare a ancorei, conform lui Orlov iar după Benieavski ;

lp – lungimea de prindere, lp = 10-15 cm.

În acest caz lungimea ancorei este:

– după Orlov

(6.5)

– după Benieavski

Lungimea ancorei este la = 5 m, iar lungimea de fixare de 1,5 m.

2. Portanța ancorei, element de calcul al distanței dintre ancore, ia în considerare 3 criterii

În funcție de diametrul tijei din fibră de sticlă striată (dT), lungimea de fixare (lf) și efortul unitar de aderență (τt) a rășinii la tijă

(t/ancoră) (6.6)

Elemente de calcul:

dT = 20 mm

lf = 1,5 m

τ1 = 4 MPa

t/ancoră = 3,76N·m. (6.7)

În funcție de diametrul găurii de mină (dg), lungimea de fixare (lf) și efortul unitar de aderență la roca înconjurătoare (τ2)

(t/ancoră) (6.8)

Elemente de calcul:

dg = 30 mm (dT +10÷12 mm)

τ2 = 25 daN/cm2 = 2,5 MPa

(6.9)

În funcție de rezistența de rupere la tracțiune a tijei și de diametrul tijei

(t/ancoră)=3,14 N·m (6.10)

Distanța dintre ancore este dependentă de portanța ancorei (Pi), înălțimea zonei relaxate (hr), greutatea specifică a masivului (γa) și coeficientul de siguranță în funcționare (k=1,5-2), conform relației:

(m) (6.11)

Pmin = min (Pi) = 31,4 t

(6.12)

În funcție de valoarea portanței necesară a susținerii și de valoarea convergenței:

Portanța necesară susținerii (ancorelor) este dependentă de valoarea prognozată a deformării conturului (v):

MPa (6.13)

R – raza bolții, R = 44m;

v – deformarea prognozată v = 0,15.

MPa

Punând condiția

Pmin – portanța minimă a ancorei, Pmin=31,4 t/ancoră=3,14 N·m

da – densitatea de ancorare, , rezultă:

(6.14)

m (6.15)

Distanța dintre ancore se va lua de 1,2 m, distanță mai mică decât cea mai mică valoare determinată.

Densitatea de ancorare

ancore/m2 (6.16)

Numărul de ancore este dependent de suprafața ancorată (Sa) și de densitatea de ancorare

– Numărul de ancore la vatră:

ancore (6.17)

– Numărul de ancore la pereți:

ancore (6.18)

– Numărul de ancore la boltă:

ancore (6.19)

R – raza bolții, R = 44 m

– Numărul total de ancore:

ancore (6.20)

Determinarea cantităților de materiale

– numărul de ancore de 5 m din fibră de sticlă este N = 10237 buc.;

– cantitatea de rășină pe ancoră:

l/ancoră(6.21)

– cantitatea totală de rășină:

l (6.22)

– cantitatea de plasă geosintetică:

m2 (6.23)

– cantitatea de torcret cu grosimea de 10 cm:

m3 (6.24)

În cazul utilizării ancorelor din fier beton striat din PC 52 cu Ф 28, diametrul găurii de mină de 40 mm, elementele monografiei de ancorare vor fi:

– lungimea ancorei 5 m

– distanța dintre ancore 1,2 m

– densitatea de ancorare 0,69 ancore/m2

– numărul total de ancore 10237

– număr de ancore de 5 m din PC 52, Ф 28 10237

– cantitatea de rășină pe ancoră 0,96 l/ancoră

– cantitatea totală de rășină 9828 l

– cantitatea de plasă metalică 14839 m2

– cantitatea de torcret 1483,9 m3

Pe baza cantităților totale de materiale se estimează costul acestora pe tipuri de ancore.

a). varianta cu tijă din fibră de sticlă și plasă geosintetică, Valoarea totală la capitolul materiale a soluției de susținere este:

– pentru varianta a). – 1451875,5lei (322639 Euro);

– pentru varianta b). – 1941920,1 lei (431537,8 Euro).

Considerând 1 Euro=4,7 lei, rezultă că varianta a) – tije din fibră de sticlă asigură un cost cu 25,3 % mai redus.

b). varianta cu tijă din PC 52 și plasă minieră tip Buzău

CONCLUZII FINALE

Cea mai mare valoarea a densității specifice o are sarea din orizontul XI, = 2,258104 N/m3.

Valoarea cea mai mare o are densitatea volumică din orizontul XI, a = 2,125 104 N/m3,.

Porozitatea are valoarea cea mai mică pentru sarea din orizontul X, unde n = 3,319 %.

Rezistența de rupere la compresiune monoaxială are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul XI, unde rc = 28,876 MPa.

Rezistența de rupere la tracțiune prezintă valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul XI, unde rt = 2,689 MPa.

Cea mai mare valoare a rezistenței de rupere la forfecare putem spune că o are sarea din orizontul XI – rf = 10,5 MPa.

Coeziunea sării de la Slănic Prahova variază în limite foarte largi. Astfel, valoarea cea mai mare a coeziuni determinate prin metoda Mohr, o are sarea din orizontul XI , C = 5,2 MPa.

Modulul de elasticitate determinat prin solicitări statice prezintă valorile cele mai mari pentru sarea din orizontul XI , E = 3000 MPa, rezultând că sarea din acest orizont este mai elastică decât cea din orizonturile IX și X.

Coeficientul lui Poisson, pentru sarea de la Slănic Prahova, are valorile cele mai mici pentru sarea din orizontul XI, = 0,250.

Deformația periculoasă de rupere are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul XI, unde r = 7,25 %.

Rezistența limită de lungă durată la compresiune are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul XI, lldc = 19,8 MPa.

Rezistența limită de lungă durată la tracțiune are valoarea cea mai mare pentru sarea din orizontul XI, lldc = 11,46 MPa.

Analizând caracteristicile geomecanice ale sării de la Slănic Prahova se constată că ele cresc odată cu creșterea adâncimii, respectiv de la Orizontul IX spre Orizontul XI. Orizontul XI este situat la 197 m față de suprafață iar caverna subterană se va executa la o adâncime de 300 m de la suprafață, respectiv la 103 m față de nivelul orizontului XI. În concluzie se estimează că odată cu creșterea adâncimii se îmbunătățesc și caracteristicile geomecanice cu implicații în stabilitatea excavațiilor subterane.

Comparând caracteristicile geomecanice ale sării din masiv cu cele ale sării de la Orizontul XI, se constată ca primele sunt superioare ca valoare, și deci caverna executată la adâncimea de 300 m va fi executată în sare care va asigura stabilitatea acesteia.

Comparând valorile rezistenței la tracțiune, respectiv compresiune, prezentate în Tabelul 1.1. (Fig.2.13 și Fig.2.14), cu valorile corespunzătoare ale tensiunilor prezentate în Tabelul 2.3 se observă că acestea nu sunt depășite.

Deplasarea maximă verticală (Fig.2.4) este la vatră (+115mm) ceea ce produce „umflarea vetrei” și la tavan (-78mm) adică „convergență”; la pereți deplasările orizontale sunt de maxim 12,7mm (nesemnificative).

Analizând valoarea coeficienților de siguranță corespunzători punctelor (nodurilor) de pe conturul excavației (Tabelul 2.5), se constată că cele mai mari valori sunt spre centrul bolții și spre centrul vetrei, ceea ce explică și deplasările verticale pe axul excavației și relaxarea tensiunilor datorită geometriei bolții; vatra fiind afectată de tensiuni de tracțiune, în această zonă valoarea coeficienților de siguranță reducându-se la cca. o treime. Menționăm că, din punct de vedere al coeficienților de siguranță, aceștia au valori de sub 1,5 doar la nivelul pereților.

Deformația periculoasă de rupere este de 7,5 % căreia îi corespunde o viteză de deformare de 0,00041 % / zi, iar viteza de deformare funcție de timp este de

1,397 x 10 -7 % / zi.

Pentru toate cazurile analizate se poate spune că valoarea coeficientului de siguranță este supraunitar, ceea ce confirmă faptul că excavația proiectată în condițiile analizate mai sus este stabilă pe o perioadă de cca. 50 ani.

20. Analizând stabilitatea excavației din punct de vedere a stării de tensiune – deformare, rezultă că aceasta este stabilă fără să fie necesară montarea unei susțineri.

21. Susținerea proiectată este o susținere de protecție care v-a contribui la creșterea stabilității excavației subterane pentru o perioadă mai mare de 50 de ani și va împiedica căderea eventualelor bucăți de sare pe instalațiile și aparatura ce se va monta în caverna subterană.

22. Valoarea totală cu TVA , plus manoperă a excavațiilor și susținerii va fi de:77270192,5 lei , respectiv 17969812 euro.

BIBLIOGRAFIE

[1] Arad Suzana,  Arad Victor.,   Onica, Ilie,  Oprina, Adrian,  Chipesiu, Florinel,  Mitrica, Bogdan,   Apostu, Ana,  Margineanu, Romul, STABILITY STUDY FOR A LARGE CAVERN IN SALT ROCK FROM SLANIC PRAHOVA ACTA PHYSICA POLONICA B Cracow Epiphany Conference on Physics in Underground Laboratories and Its Connection with LHC, JAN 05-08, 2010, Cracow, WOS:000281068200035

[2] Arad Suzana,  Vereș ioel Studiul privind stabilitatea construcțiilor și terenului din perimetrul de influență a minei Victoria, a minelor vechi, mina Cantacuzino, funcție de măsurătorile topografice, caracteristicile geomecanice, 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 din subteran și de la suprafață.SNS, Sucursala Slănic Prahova,Contract nr. 7,2012

[3] Arad S., Arad V., Vereș I., Stoicuța O., Safety Excavation in Salt Rock used for underground storage in Romania. Proceedings Paper, 25th International Symposium on Automation and Robotics in Construction-ISARC-2008, pp 265-271, ISBN. 978-9955-28-304-1, IDS Number BID71, Vilnius Gediminas Technical Univ Press, editors: E. K. Zavadskas, A. Kaklauskas, M. J. Skibniewski, DOI 10.3846/isarc.20080626.265 2008,. Indexed into Thomson Reuters ISI Proceedings Database, 2008,

[4] Arad, S., Arad, V., Chindrș, Gh., Geotehnica mediului, Ed. Polidava, Deva, 2000

[5] Arad, S., Arad, V., Study of the land unsteadines during mining of Salt in Solution based on the simulation of the State of Stress, MPES Torino 2006, Italia, ISBN 88-901 342-4-0

[6 ] Arad, V.,  Arad, S.,  Studiu de stabilitate. Urmărirea fenomenelor de instabilitate aferente exploatării zăcământului Fetele Târgului . Determinarea caracteristicilor fizico-mecanice de dilatanță și reologice ale sării de la Târgu-Ocna, Salina Târgu-Ocna, Contract nr.18(951), 2013

[7 ] Arad, V.,  Arad, S.,  „Supravegherea prin măsurători topografice a suprafeței Valea Săcădașului și a subteranului de la mina Transilvania ăn funcție de caracteristicile geomecanice ale sării și ale rocilor acoperitoare”.SNS Salina Ocna Dej contract 13(1065)2016/2017

[8] Arad, V.,  Arad, S.,  Urmărirea fenomenelor de instabilitate aferente exploatării zăcământului Fetele Târgului,Tg. Ocna,mina Trotuș, măsuri de diminuarea acestora-prognoza evoluției și influența acestora asupra desfășurării activității de exploatare a zăcământului în condiții de siguranță pentru personal,echipamente și utilaje. Măsurători topografice necesare trasării și materializării în teren și pe planele de situație azonelor de influență ca urmare a exploatării sării geme. SNS Salina Târgu-Ocna, Contract 16/2016.

[9 ] Arad, V.,  Arad, S.,  Chelaru, P.,  Ilie, I.,  Ciocan, D.,  Cotes, D., State of stress simulation during mining of salt in solution, ROCK MECHANICS: MEETING SOCIETY'S CHALLENGES AND DEMANDS, VOLS 1 AND 2:
  VOL: FUNDAMENTALS, NEW TECHNOLOGIES & NEW IDEAS; VOL 2: CASE HISTORIES, Proceedings and Monographs in Engineering, Water and Earth Sciences, 1st Canada/United States Rock Mechanics Symposium, MAY 27-31, 2007, Vancouver, CANADA, Canadian Rock Mech Assoc; Amer Rock Mech Assoc
WOS:000252215300185

[10] Arad, Victor, Veres, Ioel, Arad, Susana, Rotaru, Raluca, SGEM, STUDY ON THE SURFACE INSTABILITY OF THE SALT EXPLOITATION AREA IN OCNA MURES, 12TH INTERNATIONAL MULTIDISCIPLINARY SCIENTIFIC GEOCONFERENCE, SGEM, 2012, VOL. II, International Multidisciplinary Scientific GeoConference-SGEM
12h International Multidisciplinary Scientific Geoconference (SGEM), JUN 17-23, 2012 Albena, BULGARIA
Minist Environm & Water; Bulgarian Acad Sci; Acad Sci Czech Republ; Acad  Sci IR Iran; Latvian Acad Sci; Polish Acad Sci; Russian Acad Sci;  Serbian Acad Sci & Arts; Slovak Acad Sci; Natl Acad Sci Ukraine; Bulgarian Ind Assoc, WOS:000348532700099

[11] Arad, Victor, Studiul privind stabilitatea construcțiilor și terenului din perimetrul de influență a Minei Victoria, a minelor vechi, mina Cantacuzino,funcție de măsurătorile topografice, caracteristicile geomecanice precum și a deformațiilor elementelor de rezistență ale excavațiilor subterane din mina Cantacuzino,în vederea desfășurării ăn condiții de siguranță a exploatării și a protejării obiectivelor din subteran și de la suprafață, SNS Slanic Prahova,Contract nr. 1,2011

[12] Arad, Victor, Studiu privind fenomenele geominiere care au influențat producerea evenimentului din 22.12.2010 de la Ocna Mureș,SC LIDL Cluj,Contract nr. 2,2011

[13] Arad, V.,Teodorescu A. Ingineria rocilor Editura Risoprint Cluj Napoca, 2006

[14] Arad, V,Arad, S.,Vereș I. Fenomene de instabilitate manifestate în minele de sare din România-Salstress,*Elaborare model, conceptual * Contract MENNER 481/2004-2006.

[15] Arad, V ,Goldan T.Geomecanica și tehnologii miniere subterane,Ed. Focus ,Petroșani ,2009.

[16] Arad, S., Arad, V., Onica I.,Oprina A.,Chipeșiu F., Stability study for a largecavern in salt rock from Slănic Prahova ,2010.

[17] Arad, V., Arad, S., Chelaru, P., Ilie, I., Ciocan, D., & Cotes, D., State of stress simulation during mining of salt in solution, Rock Mechanics: Meeting Society’s Challenges and Demands, Vols 1 and 2, Eberhardt, Steed & Morrison (eds) Published by Taylor&Francis Group, London/Balkema, Proc. and Monographs in Engineering, Water and Earth Sciences, Vancouver Canada, ISBN 978-0-415-44401- 9, Vol 2, pp. 1489-1493, Scopus indexed, ISI Web of Knowledge, 2008,

[18] Arad, V. Mecanica rocilor saline. Ed. Focus, Petrosani 2008

[19] Arad, V. Geotehnica miniera, Ed. Tehnică, București, 1995

[20] Arad V. Ph. D. Student Dorin Drăgan, Ph. D. Student Daniel Diaconescu, Ph. D. Student Dumitru Sfărloagă, Ph. D. Sergiu Lungu ,University of Petroșani . Geotehnical research for a safe placement of civil constructions. 19 th international multidisciplinary scientific geoconference SGEM 2019 VOL. 19 ISSUE 1.2 pag. 273-280

[21] Atudorei C.Cercetarea,exploatarea și valorificarea sării.

[22] Baroncea A. Reologia și proprietățile reologice ale rocilor. Revista minelor 2/1962

[23] Băncilă I. Geologie inginerească Editura Tehnica, Bucuresti, 1980.

[24] Beniawski Z. T.,Strata Control in Mineral Engineering, Balkema/Roterdam.

[25] Boariu C. Construcții subterane

[26] Boariu C.Amenajări hidrotehnice,derivații-Sprijinirea provizorie a excavațiilor subterane.

.[27] Bud I. – Stabilitatea excavațiilor subterane, Editura Universității de Nord din Baia Mare, ,2000.

.[28] Covaci Șt. Exploatări miniere subterane,Ed. Didactică și Pedagogică,București,1983

.[29] Diaconescu D. Raport de cercetare nr.1 Cercetări geomecanice privind sarea de la Slănic Prahova

.[30] Diaconescu D. Raport de cercetare nr.2. Cercetări privind stabilitatea elementelor de rezistență, camere stâlpi și planșee.

.[31] Diaconescu D. Raport de cercetare nr.3. Estimarea și evaluarea riscurilor produse de cavitățile subterane de la Slănic Prahova.

.[32] Drăgănescu L., Originea sării și geneza masivelor de sare

.[33] Georgescu M.,Hirian C. Exploatarea sării geme în România în secolul XXI pe principii de ecomining, Ed.Estefalia,București,2005

.[34] Georgescu M.,Hirian C. Stabilitatea salinelor vechi din România, Ed. Universitas, Petroșani ,2009

.[35] Goodman R. E. Introduction to Rock Mechanics, John Wiley,New York,1980

.[36] Hirian C. Presiunea asupra lucrărilor miniere orizontale și verticale, Ed. Universitatea ,Petroșani,1995

.[37] Hirian C. Mecanica rocilor,Ed. Didactică și Pedagogică,București,1981

.[38] Hirian C. Mecanica rocilor,Litografia I.M.P.

.[39] Hoek E. Underground excavation engineering,Imperial College,London ,1975

.[40] Hoek E.,Brown E. T. Underground excavation in Rock, Institute of Mining and Metallurgy, London

.[41] Jeramic M. C. Rock mechanics in salt mining,CRC Press,1994

[42] Jifang, Lin, Modelarea mediilor anizotrope. Aplicația programului CESAR-LCPC la studiul stabilității minelor de ardezie din Angers-Franța, Raport DEA, Laboratorul de Mecanica Terenurilor – Școala Superioară de Mine din Nancy, Franța, 1990.

[43] Lasc, Gheorghe,  Arad, Victor, Baraiac, Oana Adrian, Vlad, SGEM,THE STUDY OF SIMILARITY STABILITY SURFACES FROM MINING FIELDS OF SALT IN  SOLUTION EXTRACTION IN ROMANIA, GEOCONFERENCE ON SCIENCE AND TECHNOLOGIES IN GEOLOGY, EXPLORATION AND MINING, SGEM 2014, VOL III
International Multidisciplinary Scientific GeoConference-SGEM, 14th International Multidisciplinary Scientific Geoconference (SGEM) JUN 17-26, 2014, Albena, BULGARIA,Bulgarian Acad Sci; Acad Sci Czech Repub; Latvian Acad Sci; Polish Acad  Sci; Russian Acad Sci; Serbian Acad Sci & Arts; Slovak Acad Sci; Natl
  Acad Sci Ukraine; Inst Water Problem & Hydropower NAS KR; Natl Acad Sci  Armenia; Sci Council Japan; World Acad Sci; European Acad Sci Arts &  Letters; Acad Sci Maldova; Montenegrin Acad Sci & Arts; Croatian Acad  Sci & Arts; Georgian Natl Acad Sci; Acad Fine Arts & Design Bratislava;
  Turkish Acad Sci; Bulgarian Ind Assoc; Bulgarian Minist Environ & Water, WOS:000371590900091

[44] Lețu. N., Semen. C.– Eficientizarea susținerii excavațiilor subterane, Editura Infomin Deva, 2005

[45] Manualul inginerului de mină vol. V,Ed. Tehnică ,București,1988

[46] Obert și Duval, Rock mechanics and design of structures in Rock,New York,1967

[47] Onica I. Stabilitatea excavațiilor miniere executate în medii stratificate, Ed.Universitas,Petroșani,2006

[48] Onica,I., Introducere în metode numerice utilizate în analiza stabilității excavațiilor miniere, Ed. Universitas, Petroșani, 2001.

[49] Pfeifle T.W., Hurtado L.D. Effect of Pore Pressure on Damage Accumulation in salt, World Salt Symposium ,Amsterdam,2000

[50] Popa A.,Arad V.,Rotunjanu I.,Gâf-Deac I., Exploatări miniere ,Ed. Didactică și Pedagogică, București,1993

[51] Pfeifle T.W., N.S. Brodsky, D.E. Munson, Experimental Determination of the Relationship Between Permeability and Microfracture-Induced in Bedded Salt

[52] Popescu Al. ,Todorescu A. Bazele mineritului și mecanica rocilor,Ed. Didactică și Pedagogică,București,1983

[53] Prospecte ale firmelor CARBOTECH boemia și MINOVA ( Rășini sintetice)

[54] Prospecte ale firmei FIREP – Ancore din fibre de sticlă și polimeri, plasă geosintetică.

[55] Semen C. – Construcții miniere subterane, Editura Focus, Petroșani, 2005

[56] Silberschmidt V. G. Analysis and craking in rock salt

[57] Stamatiu M. Mecanica rocilor, Ed. Didactică și Pedagogică, București ,1964

[58] Stematiu D. Mecanica rocilor pentru constructori , Ed. Conpress, București, 2008

[59] Todorescu A.Popescu Al. Mecanica rocilor în minerit,Ed. Tehnică,București ,1982

[60] Todorescu A.Proprietățile rocilor, Ed.Tehnică ,1984

[61] Todorescu A.,Gaiducov V. Presiunea minieră.Stabilitatea și fiabilitatea excavațiilor construcțiilor miniere ,Ed. Universitas,Petroșani ,2001

[62] Todorescu A.,Gaiducov V. Presiunea minieră.Stabilitatea și fiabilitatea excavațiilor construcțiilor miniere vol.II ,Ed. Universitas,Petroșani ,2001

[63] Todorescu A Reologia rocilor cu aplicații în minerit ,Ed. Tehnică, București ,1986

[64] Vereș Ioel, Victor Arad, Dr.Klaus Fissgus, Dr.Nelu Ștefan, Drd.Daniel Diaconescu, The importance of the topographic staking on the stability of underground works case study in Slănic Prahova salt mine . 19 th international multidisciplinary scientific geoconference SGEM 2019 VOL. 19 ISSUE 2.2 pag. 357-364,Universitatea Petroșani ,România

[65] * * *Stabilirea parametrilor fizico-mecanici și reologici pentru sarea gemă din câmpul Cantacuzino și dimensionarea elementelor de rezistență ai pilierilor ș iplanșeelor în condiții de stabilitate pentru exploatarea actuală și extinderea în adâncime-deschidereanoii mine Slănic Prahova ,2009

[66] * * * Fenomene de instabilitate manifestate în minele de sare din România ca urmare a stresului zăcământului,consecințe asupra exploatării și asupra mediului-SALSTRESS-Etapa I-anul 2004.

[67] *** CESAR-LCPC 2D și 3D, v4

[68] *** Fenomene de instabilitate manifestate în minele de sare din România, ca urmare a stressului zăcământului, consecinte asupra exploatării și asupra mediului – salstress,"Elaborare model conceptual" – Contract MENNER 481/2004÷2006.

[69] *** Studiu privind interactiunea componentelor : Metode de exploatare – Caracteristici geomecanice ale sarii geme, in dimensionarea si respectiv comportamentul in timp al scheletului de rezistenta pilieri-plansee, orizont +173,0m- mina „Transilvania” Salina Ocna Dej, Petrosani, 2005.

[70] *** Determinarea caracteristicilor geomecanice ale sarii de la orizontul +173,0m, mina „Transilvania”, Salina Ocna Dej, Petrosani, 2006.

[71] *** Studiu privind conditiile hidrogeologice din coperisul zacamantului de sare de la Ocna Dej,ICPMSN Cluj Napoca, 1980.

[72] *** Supravegherea prin masuratori geomecanice si topografice a stabilitatii elementelor de rezistenta (pilieri-plansee) la Salina Ocna Dej si masuri de asigurare a stabilitatii, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A., Cluj-Napoca 1988-1992.

[73] *** Urmarirea prin masuratori topografice a deformatiilor suprafetei si a comportarii in timp a imobilelor situate in perimetrul de influenta a minelor si ocnelor vechi, precum si a deformatiilor suprafetei si a subteranului aferente minei Transilvania-Salina Ocna Dej, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A., Cluj-Napoca 2000-2007.

[74] *** Cercetari geofizice pentru evaluarea elementelor morfologice, litologice si structurale ale masivului de sare de la Ocna Dej, cu implicatii asupra potentialelor fenomene de instabilitate din zonele lucrarilor miniere vechi si actuale, Universitatea din Bucuresti, Facultatea de Geologie si Geofizica, Bucuresti 2006.

[75] *** Documentatie geologica cu reactualizarea resurselor/rezervelor geologice ale zacamantului de sare de la Ocna Dej,SC ICPMN, Cluj-Napoca 1998.

[76] *** Cercetări privind stabilirea unor tehnici și metode de prognozare a evoluției deformațiilor aferente elementelor de rezistență și a extinderii convergenței suprafeței la zăcăminte de sare aflate în exploatare, C50859/1996, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A. Cluj-Napoca

[77] *** Cercetări pentru stabilirea pilierilor definitivi din câmpurile miniere de exploatare pe cale uscată a sării, C20104 / 1978 – 1979, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A. Cluj-Napoca

[78] *** Cercetări pentru stabilirea soluțiilor de atenuare ori evitare a situațiilor cu risc ridicat în zonele zăcămintelor de sare gemă aflate în exploatare, C 50858 / 1996, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A. Cluj-Napoca

[ 79] *** Studiu privind stabilitatea de ansamblu a excavațiilor realizate în mina TRANSILVANIA – Ocna Dej și urmărirea evoluției fenomenelor de instabilitate a suprafeței în perimetrul de influență a ocnelor vechi, C51028 / 2001, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A. Cluj-Napoca

[ 80] *** Stabilirea parametrilor fizico – mecanici și reologici din perimetrul câmpului minier CANTACUZINO și dimensionarea elementelor de rezistență: pilieri și planșee, C51044 / 2002, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A. Cluj-Napoca

[ 81] *** Studiu “Stabilirea zonei de influență a minelor vechi asupra suprafeței incintei de la SALINA Ocna Dej” – 1990, I.C.P.M.S.N. Cluj-Napoca

[ 82] *** Studiu hidrogeologic în perimetrul de influență a minelor și ocnelor vechi precum și în zona Minei Transilvania, SALINA Ocna Dej – 1999, S.C. MINESA ICPM S.A. Cluj-Napoca

[ 83] *** Proiect cadru al metodei de exploatare a sării geme cu camere mici și pilieri pătrați (părăsiți), cu tavan boltit, simbol 88-1180-01/2002; S.C. MINESA ICPM S.A. Cluj-Napoca

[ 84] *** Determinarea parametrilor mecanici, elasto-plastici ai sării din cadrul orizontului +173,00 m ai minei Transilvania, Ocna Dej și cercetarea zonei periferice de nord a orizontului +188,50 m, conform minutei nr.l445/16.03.1993 a Salinei Ocna Dej, nr.50-735/93, din 30.XI.1993, S.C. MINESA ICPM S.A. Cluj-Napoca

[ 85] *** Studiu privind stabilitatea de ansamblu a excavațiilor realizate în mina TRANSILVANIA – Ocna Dej și urmărirea evoluției fenomenelor de instabilitate a suprafeței în perimetrul de influență a ocnelor vechi, C51028 / 2001, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A. Cluj-Napoca

[ 86] *** Determinarea parametrilor mecanici, elasto-plastici ai sării din cadrul orizontului +173,00 m ai minei Transilvania, Ocna Dej și cercetarea zonei periferice de nord a orizontului +188,50 m, S.C. MINESA ICPM S.A. Cluj-Napoca

[ 87] *** Supravegherea prin măsurători topografice a stabilității elementelor de rezistență (pilieri și planșee) la Salina Ocna Dej și măsuri de asigurare a stabilității, nr.50-258, din l5. 12.l993-1999, S.C. MINESA ICPM S.A. Cluj-Napoca

[ 88] *** Stabilirea dimensiunilor pilierilor si planseelor de sare pentru mina "Transilvania" Salina Ocna Dej, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A., Cluj-Napoca,C.-198/1977.

[ 89] *** Instructiuni metodologice pentru calculul de dimensionare a pilierilor pentru sare pentru toate salinele Regiei Sarii, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A., Cluj-Napoca, 88-1065-01/1991÷1992.

[90] *** Studiu stabilitatii de ansamblu a elementelor de rezistenta (pilieri-plansee) aferente excavatiilor realizate in zacamantul Ocna Dej, S.C. MINESA-I.C.P.M. S.A., Cluj-Napoca, 50.892/1997.