Capitolul 1

CLASIFICAREA ROCILOR SI A MASIVELOR DE ROCA 1.1. INTRODUCERERocile sunt asociatii de minerale legate intre ele prin forte de coeziune, direct sau prin intermediul unui ciment, alcatuind corpuri sau mase naturale care constituie partea solida a scoartei terestre, denumita litosfera. Mineralele sunt medii naturale care au in intreaga lor masa proprietati fizice si chimie similare.Ele pot fi cristaline sau amorfe.Mineralele cristaline sunt in general omogene,fiind caracterizate de o structura interioara regulata,proprietati fizice si mecanice cu variatii reduse si compozitie chimica bine definita.Mineralale amorfe constau din geluri sau sticle,cu o compozitie chimica uneori neomogena. Dupa natura mineralogica a particolelor componente rocile pot fi roci monominerale,alcatuite din particole minerale de acelasi fel(calcarele,marmurele,gipsurile etc)sau roci poliminerale,alcatuite din minerale diferite(granitul,gneisul,micasisturile etc). Masivele de roca sunt structuri compuse din blocuri de roca separate de discontinuitati sau rosturi.Discontinuitatile au doua dimensiuni dominante in raport cu a treia si constituie zone de rezistenta redusa.Clasificarea masivelor de roca se refera,cu precadere,la raportul dintre blocuri si discontinuitati si in special frecventa,natura si caracteristicile acestora din urma.

1.2.CLASIFICAREA ROCILORRocile suntt clasificate in mod diferit dupa criteriul utilizat.Cea mai raspandita clasificare in cadrul geologiei ingineresti utilizeaza criteriul genetic,care tine seama de modul in care s-au format rocile.Subclasificarile tin seama de litologie, care, pornind de la componenta mineralogica structura si liant atribuie rocii o denumire(termen descriptiv), dupa un sistem de clasificare unanim acceptat. In cazul aplicatiilor ingineresti,un criteriu de clasificare mult utilizat pana in anii 70 se refera la caracteristicile mecanice ale rocii-rezistenta la compresiune si modul de elasticitate. Desi in cadrul mecanicii rocilor si a aplicatiilor pentru lucrarile de constructii ingineresti sunt implicate masivele de roca si nu roca propriu-zisa,in cele ce urmeaza se face o succinta trecere in 1

revista a unor clasificari frecvent utilizate ,in intentia de a creea atat un limbaj comun cu inginerii geologi cat si de a se putea face referiri mai departe la elementele de geneza sau litologie care imprima caracteristici proprii masivelor de roca.

1.2.1.CLASIFICAREA DUPA DOMENIUL GENETICIn functie de geneza rocile pot fi magmatice(provenite din solidificarea magmei), sedimentare (provenite din depuneri pe uscat sau pe apa) sau metamorfice (provenite printr-un proces de metamorfism din primele doua categorii de roci). Rocile magmatice(eruptive) provin din magme care ajunse in partile superioare pierd incet sau rapid caldura si se consolideaza.Cand consolidarea se face la adancime mare se formeaza rocile magmatice intrusive sau abisale. Daca consolidarea are loc in apropierea suprafetei se formeaza rocile magmatice hipoabisale , iar atunci cand magma se consolideaza in conditii de presiune si temperatura scazuta se formeza rocile magmatice efuzive sau vulcanice. Din punct de vedere al comportarii mecanice ,distinctia dintre rocile magmatice intrusive si cele efuzive este de interes. Rocile intrusive cu strucura cristalina (granitul,sienitul,dioritul,gabbroul etc) sunt supuse unor modificari structurale importante in urma fenomenelor tectonice fiind afectate de falii si de fisuratie.Rocile efuzive ca bazaltul,porfirul,andezitul sunt foarte rezistente dar au un procent mare de goluri si sunt foarte fisurate din cauza conditiilor de racire a lavei. Rocile sedimentare provin din depuneri (sedimente) mecanice sau clastice, chimice sau organice.Caracteristicile lor depind de natura substantei de cimentare precum si de conditiile de formare a rocii. Dupa provenienta rocile sedimentare se impart in terigene,organogene si halogene. Din categoria rocilor terigene fac parte gresiile si conglomeratele.In functie de natura substantei de cimentare prin care sunt legate granulele de nisip sau de pietris-silicioasa, feruginoasa, calcaroasa sau argiloasa-caracteristicile mecanice difera esential. Rezistentele cela mai mai le au gneisurile silicioase iar cele mai slabe le au gresiile si conglomeratele argiloase.In aceeasi ordine se situeaza si stablitatea la actiunea apei si la alterare. Intercalatiile de arigila si de sisturi slabesc foarte mult aceste roci,suprafetele de stratificatie (sistuozitate) si fisurile de-a lungul acestor suprafete diminuand semnificativ rezistentele la forfecare. Din categoria rocilor organogene fac parte calcarele si dolomitele.La fel ca si oricare alta roca sedimentara ele prezinta anizotropie, dar caracteristic este faptul ca sunt de obicei fisurate si permit infiltratii mari de apa. In cazul calcarelor,circulatia apei subterane produce dizolvari si spalari, care au 2

ca rezultat formarea carstului , manifestat prin galerii naturale, caverne si pesteri.De mentionat faptul ca procesele carstice in calcare decurg lent si de aceea riscurile sunt asociate carsturilor existente si mai putin formarii unor carsturi noi pe perioada de viata a constructiei. In dolomite procesele carstice sunt mai putin accentuate dar , in schimb, in ele apar zone de dezintegrare , cu aparitia de granule(gris dolomitic pana la praf dolomitic). Din categoria rocilor halogene fac parte gipsul, anhidritul si sarea gema. Caracteristica comuna a acestor roci este stabilitatea foarte redusa la apa,ele dizolvandu-se repede. O clasa aparte o constituie rocile sedimentare semistancoase ,care prezinta rezistente mecanice reduse(deformabilitate,rezistenta la forfecare) si sensibilitate la inmuiere sub actiunea apei.Din aceasta grupa fac parte rocile sedimentare eruptive-tufurile vulcanice si tufo-lavele-gresiile slab cimentate si toata gama de roci provenite din depuneri argiloase-marne,argilite,argile silicioase.o caracteristica comuna o constituie degradarea si alterarea produsa de agentii atmosfericila dezvellire prin excavatie. Rocile metamorfice provin prin transformarea rocilor eruptive sau sedimentare sub actiunea presunilor mari,a temperaturilor inalte , a gazelor si solutiilor lichide fierbinti etc. Aceste roci se impart in doua mari categorii: -sisturi cristaline sau roci cristalofiliene,din care fac parte filitele, sisturile, micasisturile, gneisele; -roci de insotire,din care fac parte cuartitele, milonitele, amfibolitele etc. In cazul rocilor cristalofiliene, cele provenite din roci eruptive poarta prefixele de orto iar cele provenite din roci sedimentare au prefixul para (de exemplu ortognais si paragnais). Proprietatile rocilor metamorfice depind in mare masura de gradul de metamorfism. Caracteristica sisturilor este stratificatia lor subtire ,uneori ondulata, precum si clivajul.In planele de separatie a straturilor si in planele de clivaj rezistenta la forfecare este de obicei redusa. Rocile metamorfice provenite din formatiuni sedimentare sunt de obicei mai putin rezistente,mai deformabile si expuse riscului de alterare.

1.2.2.CLASIFICAREA DUPA CARACTERISTICILE MECANICEAceasta clasificare, denumita si clasificarea inginereasca a rocilor, se face pe baza a doua proprietati mecanice: rezistenta la compresiune a rocii (Rc) si modul de elasticitate al acesteia(E).In acord cu autorii clasificarii Deere si Miller (Deere,1963), rezistenta la compresiune se determina pe

3

epruvete cilindrice,cu lungimea egala sau mai mare decat de doua ori diametrul(L/D>2),iar modul de elasticitate se determina ca modul tangent pentru un efort de compresiune

c = 0.5 Rc .

In functie de rezistenta la compresiune(Rc) , se disting cinci clase A...E, departajate ca in tabelul 1.1. Clase de rezistenta Tabelul 1.1 Clasa A B C D E Denumirea Rezistenta foarte mar Rezistenta mare Rezistenta medie Rezistena redus Rezistenta foarte redusa Rc (MPa) 200

100200 50100 2550 500 200...500 90 Foarte buna

Calitatea masivului Foarte de roca slaba

Fig. 1.4.Evaluarea indicelui RQD In afara de indicele RQD, pe baza forajelor carotate mecanic se pot determina si alti indici caracteristici:

-indicele de recuperare IR =

fragmente recuperate %;lungimea carotata

-modul de fracturare MF = lungimea fragmentului recuperat care este depasita de 50% din lungimile fragmentelor recuperate. 8

In figura 1.5 se prezinta modul de reprezentare grafica a evaluarii carotajului de pe un tronson de 5 m si definirea indicilor RQD, IR si MF. Desi evaluarea indicelui RQD este simpla, iar clasificarea pe baza RQD este astazi o metoda curenta ,trebuie subliniat faptul ca procedura este foarte sensibila la calitatea echipamentului si la calificarea personalului .Sunt frecvente situatiile cand carota poate fi rupta la extragere sau manipulare, modificand lungimea fragmentelor.Este indicat ca la inventarierea fragmentelor sa fie examinata si suprafata rupturilor la capete de fragment, iar atunci cand arata proaspata,cu suprafete rugoase, sa se evalueze lungimea fragmentului exceptand ruptur in cauza.

9

Fig. 1.5.Analiza recuperarii unui foraj carotat si reprezentarea grafica a distributiei lungimii fragmentelor carotelor.

Fig 1.6.Dependenta intervalului mediu intre discontinuitati de orientarea forajelor de studii. Mai trebuie mentionat faptul ca,atunci cand masa de roca afectata de familii bine conturate de discontinuitati , indicele RQD depinde esential de orientarea forajului fata de orientarea generala a familiei sau familiilor de discontinuitati .Dupa cum se poate urmari in figura 1.6, intervalul mediu IM dintre discontinuitati variaza de la zero la infinit in functie de orientarea forajului carotat.Ca urmare,este indicat ca orientarea forajului de studii sa se aleaga in functie de informatiile despre discontinuitati ,colectate din analiza aflorimentelor.

10

1.3.2.CLASIFICAREA RMRClasificarea RMR(Rock Mass Rating)propusa de Bieniawski(1974),tine cont de cinci parametri caracteristici: -rezistenta la compresiune uniaxiala a rocii intacte; -indicele RQD; -interspatiul dintre rosturi(discontinuitati); -caracteristicile rosturilor(rugozitate,alterarea fetelor,deschidere,material de umplutura); -prezenta apei subterane. Fiecaruia dintre parametri i se ataseaza o evaluare numerica,in conformitate cu tabelul 1.4,evaluare care constituie un indice numeric partial.

Indici corespunzatori rezistentei la compresiune

Tabelul 1.4,a Rezistenta la compresiune (MPA) Indice >200 151 100-200 12 50-100 7 25-50 4 10-25 2 3-10 1

n1

Indici corespunzatori valorii RQD

Tabelul 1.4,b RQD(%) Indice n2

90-100 20

75-90 17

50-75 13

25-50 8

3m 1-3 0.3-1 0.05-0.3 0.5 Apa subterana in presiune 0 _ 125

Conditii generale Indice n5

*-raportul dintre presiunea interstitiala (u) si efortul natural in situ: ( ). Indicele RMR se evalueaza prin sumarea indicilor partiali. Pe baza valorii RMR rocile se clasifica in 5 clase , dupa domeniile indicate in tabelul 1.5. In functie de acelasi indice, pentru fiecare clasa se atribuie si estimari globale ale coeziunii, unghiului de frecare interioara pentru masivul de roca.

Clase de roca departajate prin RMR

Tabelul 1.5 RMR = ni1 5

0-25 V Foarte slaba 45

Clasa Caracterizare Coeziune c(MPa) Unghi de frecare interioara 0

12

Clasificarea RMR este utilizata cu precadere in cazul lucrarilor subterane.In cazul tunelurilor se aplica o corectie a RMR in functie de orientarea axei tunelului in raport cu directia dominanta a planurilor de discontinuitate.

1.3.3.CLASIFICAREA QClasificarea Q,propusa de Barton si colaboratori(1974),tine cont de sase parametri caracteristici: -indicele RQD; -numarul de familii de rosturi(Jn); -rugozitatea peretilor discontinuitatilor cu efect direct asupra stabilitaii(Jr); -gradul de alterare a peretilor discontinuitatii si eventual prezenta materialului de umplutura (Ja); -prezenta apei(Jw); -factorul de relaxare a eforturilor(SRF). Indicele de calitate a masivului de roca se determina din expresia:

RQD Jr Jw Q= . Jn Ja SRF

(1.2)

Factorii produsului ce defineste indicele Q au fiecare o semnificatie fizica distincta.Raportul RQD/Jn caracterizeaza dimensiunile blocurilor, raportul Jr/Ja caracterizeaza rezistenta la forfecare interblocuri, iar raportul Jw/SRF caracterizeaza efortul efectiv pe contactul dintre blocuri. Fiecaruia dintre indici li se atribuie o valoare numerica , pe criterii cantitative sau calitative.Valorile indicilor sunt prezentate pe scurt in continuare.Pentru RQD valoarea numerica este chiar valoarea indicelui RQD conform definitiei ,cu

singura corectie ca pentru RQD4, preisunea laterala se neglijeaza.

6. 4. Presiunea exercitata pe vatra unei excavatii6. 4. 1. GeneralitatiPresiunea litostatica exercitata pe vatra unei excavatii subterane orizontale se manifesta prin deformarea rocii din vatra lucrarii, fenomen denumit umflarea vetrei. Acest fenomen se manifesta in mod deosebit la rocile argiloase si se datoreste pe de o parte modificarii proprietatilor mecanice ale acestor roci, ca urmare a absorbtiei respectiv adsorbtiei apei peste umiditatea naturala, iar pe de alta parte , presiunii litostatice verticale si laterale. Ca marime, presiunea litostatica din vatra este mult mai mica decat presiunea verticala si in multe cazuri, chiar mai mica decat presiune laterala. Presiunea litostatica din vatra, chiar de intensitati reduse, provoaca dificultati la intretinerea lucrarilor subterane. Pentru inlaturarea acestor inconveniente , lucrarile subterane care sunt supuse presiunii pe vatra trebuie prevazute cu radiere. In literatura de specialitate exista putine date asupra acestei probleme, folosindu-se in practica diferite procedee de calcul, bazate pe o serie de ipoteze si observatii experimentale , care dau posibilitatea sa se faca aprecieri asupra fenomenului, atat din punct de vedere calitativ cat si cantitativ.

120

Astef, efectuandu-se experiente cu material granular asupra caruia s-au exercitat diferite sarcini, s-a constatat ca particulele situate in imediata apropiere a suprafetei pe care actioneaza sarcina se deplaseaza vertical in jos , iar prin cresterea sarcinii, particulele aflate la o anumita adancime incep sa se deplaseze lateral si apoi sa se ridice, avand loc o umflare la suprafata. Pe baza acestor afirmatii se ajunge la stabilirea existentei in masa rocii a doua zone:zona presiunii active si zona presiunii pasive , separate printr-o zona intermediara. Pentru determinarea presiunii litostatice din vatra unei excavatii se considera ca in dreptul peretilor actioneaza, la nivelul vatrai, o preisune q, ca o sarcina uniform repartizata, su actiunea careia masa de roci se gaseste in stare de echilibru limita. Astfel, sub nivelul vetrei se formeaza in masa de roci trei zone(fig. 6. 8): I zona de presiune activa, deimitate de dreptele AB si BC, respectiv EF si FG, care formeaza cu orizontala unghiuri de 45o +

2

.

II zona presiunilor pasive, situata sub vatra si delimitata de dreptele CD si DE, care formeaza cu orizontala unghiuri 45o

2

III zona intermediara, cuprinsa intre dreptele BC si CD, respectiv DE si EF si curbele BD si DF , care asimileaza cu spirale logaritmice. Aceste curbe sunt tangente la directiile de alunecare AB si DE, respectiv CD si FG. In starea de deformare plastica, rocile din zonele I tinand sa deplaseze lateral si in sus zonele III si II. Fig. 6. 8. Zonele de presiune sub nivelul vetrei excavatiei

Pentru a impiedica fisurarea rocilor din vatra trebuie sa se actioneze pe vatra o sarcina de echilibrare q o , creata prin executia unui radier.

121

In cazul cand nu exista un radier(adica q o =0) iar rocile sunt lipsite de coeziune, deplasarea masei de roci in sus, spre interiorul excavatiei, va fi impiedicata numai de greutatea proprie a acestor roci.

6. 4. 2. Metoda lui Terzaghi pentru calculul stabilitatii vetrei.K. V. Terzaghi a studiat problema presiunii litostatice din vatra unei lucrari subterane in doua ipoteze: - cand in formatiunea de roci respective actioneaza numai forte de coeziune c, iar unghiul de frecare interioara =0 ; - cand rocile considerate nu au coeziune, insa au frecare interioara, > 0 .

1. Calculul in prima ipoteza:Se considera o lucrare subterana cu profil dreptunghiular si tavan boltit, sapata intr-o roca cu greutate specifica aparenta a , coeziunea c si unghiul de frecare interioara =0 (fig. 6. 9. ) Masa de roci situata de o parte si de alta a lucrarii subterane(deasupra liniilor AC si EG)actioneaza ca o sarcina statica Qo . In cazul cand =0 , latimea AC respectic EG, care corespunde zonei de echilibru limita, este egala cu latimea 2b a lucrarii subterane. Langa peretele excavatiei(datorita presiunii litostatice a H1 )actioneaza, pe latimile AC si EG, sarcina Qo care este egala cu greutatea masei de roci cu latimea 3b, din care se scad greutatea corespunzatoare zonei excavate si fortele de coeziune care actioneaza pe suprafetele verticaleAA' si GG' :

1 2 2 Qo = 3bH1 a bh1 2bf a H1c = b a 3H1 h f H1c 2 3 3 portanta a rocilor din dreptul excavatiei.

(6. 48)

Pentru a fi asigurata stabilitatea vetrei, aceasta sarcina trebuie sa fie mai mica decat capacitatea

122

Fig. 6. 9. Schema pentru calculul presiunii litostatice din vatra unei lucrari subterane, dupa Terzaghi(in ipoteza =0 ) Capacitatea portanta a rocilor pentru =0 se exprima prin relatia: p = q o + (2 + )c in care incarcarea pe vatra q 0 = 0 si deci p=5,14c . Pentru latimea AC respectiv EG, capacitatea portanta a rocilor in dreptul peretilor excavatiei este: Q = 5,14 c 2b (6. 50) (6. 49)

si deci coeficientul de stabilitate la deplasarea rocilor inconjuratoare inspre interiorul lucrarii subterane este: ks = Q = Qo 5,14 c 2b 1.3...1.5 2 a b 3H1 h f H1c 3 (6. 51)

Din cauza ipotezei admise ( =0 ), care nu corespunde realitatii si a faptului ca valoarea coeziunii nu se poate determina cu precizie, mai ales la rocile cu coeziune mica, acest procedeu de calcul este mai putin aplicat in practica.

2. Calculul in ipoteza a doua:123

In aceasta varianta de calcul, se considera ca lucrarea subterana este sapata intr-o roca lipsita de coeziune(c=0), avand caracteristicile a si . Latimea zonelor active se noteaza cu A(fig . 6. 10)si este functie de valoarea lui . Presiunea rocilor din perete , la nivelul vetrei, pe latimile AC si EG, tinand seama si de fortele de frecare in lungul suprafetelor AA si GG este:

Fig 6. 10. Schema pentru calculul presiunii litostatice din vatra unei lucrari subterane, dupa Terzaghi(in ipoteza c=0) 1 2 1 2 Qo = (A + b)H1 a bh a 2bf a a H1 tg 2 45o tg 2 3 2 2 sau Qo = a H1A Q1 in care Q1 = (6.53)

2 1 2 a H1 tg 2 45o tg b a H1 h f 2 3 2 Q = A2 a n o

(6.54)

Capacitateaportanta a rocilor din peretii lucrarii subterane, in cazul in care c=0, este: (6. 55)

unde n o reprezinta coeficientul de capacitate portanta al rocilor. Valorile lui, dupa Terzaghi , rezulta in functie de unghiul de frecare interioara (tabelul nr. 6. 2) Tabelul nr. 6. 2

124

ono

0 0

10 1

20 5

25 10

30 20

35 40

40 140

44 260

48 780

Coeficientul de stabilitate la deplasarea rocilor inconjuratoare spre interiorul lucrarii subterane este: ka = Q A2 a n o = Qo a H1A Q1 (6. 56)

Valoarea lui A se determina din conditia valorii minime a coeficientului de stabilitate, adica pentru: dk s =0 dA Din relatia (6. 56) se obtine:2 dk s 2A a n 0 ( a H1A Q1 ) a H1A a n 0 = =0 dA ( a H1A Q1 )2

(6. 57)

(6. 58)

deci 2A a n 0 ( a H1A Q1 ) a H1A 2 a n 0 = 0 Rezulta A= sau 2b 2 A = H1tg 2 45o tg H1 h f 2 H1 3

2Q1 a H1

(6. 59)

(6. 60)

Introducand valoarea lui A in expresia lui k s (6. 56) se obtine: ks = 4Q1n o 2 a H1 (6. 61)

Pentru a nu exista pericolul de refulare a vetrei, este necesar ca: k s 1,3...1,5

7. 4. 3. Metoda lui Timbarevici pentru calculul presiunii pe vatraTimbarevici a conceput un procedeu de calcul aproximativ pentru determinarea presiunii litostatice din vatra unei lucrari subterane orizontale. 125

Neglijand fortele de coeziune, se admite existenta, in masa rocii, a numai doua zone:zona presiunii active si zona presiunii pasive, separate intre ele printr-o suprafata verticala AB(fig. 6. 11).

Fig. 6. 11. Zonele de presiune ale rocii sub nivelul vetrei excavatiei Asupra planului AB, la fel ca si asupra unui zid de sprijin, rocile inconjuratoare exercita o presiune laterala activa din partea zonei incarcate, a carei valoare, la adancimea x, este:

ea = ( q + a x ) tg 2 45o 2 valoare, la adancimea x, este:

(6. 62)

De cealalata parte a planului AB, rasa de roci se afla sub actiunea unei presiuni pasive, a carei

e p = a xtg 2 45o + 2

(6. 63)

Punand conditia e p = ea , masa de roci se va afla in echilibru limita si astfel se va determina valoarea lui x:

qtg 2 45o + a xtg 2 45o = a xtg 2 45o + , 2 2 2 de unde : qtg 2 45o 2 x= a tg 2 45o + tg 2 45o 2 2 (6.64)

Mai jos de aceasta adancime, masa de roci se afla, dupa Timbarevici, in stare de echilibru elastic, deoarece presiunea pasiva este mai mare ca presiunea activa. La o adancime mai mica decat x, masa de roci se afla in stare de miscare catre golul galeriei. 126

Ra = Rp =

1 x ( 2q + a x ) tg 2 45o 2 2 1 a x 2 tg 2 45o + 2 2

(6. 65) (6. 66)

Forta R care produce deplasarea masei de roci spre interiorul excavatiei(fig. 6. 12) corespunde diferentei dintre preisunea activa si presiunea pasiva:

Fig. 6. 12. Schema pentru calculul deplasarii rocilor spre golul lucrarilor subterane, dupa Timabarevici. R = Ra Rp = 1 x (2q + a x)tg 2 45o a xtg 2 45o + 2 2 2 (6. 67)

Descompunand forta R in componentele T-paralela cu planul de alunecare pasiva si Nperpendiculara pe acest plan, se obtine:

T = R cos 45o 2 N = R sin 45o 2 pasiva, inclinat fata de orizontala sub un unghi de (45o ) . 2

(6. 68) (6. 69)

Forta N tinde sa comprime roca, iar forta T, sa deplaseze masa de roci dupa planul de alunecare

Daca se tine seama si de forta de frecare dupa acest plan, rezulta, pentru forta de deplasare, expresia:

To = T Ntg = R cos 45o sin(45o )tg 2 2 sau

(6. 70)

127

sin 45o R 2 To = cos 45o + = R cos 2 cos

(7. 71)

Fig. 6. 13. Schema pentru calculul presiunii litostatice, dupa Timbarevici. Rezultanta celor doua forte To va da presiunea pe vatra(fig. 7. 13):

Pv = 2To sin 45o 2 sau sin 2 45o 2 Pv = 2R cos

(6. 72)

(6. 73)

Admitand o distributie uniforma a presiunii pe vatra, se obtine: pv = Pv 2b (6. 74)

Greutatea radierului si eventual a umpluturii trebuie sa preia aceasta presiune, iar coeficientul de siguranta al stabilitatii vetrei este:ks = G radier + G umplutura Pv 1,3...1,5

(6. 75)

In cazul galeriilor cu sectiune circulara, presiunea din zona vetrei este preluata in conditii bune, datorita formei, astfel incat , in general, nu sunt necesare verificari.

6. 5. Presiunea rocilor asupra galeriilor inclinatePresiunea rocilor asupra sustinerii unor galerii inclinate depinde de inclinare si de proprietatile rocilor.

6. 5. 1. Procedeul de calcul al lui Pavlov128

Dupa Pavlov , presiunea P a rocilor din tavanul unei galerii inclinate(fig. 6. 14)se poate descompune in doua componente:N(presiunea normala)si T(presiunea tangentiala), avand valorile:

Fig. 6. 14. Presiunea litostatica dupa PavlovN = Pcos si T=Psin

(6. 75)

Presiunea normala are valoarea maxima N max = P , pentru = 0 (galerie orizontala) si valoarea minima, N=0 pentru = 90o (lucrare verticala). De fapt, dupa cum se va vedea la lucrarile verticale(puturi), presiunea normala N este diferita de zero pentru = 90o . Presiunea T variaza invers in fucntie de unghiul . Timbarevici recomanda ca presiunea rocilor asupra lucrarilor subterane inclinate sa se calculeze cu relatiile de mai sus pentru 800 , iar pentru > 800 , sa se calculeze ca la lucrarile verticale(puturi).

6. 5. 2. Procedeul de calcul al lui GrigercikComponentele presiunii dupa directia orizontala se verticala sunt(fig. 6. 15):

Fig. 6. 15. Schema de calcul dupa Grigercik P = akM si Q= a M (6. 76) 129

in care: a latimea excavatiei

k = tg 2 45o - coeficientul presiunii laterale 2 M= excavatiei f coeficientul de tarie x- adancimea de la suprafata 1.15a 2f log 1 + f a

x - inaltimea echivalenta de roci care exercita presiunea asupra

a - greutatea specifica a rocilor.Rezultanta celor doua forte, P si Q, se obtine cu relatia: R = P2 + Q2 (6. 77)

Marimea presiunii laterale asupra sustinerii lucrarii subterane inclinate variaza in functie de unghiul de inclinare, daca unghiul = 0 , componenta orizontala P=0 si R=Q daca = 90o , Q=0 si R=P. In primul caz se obtine presiunea litostatica asupra tavanului unei lucrari orizontale, iar in cazul al doilea, presiunea orizontala asupra peretilor unui put vertical.

6. 6. Presiunea rocilor asupra lucrarilor subterane verticale(puturi)Problema determinarii presiunii litostatice asupra sustinerilor puturilor verticale este dificila si nu si-a gasit inca o solutionare complet satisfacatoare din punct de vedere teoretic. In momentul de fata se cunosc din literatura de specialitate mai multe metode de calcul pentru determinarea acestei presiuni, elaborate de diferiti cercetatori si care se bazeaza pe o serie de ipoteze, confirmate mai mult sau mai putin de realitate, fapt care impune o atentie speciala la proiectarea unor asemenea lucrari. Din acest motiv, in calculul de dimensionare al sprijinirilor puturilor se iau coeficenti de siguranta acoperitori, prin care se tine seama se de eventualele subaprecieri ale valorilor presiunii litostatice orizontale, datorita acestor procedee de calcul aproximative. Problema presiunii rocilor asupra sprijinirilor puturilor a fost studiata de Protodiakonov, Timbarevici, Pavlov, Dinnik, Terzaghi, Fenner, Labasse si altii.

130

6. 6. 1. Procedeul de calcul al lui ProtodiakonovPentru determinarea presiunii care actioneaza asupra sustinerii peretilor puturilor verticale, Protodiakonov recomanda aplicarea ipotezei de calcul de la zidurile de sprijin. Presiunea pe unitate de suprafata de perete se determina cu relatia:

p = a H tg 2 45o 2 in care:

(6. 78)

a -greutatea specifica aparenta a rocii;H adancimea putului;

-unghiul de frecare interioara al rocii. In relatia de mai sus, expresia tg 2 45o reprezinta coeficientul de impingere activa. 2

Fig. 6. 16. Determinarea presiunii litostatice in cazul rocilor stratificate, dupa Protodiakonov In cazul cand putul se sapa in roci de natura litologica diferita, Protodiakonov recomanda ca pentru determinarea unghiului sa se ia media ponderata a coeficientului de tarie f. Daca straturile strabatute de put(fig. 6. 16), au grosime diferita h1 ,h 2 ........h n si coeficentii de tarie diferiti f 1 ,f2 ........fn , valoarea medie a coeficientului de tarie se calculeaza cu relatia: h1f1 + h 2 f2 + ...... + h n f n = h1 + h 2 + ............... + h n

f med =

h f h fi i

n

n

h1

1 n

=

i i

1

H

(6. 79)

i

in care H este adancimea totala a putului. 131

In functie de f med se determina , folosind relatia:

= arctg f med

(6. 80)

Daca printre straturile strabatute de put se afla un strat care se deosebeste mult prin grosime si tarie de celelalte, autorul recomanda ca pentru aceasta presiune litostatica orizontala sa se calculeze separat. Astfel, in cazul cand la o adancime de la suprafata terenului se afla un strat de nisip curgator avand grosimea h1 unghiul de frecare interioara si greutatea specifica a1 iar deasupra lui se gaseste un strat omogen cu grosimea h 2 , aceasta formatiune exercita asupra nisipului curgator o presiune similara cu o sarcinauniform distribuita. Presiunea litostatica pe unitate de suprafata a peretelui, la partea interioara a stratului de nisip, este:

P = ( a1 h1 + a 2 h 2 ) tg 2 45o 2

(6. 81)

Inconvenientul procedeului de calcul conceput de Protodiakonov consta in aceea ca este limitat la puturi nu prea adanci si roci granulare necoezive, cu coeficientul de tarie f=0,7. . . . 0,8. Pentru roci neomogene ca tarie si variind ca grosime, folosirea valorilor medii pentru f si a duce la valori departate de realitate pentru presiunea litostatica orizontala.

6. 6. 2. Procedeul de calcul al lui TimbareviciDupa Timbarevici, rocile strabatute de put aflandu-se in stare elastica, se admite, in cazul unei sustineri rigide, ca particulele rocilor din peretele putului isi reiau starea initiala de tensiune dupa un timp oarecare de la saparea lui. Formula generala de calcul propusa de autor pentru determinarea presiunii litostatice este: p = a H A in care: (6. 82)

a - greutatea specifica aparenta a rocilor strabatute de put;H adancimea putului;

A = tg 2 45o - coeficientul presiunii orizontale. 2

132

Deoarece, in general, rocile in care este sapat putul au proprietati fizice si mecanice diferite, care influenteaza, pentru foecare strat, valoarea presiunii litostatice, relatiile de calcul s-au stabilit admitand ca pe un tronson oarecare al putului, cu inaltimea h n egala cu grosimea stratului respectiv, avand greutatea specifica aparenta n si unghiul de frecare interioara n , se exercita o presiune activa datorita unei prisme triunghiulare care aluneca si care suporta , la randul ei, greutatea coloanei de roci deasupra(fig. 6. 17). Pentru stratul n, presiunile de la partea superioara respectiv inferioara sunt:

psup = n 1 h1 + 2 h 2 + ... n 1 h n 1 tg 2 45o n n 2 n n 1 n pinf = n 1 h1 + 2 h 2 + ... n 1 h n 1 + h n tg 2 45o n n 2 n n 1 n in care:

(6. 83)

1 , 2 ..... n - greutatile specifice aparente ale rocilor din straturile traversate de put h1 ,h 2 .....h n - grosimea straturilor Sub aceasta forma, expresiile din paranteze reprezinta adancimea redusa la greutatea specifica aparenta a rocii din stratul examinat. Din diagrama presiunilor, reprezentata in fig. 6. 17, se observa ca in dreptul straturilor formate din roci mai slabe(cu unghi de frecare interioara mai mic), presiunile sunt mai mari. Relatiile (6. 83) permit determinarea presiunilor orizontale tinand seama de caracteristicile rocilor strabatute de put.

Fig. 6. 17. Diagrama presiunilor la un put vertical, in cazul rocilor stratificate, dupa Timbarevici

133

Valorile coeficientului presiunii orizontale, pentru diferite roci, sunt date in tabelul 6. 3 Natura rocilor Caracteristicile rocilor Coeficientul presiunii orizontale tg 2 45o 2 Rezist. la compresiune daN cm 2 1. Roci acvifere curgatoare 2. Roci mobile (neconsistente) 3. Roci foarte moi 4. Roci moi(slabe) 5. Roci de tarie medie 6. Roci tari 7. Roci foarte tari 20. . . 100 100. . . 400 400. . . 1600 1600. . . 2000 40. . . 10 10. . . 3 3. . . 0, 5 0, 5. . . 0 18o...26o34' 0, 64. . . 0. 5 0, 5. . . 0, 297 0. 297. . . 0. 031 0. 031. . . 0. 008 0, 008. . . 0, 002 0, 002. . . 0, 0007 0. 53 0, 39 0. 164 0, 017 0, 004 0, 0012 Volumul porilor % Unghiul de frecare interioara 0o...18o 1, 0. . . 0. 64 0. 76 Valoare limita Media

26o34'...50o-

6. 6. 3. Procedeul de calcul al lui PavlovPavlov a propus o formula bazata pe concluziile cercetarilor sale experimentale, care au aratat ca valoarea presiunii litostatice variaza in functie de diametrul putului D, proportional cu factorul 13 D +1 : 2 p = a (h n + h o ) in care: D diametrul putului circular sau latura cea mai mare in cazul unei sectiuni dreptunghiulare; h n - inaltimea tronsonului interior al putului; h o - grosimea echivalenta a stratului de roci de deasupra stratului inferior, 1343

D +1 2 o tg 45 2 2

(6. 84)

recalculata la greutatea specifica aparenta din stratul inferior: ho = 1 h1 + 2 h 2 + .... + n 1 h n 1 n n n (6. 85)

In cazul cand putul este sapat in intregime in aceeasi roca, formula de calcul este: p = a H3

D +1 2 o tg 45 2 2

(6. 86)

H fiind adancimea totala a putului.

6. 6. 4. Procedeul de calcul al lui DinnikPlecand de la ipoteza ca toate rocile sunt corpuri elastice ideale, Dinnik propune pentru calculul presiunii litostatice pe unitatea de suprafata a peretelui putului, relatia: p= in care: m- constanta lui Poisson = 1 -coeficientul lui Poisson. m 1 a H = a H m 1 1 (6. 87)

Presiunea determinata astfel corespunde presiunii litostatice orizontale din masivul neatacat prin lucrari subterane.

6. 6. 5. Procedeul de calcul al lui TerzaghiExperientele au aratat ca ipoteza privind cresterea preisunii orizontale asupra sprijinirilor puturilor proportional cu adancimea nu se confirma. Presiunea nu este produsa de greutatea intregii coloane de roci, pana la suprafata, ci numai de greutatea unui volum de roca ce se afla in interiorul unei bolti. Cercetarile au aratat ca ipoteza formarii boltii poate fi aplicata si in cazul puturilor, cu anumite corecturi. Terzaghi considera ca in jurul putului se formeaza o zona de influenta abcd(fig 6. 18), constituita din mai multe bolti.

135

Fig. 6. 18. Repartitia presiunii rocii in jurul puturilor:1- ipoteza lui Terzaghi;2-ipoteza lui Timbarevici;3-diagrama folosita in calcule; In imediata apropiere a boltii se formeaza o zona de tensiuni marite, care preia o parte din presiunea rocii. Astfel, repartitia pe verticala a presiunii are aspectul redat in fig. 6. 13-1, cresterea presiunii in functie de adancime fiind mult atenuata. In calculele practice se considera ca, de la adancimi de 10. . . 12m, presiunea ramane constanta(fig. 6. 18-3)

6. 7. Presiunea litostatica seismica6. 7. 1. Particularitati ale comportatiii structurilor subterane la actiuni seismice.In comparatie cu constructiile supraterane, constructiile subterane(galerii hidrotehnice , centrale hidrotehnice etc. ) prezinta unele particularitati de comportare la actiuni seismice, datorita faptului ca se gasesc in interiorul unui masiv , care constituie atat mediul prin care se transimt oscilatiile seismice, cat si mediul principal de rezistenta, datorita rigiditatii sale. In cazul constructiilor subterane, raspunsul structurii este influentat mai ales de starea de deformatie a masivului si in mai mica masura de fortele de inertie dezvoltate in structura. De asemenea, exista o diferenta intre rigiditatea structurii subterane si a masivului inconjurator. Din aceasta cauza si datorita golului format de constructia subterana , apar perturbatii in campul undelor seismice. Daca structura subterana este suficient de elastica , ea urmareste deplasarile si deformatiile masivului. Daca insa structura are o rigiditate mai mare decat masivul inconjurator ,

136

campul de unde seismice sufera modificari, care la randul lor antreneaza modificari ale starii de efortdeformatie in ansamblul de structura subterana-masiv. De asemenea, datorita lungimii mari a galeriilor , de-a lungul lor apar, in acelasi moment, neuniformitati(nesincronizari)ale deplasarilor diferitelor puncte. Comportarea seismica a structurilor subterane mai este influentata si de alti factori cum sunt:relieful terenului, adancimea de pozare a constructiei etc. S-au elaborat modele matematice perfectionate de analiza seismica a structurilor subterane in interactiune cu masivul inconjurator. In aceste metode se ia in considerare conlucrarea dintre diversele elemente ale sistemului si mediului. (masa proprie si masa aditionala din masivul inconjurator, rigiditatea structurii si directia undelor, frecarea si lunecarea structura-masiv etc. )Actiunea seismica se defineste. sub forma de impuls sau unde, care se propaga in teren dupa o anumita lege de variatie. Posibilitatile largi de analiza seismica a structurilor subterane le ofera aplicarea metodei elementelor finite. Se pot considera geometrii arbitrare de structuri, variatia caracteristicilor mecanice ale structurii masivului, interactiunea structura-masiv etc. Analiza se efectueaza intr-un sistem unic de discretizare, care sa cuprinda atat structura cat si masivul sau pe substructuri corespunzatoare constructiei, respectiv masivului. Deoarece in cazul oscilatiilor cu frecvente joase( T 0,8s ) reducerea acceleratiilor seismice in adancime, dupa cum au aratat cercetarile, este neinsemnata, coeficentii de intensitate seismica pentru lucrarile subterane se iau in calcule cu aceleasi valori ca si pentru lucrarile supraterane din amplasamentul respectiv.

6. 7. 2. Presiuni litostatice seismicePresiunile litostatice seismice actioneaza ca presiuni suplimentare ale rocii, care se suprapun peste presiunile statice. Cutremurele amplifica astfel actiunea masivului asupra constructiilor subterane. Rezultanta presiunilor seismice varticale ale rocii din bolta de surpare a galeriei se determina cu relatia; Qc = k s Q unde: k s - coeficientul de seismic, egal cu raportul dintre acceleratia cutremurului pe directia considerata si acceleratia gravitatiei; 137 (6. 88)

Q greutatea totala a rocii de sub bolta de surpare(de echilibru)conform 6. 2. 2. Presiunile seismice litostatice orizontale(laterale)pot avea de asemenea valori importante, ele dezvoltandu-se datorita deplasarii peretilor structurii, alternativ, dinspre si catre masiv. Astfel, la un moment dat, un perete al captuselii galeriei va suporta o presiune activa majorata cu presiunea litostatica seismica, iar celalalt, reactiunea masivului, ceea ce inseamna ca incarcarea orizontala va fi nesimetrica. Presiunile litostatice seismice orizontale reprezinta presiuni de contact asupra captuselilor si ele depind de raportul rigiditatilor masiv-structura si de geometria structurii. Pentru unele tipuri de structuri subterane si roci, s-au calculat valorile presiunilor litostatice seismice unitare din teren ter si s-a intocmit o diagrama de calcul (fig. 6. 19). Din aceasta diagrama in functie de ter , modulul de elasticitate al rocii E si coeficientul normat de incarcare n, se poate determina presiunea de contact asupra diferitelor tipuri de captuseli. Eforturile unitare seismice din teren se pot determina cu relatia: ter = unde: k s - coeficientul de intensitate seismica din amplasament a - greutatea volumetrica a rocii(pamantului) Cc - viteza de propagare a undelor longitudinale in masiv; To - perioada predominanta a oscilatiilor seismice ale terenului. 1 k s a CcTo 2 (6. 89)

138

Fig. 6. 19. Diagrama pentru determinarea presiunii litostatice seismice(de contact) asupra captuselilor , Pc , in functie de eforturile seismice unitare din teren ter modul de elasticitate al rocii si tipul de captuseala. In tabelul 6. 4. , pentru diferite roci, se dau din date orientative privind valorile eforturilor seismice unitare, in cazul unui cutremur de gradul IX . Tipuri de rocia

a

Cc3

Cc

(10 kN / m )Roci stancoase (granite, calcare, gresii) Formatiuni cretoase masive, argile tari, conglomerate Pamanturi cu rezistente medii (nisipuri de rezistente medii, argile) Pamanturi slabe (nisipuri, argile plasitce) 1, 8 2, 0 2, 2 2, 5

(m/s) 3500. . . 5000 1000. . . 3500 500. . . 1000

(daN / cm )2

5, 6. . . 8, 0 1, 4. . . 5, 0 0, 6. . . 1, 3

200. . . 500

0, 2. . . 0, 6

139

Valorile rezultate pentru presiunea litostatica seismica po din graficul din fig. 6. 19 corespund pentru lucrarile subterane situate la adancimi mari, cand H/D>3, unde H este adancimea de pozare a galeriei si D-latimea ei. In cazul pozarii lucrarilor subterane la adancimi reduse sau la suprafata , presiunea suplimentarap activa si pasiva ( q a ,q c ) , produse de actiunea seismica, se determina ca la zidurile de sprijin, folosind c

relatiile:qca = (1 + 2k s tg )q a qcp = (1 + 2k s tg )q p

q a , q p - presiunile active si pasive ale pamantului fara considerarea actiunii seismice; - unghiul de frecare interioara al rocii(pamantului)

6. 8. Influenta conditiilor geologice ale masivului asupra presiunii litostaticeAlcatuirea geologica a masivului influenteaza in mod direct distributia presiunii litostatice si marimea acesteia, care vor fi cu atat mai variate cu cat galeria are o lungime mai mare, cu cat este amplasata la o adancime mai mare si cu cat caracteristicile geologice ale zonelor strabatute sunt mai diferite Din punct de vedere geologic, trebuie sa se analizeze: -orogeneza si conditiile de asezare a rocilor -conditiile hidrologice -prezenta gazelor, conditiile de temperatura -proprietatile fizice si mecanice ale rocilor -factorii geologici care pot influenta presiunea litostatica Factorii geologici se refera la: -schimbari provenite cu ocazia litogenezei si a racirii magmei(fisuri, crapaturi etc. ) -orogeneza cu formele ei caracteristice -fenomene tectonice(cute, falii, etc) In fig. 6. 20 se prezinta influenta alcaturiii geologice asupra distributiei litostatice in lungul galeriei.

140

Fig. 6. 20. Influenta alcaturii geologice asupra distributiei presiunii litostatice Directia si caderea straturilor precum si fisuratia masivului influenteaza de asemenea repartitia presiunii, datorita conditiilor de lucru diferite ale masivului(fig. 6. 21). Fig 6. 21. Pozitia galeriei in raport cu stratificatia Daca axa galeriei formeaza un unghi apropiat de 90o cu directia si caderea stratificatiei, roca lucreaza ca o grinda perete, avand o capacitate ridicata de rezistenta la sarcinile verticale(fig. 6. 21. a). Aceasta orientarea a stratificatiei favorizeaza insa patrunderea factorilor de eroziune. In cazul in care axa galeriei este paralela cu directia stratificatiei si daca aceasta are o cadere mare(fig. 6. 21. b. ), formarea boltii este asigurata numai de frecarea si coroziunea din planele de separatie. Daca directia axei galeriei coincide cu directia straturilor , dar caderea are o valoare mica sau straturile sunt chiar orizontale(fig. 6. 21. c. ), acestea lucreaza ca niste grinzi-placi suprapuse. Daca straturile au grosimi mari, ele lucreaza la incovoiere. Daca au grosimi reduse si sunt fisurate, rezulta presiuni mari. In cazul unor straturi aproximativ orizontale, se va cauta ca galeria sa fie amplasata intrun strat rezistent si impermeabil.

141

Fig. 6. 22. Galerie amplasata in zona cutata:1 sinclinal;2-anticlinal In sinclinale presiunile sunt mari, iar in anticlinale, presiunile sunt mici, cand directia stratului coincide cu directia axei galeriei. In anticlinale presiunile laterale sunt mai mici si de asemenea, pericolul infiltratiilor este mai redus. In cazul galeriilor avand axa perpendiculara pe directia straturilor, presiunile vor fi mai mari in zonele marginale si mai mici in zona mediana, pentru galeriile situate intr-un anticlinal (fig. 6. 23. a). Pentru galeriile amplasate intr-un sinclinal, presiunile vor fi mai mici in zonele marginale si mai mari in zona mediana(fig. 6. 23. b. )

Fig. 6. 23. Galerii cu axa in plan perpendicular pe cute In cazul galeriilor de coasta, situate in apropierea versantilor(fig. 6. 24), apar solicitari nesimetrice, datorita unor acoperiri diferite, cat si efectului pe care il pot avea procesele de eroziune, care influenteaza foarte mult comportarea masivului, precum si existenta unor straturi de natura diferita.

142

Fig. 6. 24. Galerii de coasta Apa din masiv actioneaza atat direct, ca presiune suplimentara exterioara asupra captuselilor, cat si prin modificarea frecarii , coeziunii, precum si a conditiilor de aparitie a fenomenului de impanare. Presiunea litostatica este influentata, de asemenea, de starea initiala de tensiuni produsa de fenomenele tectonice, precum si de efectele pe care le pot avea cutremurele.

6. 9. Rezistenta elastica a rociiSub actiunea incarcarilor la care este supusa, captuseala unei galerii se deformeaza, avand loc deplasari spre masiv. Masivul se opune acestor deformatii, preluand o parte din solicitari. Fenomenul poarta denumirea de reactiunea(rezistenta) elastica a rocii. Reactiunea elastica a rocii este direct proportionala cu deplasarea captuselii , spre roca:

p = k

(6. 90)

Factorul de proportionalitate k, dintre reactiunea elastica a rocii si deplasarea captuselii spre masiv, se numeste coeficent de rezistenta elasita al rocii. Coeficientul de rezistenta elastica al rocii caracterizeaza rezistenta elastica a rociisi se poate determina prin calcule sau pe cale experimentala. Rezistenta elastica a rocii se ia in considerare pe portiunea pe care captuseala se deformeaza inspre roca si ea constituie un factor important in solicitarea captuselilor , deoarece daca exista (cazul rocilor rezistente), captuseala se descarca, solicitarea la care este supusa micsorandu-se prin preluarea unei parti de catre roca. Reactiunea elastica a rocii nu se ia in considerare daca roca este slaba(coeficientul de tarie f 1,5 ). 143

Coeficientul de rezistenta elastica a rocii, k, se poate determina in functie dedeplasarea radiala a punctelor de la suprafata unei excavatii circulare, sub actiunea presiunii interioare si a reactiunii elastice a rocii, care este egala si de sens contrar cu presiunea din interior. Deplasarea punctelor de la suprafata excavatia se obtine cu formula lui Lam, folosita la determinarea deplasarii radiale intr-un punct al sectiunii cilindrilor cu peretii grosi: 1 P1r12 P2 r22 1 + ( P1 P2 ) r12 r22 u= 2 2 r+ E r2 r1 E ( r22 r12 ) r in care: u- deplasarea radiala; P1 ,P2 - presiunea interioara si exterioara; r1 ,r2 - raza interioara si exterioara a cilindrului; r- raza punctului E- modulul de elasticitate al materialului; - coeficientul lui Poisson. Pentru a putea aplica formula lui Lame in cazul masivului de roca, se considera in jurul excavatiei un cilindru de roca cu pereti foarte grosi, asupra caruia actioneaza din interior presiunea P1 (fig. 6. 25). Daca se admite ca raza exterioara a cilindrului r2 , formula lui Lame capata forma: u= 1 + P1r12 E r (6. 92) (6. 91)

Fig. 6. 25. Schema pentru calculul coeficientului de rezistenta elastica al rocii

144

Pentru punctele situatepe suprafata excavatiei (r = r1 ) , deplasarea rediala sub actiunea presiunii interioare P1 va fi data de : u1 = 1+ P1r1 E (6. 93)

Reactiunea elastica a rocii de la suprafata excavatiei fiind egala cu presiunea interioara P1 , coeficientul de rezistenta elastica al rocii k, este: k= P1 E = u1 (1 + )r1 (6. 94)

Pentru a caracteriza diferite roci, in practica se foloseste notiunea de coeficient de rezistenta elastica specific k o , care corespunde unei excavatii cu raza r1 = 100cm :ko = E (daN/cm 3 ) (1 + ) 100

(6. 95)

Relatia intre k, ce corespunde unei excavatii cu raza oarecare r si k o este data de: k= k o 100 (daN / cm 3 ) r ko (daN / cm 3 ) r (6. 96)

in care r se exprima in cm, sau: k= (6. 97)

in care r se ia in metri. In cazul excavatiilor de alte forme, coeficientul de rezistenta elastica al rocii k se ia egal cu:

k=

ko B 2

(6. 98)

unde B este latimea profilului(in metri). Valorile coeficientului de rezistenta elastica a rocii, determinata in modul aratat, corespund ipotezei masivului omogen, elastic si izotrop si difera, intr-o anumita masura, de valorile reale. De aceea, se recomanda ca determinarea coeficientului de rezistenta elastica sa se faca experimental. In cazul rocilor cu coeficientul de tarie f (dupa Protodiakonov)cuprins intre 1, 5 2 ). Pentru calcularea presiunii orizontale laterale totale, K.Terzaghi a elaborat o formula empirica pe unitatea de latime a golului excavat: S h = 0.3 (0,5h + v) unde

- este greutatea volumica a rocii;h- inaltimea golului excavat; v- inaltimea rocii destinse de sub bolta naturala ce incarca tavanul(vezi tabelul 1) Pentru evaluarea presiunilor laterale, de obicei, se utilizeaza teoria materialelor

necoezive(Protodiakonov si altii). Ca si in cazul presiunii active a terenului, presiunea orizontala la adancimea h(fig 10)este:

h = h ' tg 2 45 = h 'k a 2 unde adancimea incarcata h este este aceea de sub bolta naturala.Presiunea totala pe suprafata golului excavat esteSh =1

h + 2 h 1 h = h tg 2 45 (2v + h) 2 2 2

163

Fig.10 Diagrama presiunii laterale in peretii unui abataj in conformitate cu teoria materialelor necoezive. Alti autori(de ec.A.N.Dinnik)calculeaza presiunea laterala pornind de la starea de tensiune dintr-un corp elastic nedeformat, solicitat, aplicand un coeficent de dilatare transversala dat de coeficentul lui Poisson , adica adimitand o presiune in starea de repaus.

h =

1

O astfel de presupunere este conforma cu realitatea numai in cazuri exceptionale, presiunea laterala ce actioneaza asupra armaturii constructiilor subterane putand atinge aceste valori numai in rocile plastice, cum ar fi rocile argiloase.Un mod de abordare valabil pentru excavatiile subterane executate in roci dure este de a admite ipoteza prin care consolidarea suprafetei acestora este solicitata de catre componenta greutatii rocii de sub bolta naturala la o miscare de-a lungul planelor de discontinuitate, ca si in cazul taluzelor rocilor. In principiu pot aparea doua cazuri de reper, statistic diferite:planele de discontinuitate inclina spre golul excavat sau cad inspre masivul de roca.Valorile si directia fortelor de ancoraj se pot estima cel mai bine utilizand metoda grafica. De obicei se presupune o formatiune de roci instabila, delimitata la baza de un plan de forfecare cu inclinarea respectiva ce trece pe la partea inferioara a suprafetei , iar la partea sa superioara de cea mai coborata limita a boltii protectiei de beton(daca aceasta a fost executata deja), sau de bolta naturala, amandoua compensand roca.Amplasarea si inclinarea ancorelor se proiecteaza ca si in cazul taluzelor de roca.Amplasarea si inclinarea ancorelor se proiecteaza ca si in cazul taluzelor de roca in cele mai eficiente pozitii, adica astfel incat cu un numar minim de ancore sa se intersecteze toate suprafetele potentiale de forfecare.Unghiul format intre ancorele pretensionate si aceste suprafete trebuie sa fie mai mic decat unghiul de frecare interna .

7.4. ANCORAREA VETREI EXCAVATIILOR SUBTERANE In cazul in care in vatra galeriei excavata se produc ridicari datorita umflarii rocii, foarte eficiente s-au dovedit a fi ancorele nepretensionare.Astfel, in tronsonul experimental al unei galerii de 2, 40 m latime in care s-au semnalat ridicari curente de 1.40m, dupa fixarea a patru tiranti de 1.50 m lungime pe sectiuni transversale la echidistanta de 0.90m, deformatia verticala a fost redusa la 10 cm.

164

Amplasarea gaurilor de ancoraj in vatra unor astfel de goluri excavate se face empiric.Tirantii trebuie sa fie montati cel mai rapid posibil dupa terminarea excavatiei, adancimea de ancoraj trebuie sa fie suficienta(1/3 sau din latimea galeriei), iar mortarul trebuie sa faca priza rapid. 7.5. ANCORAREA SUPRAFETELOR PUTURILOR Puturile verticale si inclinate sunt si ele adesea asigurate prin ancoraje. Analizele teoretice ale presiunii rocii asupra unor astfel de sustineri se obtin, ca si in cazul suprafetelor rocii, din starea de eforturi transversale produse de actiunea pe verticala a masivului de roci; totusi in acest mod nu se obtin decat valor aproximative si in general nefavorabile.Zona cu eforturi crescute se dezvolta dupa excavarea putului, coaxial cu aceasta ca o bolta naturala inchisa.Aceasta zona preia presiunile externe ale masivului, iar consolidarea este necesara numai pentru rigidizarea sustinerea rocii destinse din suprafata excavatiei.Pentru acest scop cele mai potrivite tipuri de consolidare sunt cele cu ancoraje mai usoare. Pentru rocile mai slabe, ancorele sunt dimensionate pentru solicitarea la o presiune activa:

h = h k a = h tg 2 45 2 In functie de orientarea structurala a excavatiei si de cerintele de asigurare , h se ia egal cu adancimea fata de suprafata sau fata de limita inferioara a celei mai apropiate sectiuni asigurate a putului.In rocile tari, blocurile individuale, solicitate de greutatea lor proprie, sunt asigurate de obicei prin ancorarea impotriva miscarii lor pe suprafetele de discontinuitate.Sectiunile de put circulare sunt cele mai favorabile din punct de vedere static. E.Thomas descrie un exemplu sugestiv de ancoraj cu ancore pretensionate a suprafetelor unui put de extractie vertical. Ancorarea tavanelor si peretilor lucrarilor subterane inclinate si a puturilor de extractie (fig.11) prezinta interes deosebit, deoarece executia oricarui alt sistem de sustinere este foarte dificila. Cele mai bune rezultate in stabilizarea peretilor puturilor de extractie si a excavatiilor miniere supuse la mari eforturi se obtin cu ajutorul ancorelor nepretensionate, incastraturi in intregime in beton, fara cap exterior care ar impiedica introducerea materialului de cimentare. Pentru betonare, cele mai adecvate sunt cimenturile pe baza de rasini sintetice, deoarece, chiar dupa intarire, ele raman sufiecient de elastice pentru a rezista la efectele severe ale socurilor produse in timpul inaintarii si dislocarii rocii.

165

Fig.11 Consolidarea tavanului unui suitor cu tirantii nepretensionati fixati cu rasina Ancorarea captuselilor de beton ale galeriilor si puturilor hidrotehnice sub presiune are ca scop asigurarea cooperarii intre captuseala si roca din jur.In acest fel o captuseala de beton armat ancorata poate inlocui blindajele de otel costisitoare.

166

Capitolul 8 DEROCAREA PRIN LUCRARI DE IMPUSCARE 8.1. MECANISMUL SFARIMARII ROCILOR PRIN EXPLOZIEExplicarea mecanismului sfarimarii rocilor prin explozie nu se poate face fara a tine seama de mecanismul de transmitere a energiei explozive in roca si de starea de tensiune din masiv. Este cunoscut faptul ca, la o initiere corespunzatoare, intr-un exploziv are loc o reactie de descompunere, viteza reactiei fiind determinata de tipul substantelor care intra in compozitia explozivului.Viteza de propagare a undei detonante in masa explozivului este de 2000...8000m/s.In frontul undei detonante se dezvolta o presiune de(5....500) 105 kN / m 2 , care se transmite rocii sub forma unei unde de soc, avand aceeasi directie de propagare cu unda detonanta.Valoarea undei de soc este determinata de indicele de incarcare cu exploziv a camerei de explozie.In cazul unui indice de incarcare unitar, din valoarea undei detonante se va pierde numai acea parte care se reflecta de peretele camerei de explozie.Cand camera de explozie nu mai este umpluta complet, produsele reactiei se dilata radial, pana ating peretii, situatie in care presiunea undei incidente pe peretii camerei de explozie scade la o valoare mai mica decat cea din frontul undei de soc. Presiunea transmisa se propaga prin roca sub forma unei unde oscilante prin intermediul careia se transmite energia socului.Ca urmare a distribuirii energiei pe suprafete din ce in ce mai mari, precum si a faptului ca mediul in care se propaga nu este perfect elastic, intensitatea oscilatiilor(care depinde de valoarea socului initial)scade rapid, unda amortizandu-se. In zona imediat urmatoare camerei de explozie, datorita valorilor foarte mari ale presiunii, comparativ cu rezistenta la compresiune a mediului, au loc deformatii plastice.In acest domeniu unda nu oscileaza , ea propagandu-se la viteze supersonice sub forma unei unde de compresiune. Unda de soc amortizata se propaga in continuare sub forma de oscilatii elastice avand viteze si directii de propagare diferite. In acest domeniu, unda de soc se propaga la viteze apropiate de viteza de propagare a sunetului in tipul respectiv de roca.Miscarea generala a unei particule se compune din oscilatii longitudinale si oscilatii transversale. In cazul oscilatiilor longitudinale(care genereaza o miscare sub forma de unda de compresiune), particulele oscileaza ca urmare a modificarii formei si volumului prin compresiune, in sensul de propagare a frontului undei.Undele transversale generate de oscilatiile transversale ale particulelor de roca genereaza oscilatii ca urmare a modificarilor de forma cauzate de fortele de forfecare, perpendiculare pe directia de propagare a frontului de unde.Energia undelor de soc si elastice, viteza 167

lor de propagare precum si frecventa oscilatiilor, depind in mare masura de caracteristicile fizicomecanice ale rocilor impuscate.Partea de energie rezultata in urma reactiei explozive va fi cu atat mai mare cu cat raportul impedantelor acustice ale explozivului si rocii va fi mai aproape de unitate. Cunoscandu-se modul de transmitere a undei de soc in masiv, se poate studia si modul de transmitere a energiei de la exploziv la roca.Este cunoscut ca presiunea din frontul undei de soc depaseste foarte mult valoarea rezistentei la compresiune a rocilor celor mai rezistente.Ca urmare, in imediata apropierea a incarcaturii(2-3 raze a acesteia), are loc o maruntire a rocii, valoarea presiunii reducandu-se la valori care nu mai fac posibila propagarea in continuare a undei sub forma de unda de compresiune.Totusi, datorita castantei rocilor, in zona urmatoare se produc transformari reversibile cum ar fi rupturi, crapaturi si fisuri.In continuare, unda de soc fiind aproape amortizata complet, se propaga sub forma de oscilatii elastice, care se manifesta prin vibratii. In concluzie se poate mentiona ca sunt trei zone de influenta a exploziei(fig 8.1):zona de maruntire, zona de fisurare si zona deformatiilor elastice(vibratii). Starea tensiunilor unui masiv aflat sub influenta undelor de soc generate de explozii se poate studia in fig.5.2.Dupa cum se observa, particula elementara este supusa unei compresiuni radiale si unei intinderi tangentiale, carora le corespund tensiuni de comprimare, respectiv tangentiale.Tensiunile tangentiale sunt generate de asemenea de unda de compresiune radiala si apar in plane tangente pe frontul acestei unde.

Fig.8.1.Zonele de influenta a exploziei unda incidenta:1 zona de deformatiilor plastice;2 zona de fisurare;3 zona

Fig.8.2.Starea de tensiuni din masiv

168

deformatiilor elastice;unda reflectata: 1 zona de fisurare;2-zona deformatiilor elastice. Ca urmare sunt generate unde transversale, care se propaga cu o viteza mai mica decat viteza de propagare a undei longitudinale(radiale). La trecerea dintr-un mediu in altul, pe planele de separare, ambele tipuri de unde se reflecta si refracta, respectand intocmai principiile lui Huygens. Modul de propagare a undelor de tensiune, ajunse la suprafata de separare a celor doua medii, se poate determina din relatiile:r = R = 22 C2 i 1C1 + p 2 C2 2 C2 1C1 i 2 C2 + p1C1 (8.1) (8.2)

in care: i , r si R sunt tensiunile transmise in mediile 1 si 2 de catre unda incidenta, unda refractata si cea reflectata; C - impedantele acustice ale indiciilor 1, respectiv 2. Se observa ca in cazaul in care impedantele acustice ale celor doua medii sunt egale, unda incidenta se transmite in totalitate mediului al doilea, valoarea undei reflectate fiind nula.In cazul in care impedanta acustica a mediului 2 este mai mica decat cea a mediului 1, unda incidenta nu se propaga in totalitate in cel de al doilea medeiu, o parte din acesta reflectandu-se pe suprafata de separare.Trebuie mentionat ca, in acest caz unda reflectata se transforma din unda de compresiune in unda de intindere (expresia capata semnul minus). Cunoscandu-se starea de tensiune din masiv, se poate stabili mecanismul de rupere.Dupa cum sa mentionat mai sus, datorita valorii foarte mari a presiunii din frontul undei de soc, in zona imediat urmatoare camerei de explozie au loc deformatii plastice, care se manifesta printr-o maruntire excesiva a rocii.De la marginea acestei zone se formeaza fisuri radiale, care sunt orientate atat spre suprafata libera cat si spre masiv.In zona deformatiilor elastice se pierde o cantitate mare de energia transmisa rocii si ca urmare unda nu mai este capabila sa invinga rezistenta la compresiune a rocii.Insa, avandu-se in vedere faptul ca intr-un plan tangent la frontul undei de compresiune apar solicitari la la tractiune, apar noi fisuri in masiv(fig.8.3.a).Intalnind plane de separare intre diferitele tipuri de roci din masiv, fisuri naturale, crapaturi si chiar crevase, sistemul de unde de compresiune si tractiune se reflecta si se refracta, dand nastere la noi tipuri de unde, respectiv creind o stare complexa de tensiuni in masiv.Ca urmare, sistemul de fisuri existent in masiv, sau cel creat de undele incidente, se dezvolta in continuare.De asemenea, trecand in medii cu impedanta acustica mai mica, unda de compresiune se

169

transforma in unda de tractiune.Deoarece rezistenta la tractiune a rocii este mult mai mica decat rezistenta la compresiune, solicitarile la tractiune care iau nastere conduc si ele la extinderea sistemului de fisuri din masiv.Intalnind suprafata libera, deoarece impedanta acustica a aerului este foarte mica comparativ cu impedanta acustica a rocii, aproape in intregime unda de compresiune se reflecta, propagandu-se in masiv ca unda de tractiune.Unda reflectata se propaga in cercuri concentrice avand ca centru un punct imaginar, punct care este imaginea in oglinda a incarcaturii fata de suprafata libera.(fig.8.3, b).Acum masivul se detensioneaza, iar roca sfaramata se misca spre suprafata libera. Inca din aceasta faza roca din zona imediat apropiata de suprafata libera se desprinde de masiv. In continuare, ruperea rocilor se petrece mai lent, sub influenta produselor gazoase ale exploziei aflate la presiune si temperatura ridicate.Acestea patrund in sistemul initial de fisuri creat de unda de compresiune, dezvoltandu-le in continuare. Fisurile radiale se largesc, suprafata libera a masivului cedeaza si roca este impinsa inainte(fig.8.3, c).

Fig.8.3 Mecanismul sfaramarii rocii prin explozie: 1....5 pozitiile undei de compresiune;I, II pozitiile undei reflectate de suprafata libera. detensionare, roca se sfarma sub actiunea eforturilor de tractiune detasare;roca sfaramata se misca in spatiul liber. Ansamblul de tensiuni rezultat din actiunea combinata a presiunii gazelor si a tensiunilor create de unda de soc incipienta conduce la fragmentarea rocii si detasarea sa din masiv. 170

Pe masura propagarii sale in masiv, daca nu intalneste o suprafata libera, unde de compresiune se transforma in unda seismica, raza de propagare a undei seismice fiind determinata de cantitatea de exploziv impuscata deodata si de proprietatile elastoplastice ale mediului prin care se propaga.

8.2. LUCRARI DE IMPUSCARE IN SUBTERANAlegerea tipului de exploziv

Pentru efectuarea lucrarilor de impuscare in subteran in conditii de eficienta si siguranta alegerea explozibilului are o importanta deosebita. Selectarea explozivului optim pentru o anumita situatie data se face in baza criteriilor geominiere, energetice si de o siguranta a explozivilor precum si de eficienta economica. Dupa criteriul geominier alegerea explozivului se face in functie de: existenta emanatiilor de gaze si pulberi explozive; temperatura rocilor; prezenta apei; proprietatile rocilor, in mod deosebit rezistenta acestora fata de actiunea de dislocare; necesitatile tehnologice sub aspectul volumului de dislocare impus.

Prin prisma criteriului energetic, la alegerea explozivuluise are in vedere concentrarea volumetrica a energiei, presiunea de explozie, cantitatea si durata de actiune a produselor de explozie, necesare dislocarii rocilor din masiv. Dupa criteriile de siguranta, trebuie alesi explozivii care prezinta stabilitate ridicata, siguranta in timpul procesului de incarcare mecanizata a gaurilor si toxicitate redusa a gazelor de explozie. Eficienta economica orientativa, in faza de selectare a explozivului optim, se poate aprecia functie de costul unitatii de energie(C)degajata de exploziv: C= unde: C1 este costul unui kilogram de exploziv.lei/kg; QE - caldura de explozie, kJ/kg; C2 - costul perforarii, lei/dm3 ; - densitatea de incarcare; K- coeficent de incarcare; 171 C C1 C + 2 + 3 [lei / kJ] Q E Q E K Q E (8.3)

C3 - costul incarcarii, lei/dm 3 . Cunoscandu-se conditiile geominiere, cerintele tehnologice de eficienta si siguranta, precum si caracteristicile pe care le ofera explozivii, alegerea tipului de exploziv adecvat devine o problema solutionata.Alegerea modului de initiere a incrcaturilor

Se cunoaste ca factorul principal de distrugere si dislocare la explodarea incarcaturii de exploziv este unda de soc care trece prin mediu si care solicita deplasarea particulelor mediului, distrugerea densitatii lui si formarea fisurilor. Procesul este definitivat de produsele gazoase ale detonatiei care patrund in fisuri si prin destindere realizeaza detasarea masei de roca. La impuscarea instantanee(cu capse tip CEIN-Cu), roca din jurul fiecarei incrcaturi se comporta astfel ca si cum ar fi avut loc detonarea intregii incarcaturi intr-o singura gaura, ceea ce face ca efectul de rupere sa fie nesatisfacator. La impuscarea cu intervale mari de timp(cu capse de tip CE 0, 5-Cu), dislocarea rocii provocata de explozia incarcaturilor dintr-o serie este total independenta de explodarea incarcaturilor din seria urmatoare, ele asigurand doar formarea de noi suprafete libere. Totodata, utilizarea impuscaturii cu intarzieri mari in lucrari miniere grizutoase si cu pulberi explozive poate conduce la modificarea atmosferei frontului in cursul impuscarii, datorita degajarii de metan si formarii de praf inflamabil in suspensie , precum si la suprafata etanseitatii incarcaturilor in timpul impuscarii.Inlocuirea impuscarii cu intarzieri mari , cu cea instantanee , elimina deficientele semnalate, dar conduce la randamente de rupere scazute, imprastierea materialului derocat pe distante mari si la deranjarea tavanului si a sustinerii lucrarilor miniere. Prin aplicarea impuscarii milisecunda, dezavantajele impuscarii instantanee si cu intarzieri mari sunt eliminate. Impuscarea milisecunda asigura valorificarea la un nivel superior a energiei de de explozie.Efectul ridicat se datoreaza explodarii incarcaturilor de intervale succesive de timp mici, astfel incat masivul de roca nu se elibereaza de tensiunile remanente produse anterior explodarii incarcaturilor dintr-o serie noua. Acest mod de lucru conduce la un efect de rupere bun, o fragmentare uniforma, profilare regulata a lucrarilor si reducerea vibratiilor. In procesul de impusare milisecunda participa simultan urmatoarele efecte: interferenta undelor de soc, respectiv interferenta oscilatiilor particulelor de roca; 172

-

ciocnirea reciproca a masei; insumarea tensiunilor remanente; formarea de noi suprafete libere(fisuri)care permit reflectarea undelor de compresiune in cat mai multe puncte si transformarea lor in unde de tractiune.

Hotarator este deci marimea intervalului de intarziere intre incarcaturile care sunt explodate intr-un front de lucru.Recomandarile literaturii de specialitate cu privire la stabilirea intervalului de intarziere se pot ordona dupa cum urmeaza.

In baza efectului de interferenta-Timpul de intarziere dupa Pokrovski se stabilete prin formula:t= a 2 + 4W 2 [s] V (8.4)

in care: a este distanta intre gauri, m; W anticipanta, m; v viteza de propagare a undelor in roca, m/s. -Evstropov a stabilit urmatoarea relatie: t = K 2W [s] vS 0 W 200 2500 v 5000 in care: v S este viteza sunetului in roca, m/s; K coeficentul cu valoarea:2 pentru roci dure, 1-2 pentru roci de tarie medie. -Drukovanyi si Gaek recomanda stabilirea intervalului optim de intarziere cu relatia: t = t1 + t 2 + t 3 [ms] (8.6) (8.5)

corespunzatoare pentru conditiile

in care: t1 este timpul necesar de propagare a undei de la gaura incarcata, la suprafata libera, ms; t 2 - timpul necesar pentru formarea de fisuri de la incarcatura la suprafata libera, ms; t 3 - timpul necesar pentru formarea de suprafete libere suplimentare in masiv, ms

173

t1 = 1 2 ms t2 = W v k K k cos / 2 W 2 tg / 2 d

t 3 = 80 10 6

unde: v k - este viteza de dezvoltare a fisurilor in masivul compact, m/s; K k - coeficent de diaclazare a maisvului(0, 5-0, 9); - unghiul de deschidere a conului de explozie; - greutatea volumetrica a rocii, kg/ m 3 ; d- diametrul gaurii de mina, m.

Pe baza cercetarilor practice-Galantgunov a stabilit urmatoarea relatie: a t 10 [s] v -Turuta recomanda urmatoarea relatie: t = K k W(24 f ) [ms] in care:f este coeficentul lui Protodiakonov, functie de taria rocii -In R.S. Cehoslovacia se utilizeaza urmatoarea relatie: (8.8) (8.7)

in care;v este viteza de propagare a undelor a carei valoare este funcite de caracteristicile rocilor, m/s;

t = K W [ms]in care K estecoeficent cu valoarea 3-7 functii de impedanta acustca a rocii.. -Aplicand statistica matematica s-a stabilit relatia:

(8.9)

t = 46,68 2.44f [ms]

(8.10)

Pentru a se formula o opinie in legatura cu incercarile de optimizare a intervalului de intarziere, in tabelul 8.1 se prezinta sintetic rezultatele calculelor dupa diversi autori in urmatoarele conditii: -taria rocii:roci moi f=1; roci destul de moi f=2 ;roci semitari f=3;roci destul de tari f=5;roci tari f=8. -anticipanta:W=1 m -distanta intre gauri:a=1 Din analiza rezultatelor se conchid urmatoarele: -relatiile lui Pokrovski, Evstropov, Drukovany, Galantgunov si cea aplicata in R.S.Cehoslovacia dau valori mult prea mici pentru anticipantele si distantele intre gauri, practicate in subteran.Formulele respective sunt adecvate lucrarilor de impuscare de la exploatarile de zi; 174

Tabelul 8.1Intervalul de intarziere(in ms) calculat dupa relatiile stabilite de diversi autori

Intervalul de intarziere calculat Dupa Pokrovskit= a 2 + 4W 2 V

Coeficentul lui Protodiakonov(f) 1 1, 17 2 1, 06 3 0, 92 5 0, 79 8 0, 51

Dupa Evstropov t=K 2W VS

0, 57

0, 57

0, 50

0, 50

0, 44

Dupa Galantgunov t 10 a v

5, 2

4, 7

4, 1

3, 5

2, 3

Dupa Drukovanyit = t1 + t 2 + t 3 t1 = 2ms t2 = W v K K K cos / 26

4, 5

4, 5

4, 5

6, 0

6, 0

W 2 tg / 2 t 3 = 80 10 d

Dupa Turuta t = K K W(24 f ) Dupa relatia aplicata RS Cehoslovacia

18, 4

17, 6

16, 8

15, 2

12, 8

7

7

6

6

5

t = KWDupa formula rezultata prin 44, 24 aplicarea statisticii matematice 41, 8 39, 36 36, 92 34, 48

t = 46,68 2.44f

-formula rezultata din aplicarea statisticii matematice optimizeaza marimea intervalului de intarziere, dand valori care sunt in limitele intervalelor stabilite prin cercetari experimentale in subteran: 175

20-30 ms, pentru rocile tari si foarte tari; 30-40 ms, pentru rocile de tarie medie; 40-45 ms, pentru rocile de tarie redusa (moi).Lucrari de impuscare cu gauri in mina Parametrii lucrarilor de perforare impuscare la saparea lucrarilor miniere orizontale si inclinate Consumul specific de exploziv.Consumul specific de exploziv (kg / m 3 ) in principal depinde

de urmatorii factori: -taria rocii;odata cu cresterea tariei rocilor, creste consumul de exploziv; -sectiunea lucrarii miniere;consumul specific de exploziv scade odata cu cresterea sectiunii lucrarii miniere, iar pentru sectiunile mari (peste 18m 2 ) consumul specific de exploziv se mentine constant; -lungimea gaurii de mina;cresterea lungimii gaurilor peste o anumita valoare este insotita de cresterea consumului specific de exploziv datorita rezistentei sporite a masivului de roca fata de actiunea de dislocare prin impuscare; -capacitatea de dislocare a explosivului;cu cat concentrarea volumetrica a energiei explosivului este mai mare cu atat scade consumul specific de explosivl -diametrul cartuselor de explosiv ;odata cu cresterea diametrului cartuselor de explozivi pana la valori de 40-45 mm scade corespunzator consumul de explozivi. In activitatea de proiectare, pentru stabilirea consumului specific de exploziv se uzeaza de o serie de relatii empirice stabilite de diferiti autori(tabelul 8.2).Valorile obtinute din calcule trebuie insa sa fie corelate cu consumurile specifice realizate in practica in conditii similare. Stabilirea unui consum specific de exploziv mai mic fata de valoarea optima conduce la realizarea unui salt(pas in avans)redus si la o conturare a profilului necorespunzatoare.Un consum specific de exploziv marit fata de valoarea optima determina cresteea costului lucrarilor de perforareimpuscare, fisurarea intensa a rocilor inconjuratoare, instabilitatea profilului si deterioararea sustinerii.

176

Determinarea consmului specific de exploziv

Tabel 8.2

Autorul M.M. Protodiakonov

Formulaf 520 q=e , e= S P2

Semnificatia notatiilor q-consum specific de exploziv, kg / m 3 e- coeficentul capacitatii de lucru;

1 520cm 3 -capacitatea de lucru a dinamitei gelatina q = 0,5 e 0, 2f + c, S 92% de fabricatie sovietica 520 P- capacitate de lucru a explozivului e= P cm3 ; 415 D II Ibraev q= f a s b f- coeficentul de tarie a rocilor(tabelul 8.3) s- sectiunea lucrarii miniere, m 2 ; c- coeficent care tine seama de numarul suprafetelor libere: c=1, pentru o suprafata libera c=0, 6-0, 72, pentru 2 suprafete libere; a-coeficent(0.25-0.30); b-coeficent in functie de tipul explozivului; N.M. Pokrovskiq = 0,1 e1 f V g 400 e1 = P

b=1, 2, pentru explozivii de capacitate mare b=0, 8, pentru explozivii de capacitate mai mica; V-coeficent de rezistenta a rocilor, fata de actiunea dislocarii lor din masiv; V= 6,5 -pentru o suprafata libera S

V=1, 2-1, 5-pentru 2 suprafete libere g- coeficent de structura a rocilor(tabelul 8.4).Incarcatura pe gaura de mina.Cantitatea de exploziv necesara pentru dislocarea rocii, in

vederea realizarii unui salt(pas de avans), se determina cu relatia: Q = q S lg in care: q- consumul specific de exploziv, kg / m 3 ; 177 [kg] (8.11)

S-sectiunea lucrarii, m 2 ; l g - lungimea gaurilor, m; - coeficentul de rupere a gaurilor.Clasificarea rocilor pe baza rezistentelor la compresiune dupa M.M.Protodiakonov

Tabelul 8.3 Categoria rocii I II Extrem de tari Foarte tari Gradul de tarie Coeficent de tarie, f 20 15 Cuartite foarte tari compacte si tenace si altele exceptional de tari Roci granitice foarte tari, porfire cuartoase, granit foarte tare, gresii si calcare f.tari, minereuri de fier foarte tari III III-a IV IV-a V V-a VI Tari Tari Destul de tari Destul de tari Semitari Semitari Destul de moi 10 8 6 5 4 3 2 Granite compacte, gresii si calcare foarte tari, filoane cuartifere minereuri de fier tari Calcare tari, granite, gresii tari, marmura tare, dolomite, pirite. Cuartite fisurate, gresii obisnuite, minereuri de fier. Sisturi cuartoase, gresii sitoase. Sisturi argiloase tari, gresii si calcare mai putin tari, conglomerate moi Diferite sisturi, marne compacte, unele minereuri de fier Sist moale, calcare foarte moi, creta, sare gema, gips, antracit, marna obisnuita, gresie alterata, pietris cimentat, teren pietros VI-a VII VII-a Destul de moi Moi Moi 1, 5 1 0, 8 Teren pietros, sisturi dezagregate, pietris sedimentat, carbune tare, argila intarita Argila compacta, carbune moale, terenuri argiloase, aluviuni intarite Argile nisipoase, loess, pietris Denumirea rocii

178

VIII IX X

Pamantoase Dezagregate Curgatoare

0, 6 0, 5 0, 3

Sol vegetal, turba, sol argilos, nisip umed, carbune dezagregat Nisip, grohotis, pietris marunt, sol afinat, carbune extras din strat Teren curgator, teren mlastinos Tabelul 8.4

Coeficentul de structura a rocilor

Caracteristicile rocilor Roci compacte si elastice, sare, roci poroase Roci fisurate Roci sistoase cu tarie variabila cu stratificatie perpendiculara pe directia gaurii Roci masive sfarimicioase Roci cu stratificatie fina, compacta Incarcatura de exploziv in medie pe o gaura va fi: qg = Q [kg] N

Coeficent de structura, g 2 1, 4 1, 3 1, 1 0, 8

(8.12)

unde N este numarul total de gauri din frontul de lucru. In functie de destinatia pe care o au gaurile, incarea pe gaura se stabileste astfel: - pentru grupa gaurilor de sambure q g = (1,1 1,2)q g [kg] -pentru grupa gaurilor de largire -pentru grupa gaurilor de profilare q l ; q g [kg] q p = (0,9 0,95)q g [kg] (8.13) (8.14) (8.15)

Intrucat normativele de protectie a muncii in vigoare interzic taierea cartuselor, trebuie avut in vedere ca in fiecare gaura de mina sa se introduca un numar intreg de cartuse.De asemenea, trebuie avut in vedere faptul ca in minele de carbuni grizutoase, incarcatura de exploziv pe gaura de mina este limitata. Totodata incarcatura de exploziv pe gaura trebuie sa fie corelata si cu lungimea minima de buraj stabilita prin normativele in vigoareNumarul de gauri.Stabilirea unui numar optim de gauri pentru conditiile date permite

repartizarea rationala a cantitatii de exploziv pe intreaga suprafata a frontului si conturarea corespunzatoare a profilului lucrarii miniere. 179

Numarul specific de gauri-numarul de gauri ce revine pe metru cub roca dislocata sau pe metru patrat suprafata de front-este functie de taria rocii, sectiunea lucrarii, lungimea gaurilor de mina, consumul specific de exploziv, si diametrul cartuselor de exploziv. Din cercetarile experimetale efectuate au rezultat urmatoarele: -in lucrari miniere cu sectiunea mde 18 m 2 si cu lungimi de gaura peste 1, 5m, numarul specific de gauri ce revin la 1 m 2 ramane constant; -in lucrari miniere cu sectiunea mai mica de 18 m 2 , cresterea lungimii de gaura determina marimea numarului specific de gauri ce revine la 1 m 2 suprafata front; -marirea diametrului cartuselor de exploziv peste 30 mm favorizeaza reducerea considerabila a numarului de gauri, in cazul sectiunilor mai mari de 16 m 2 , in timp ce la sectiuni sub 16 m 2 nu asigura obtinerea unui numar redus de gauri, intrucat numarul gaurilor de profilare nu pot fi reduse pe seama optimizarii concentrarii energiei explozive in gaurile de mina. Numarul gaurilor se determina cu ajutorul relatiilor empirice redate in tabelul 8.5 urmand ca in practica sa se definitiveze pentru conditiile concrete date, prin tatonari de la o impuscare la alta. Repartizarea numarului total de gauri, pe grupe de gauri, se face funcite de raportul stabilit ce este necesar pentru conditiile date, intre gaurile de simbure, ( n S ) de largire ( n l )si de profilare ( n p ): n S : n l n p = 1: b : c In activitatea de productie in general se intalneste urmatorul raport: 1:0, 5:2 pentru sectiuni mici si taria roci mare; 1:1, 5:2 pentru sectiuni mari. Cunoscand numarul total de gauri(N) si raportul 1:b:c se determina numarul de gauri din fiecare grupa: -numarul gaurilor de sambure n S = N 1 1+ b + c (8.17)

(8.16)

180

Determinarea numarului de gauri

Tabelul 8.5 Autor Protodiakonov Formula Semnificatia notatiilor n- numarul de gauri pe metru patrat f-coeficent de tarie a rocilor; S-sectiunea lucrarii m 2 ; N-numarul total de gauri Bogomolov N = 2,3 f / SqS N = 0,0012 c d2 g

Domeniul de aplicare Roci cu

n = ( 0,2f + 1/ S) 2

f 3 ;rocimonolite sau slab fisurate Lucrari de deschidere si pregatire

q-consumul specific de exploziv; kg / m 3 ; c- coef.de umplere a gaurilor(arportul dintre lungimea incarcaturii de exploziv si lungimea gaurii) d g -diametrul gaurii, m;

VNIIOMSS

N=

1,27 qS 2 c dc

q S lc N= cG Pokrovski IbraevN= 1,3 q S + S c d2 K g f a S b dg

-coeficent de rupere a gaurilor(0, 8-1, 0)d c -diametrul cartusului de exploziv, m; - densitate explozivului kg / m 3 lc -lungimea cartusului de exploziv, m;

N = 41 S

G c - masa unui cartus de exploziv, kg;K- coeficent de indesare a cartuselor de exploziv; a- coeficent(0, 25-0, 30) b-coeficent functie de tipul explozivului; b=1, 2 pentru explozivi de capacitate mare; b=0, 8 pentru explozivi de capacitate mai mica;

N= Suhanov

q S S

n = 1, 67 + 0,17f S(0,33f + 0, 027)

- incarcatura de exploziv care revine la 1m de gaura, kg/ml. Nb 1+ b + c

-numarul gaurilor de largire n1 =

(8.18)

181

- numarul gaurilor de profilare n p =

Nc 1+ b + c

(8.19)

Lungimea gaurilor. Lungimea gaurilor influenteaza direct viteza de sapare si productivitatea

muncii.Ea este functie de o serie de factori, predominanti fiind:proprietatile rocilor, sectiunea lucrarii, parametrii utilajului de perforat, amplasarea gaurilor, tipul explozivilor, saltul(pasul de avans)necesar si precizia de conturare impusa.Factorul hotarator il constituie durata ciclului si ca urmare se recomanda ca lungimea gaurilor sa se stabileasca functie de parametrii care determina durata unui ciclu complet(tabelul 8.6, formulele lui Pavlov si Pokrovski). Lungimea de gaura calculata cu ajutorul relatiilor din tabelul 8.6 trebuie verificata si stabilita in final pentru conditiile de sapare prin cateva impuscaturi experimentale.La stabilirea lungimii de gaura trebuie avut in vedere, de asemenea, corelarea lungimii de gaura cu pasul de sustinere, respectiv cu incarcatura exploziva admisa in cazul minelor grizutoase.Determinarea lungimii gaurilor de mina

Tabelul 8.6 Autorul Formula lg = Bucinev v n z ns nc2 3

Semnificatia l g -lungimea gaurii de mina, m; v- viteza lunara de sapare planificata, m/luna; n z -numarul zilelor lucratoare pe luna; n s -numarul schimburilor pe zi; n c -numarul ciclurilor pe schimb; m- numarul de perforatoare care lucreaza simultatn; V-productivitatea la perforare, m/h; N-numarul de gauri; t pi - suma timpilor de pregatire si incheiere a operatiilor de perforare, incarcare si impuscare, h; Tc -durata unui ciclu h; t g -timpul de incarcare a unei gauri(0, 04-0.05h);

4 m V lg = t pi N

K.V.Pavlov

N tg Tc + ta n lg = N S t s + + m V P L Pentru cazurile cand nu se necesita sustinere, relatia devine: N tg Tc + ta n lg = N S + mV P

N.M. Pokrovski

t a -timpul de impuscare si aeraj(0, 25-0, 5h); q S tg Tc + t a + t c n-numarul de oameni care efectueaza incarcarea gaurilor; lg = 2 q sin S- sectiunea lucrarii, m S + P m V 182

-coeficent de rupere a gaurilor; -coeficent care tine seama de suprapunerea perforarii cu ceaa incarcarii rocii;:

=0, 6-0, 9, la suprapunerea perforarii cu incarcareamecanizata;

=1, in cazul cand procesele respective nu se suprapun(sesucced) P- productivitatea masinii de incarcat, m3 / h t s -timpul de montare a unui cadru de sustinere, m; L-distanta intre cadrele de sustinere, m; q-consum specific de exploziv, kg / m 3 -cantitatea de exploziv ce revine la 1m gaura, kg; t c -timpul consumat datorita trecerii de la o operatie la alta(0, 3-0, 5h); -inclinarea medie a gaurilor fata de frontul de lucru, grade.

Diametrul gaurilor de mina.Diametrul gaurilor de mina are implicatii asupra productivitatii, la

perforare, cat si asupra eficientei lucrarilor de impuscare. In conditiile utilizarii de explozivi incatusati extrem de importanta este optimizarea raportului dintre diametrul gaurilor de mina si a cartuselor de explozivi.Diferenta dintre diametrul gaurilor de mina si a explozivilor incartusati trebui sa fie minima cu scopul de a asigura densitatea maxima de incarcare(concentrare volumetrica a energiei mari)si reducerea volumului de perforare.Pe de alta parte, intre cartusul de exploziv si peretii gaurilor de mina trebuie sa fie mentinut un spatiu corespunzator care sa asigure castuselor o trecere lejera de-a lungul gaurii de mina. Existenta unui raport mare intre volumul gaurii si cel al explozivului (Vg / Ve ) conduce la scaderea presiunii gazelor de explozie.In afara de reducerea efectului exploziei , utilizarea unui raport mare intre volumul gaurii si cel al explozivului conduce la efectul de canal(fig.8.4).Gazele de rezultate din descompunerea exploziva preced unda detoantiei si modifica in avans starea explozivului in sensul ca-l supune unei copmrimari puternice.Prin comprimarea cartusului de catre preunda gazelor de destindere, diametrul acestuia scade la nivelul sau sub valoarea diametrului critic.In aceasta situatie propagarea undei detonante devine imposibila si ca urmare se produc rateuri(cartuse neexplodate). 183

Fig.8.4.Efectul de canal:1- frontul gazelor; 2- frontul undei detonante;3- zona comprimata

Din motivele aratate, raportul dintre diametrul gaurilor si cel al incarcaturilor explozive este limitat la 1, 25.Privit sub aspectul securitatii, nerespectarea raportului limita poate conduce la aparitia fenomenului de canal, crescand astfel posibilitatea producerii unor detonatii incomplete a incarcaturilor explozive sau la deflagarea acestora, fenomen deosebit de periculos in conditiile minelor cu pericol de gaze si pulberi inflamabile. Din punctul de vedere al eficientei lucrarilor de impuscare, depasirea raportului limita favorizeaza diminuarea randamentului de utilizare a energiei explozive. Ca urmare a celor prezentate, se recomanda ca diametrul taisurilor de sfredel sa aiba valori maxime de 30 mm pentru cartuse cu diametrul de 25 mm si 36 mm, pentru cartuse de 30 mm diametru. La utilizarea amestecurilor explozive simple granulare(in vrac)diametrul gaurilor trebuie sa fie de minim 35 mm, pentru a asigura formarea unor incarcaturi la diametre superioare diametrului critic al acestora.Scheme de impuscare la executarea lucrarilor miniere orizontale si inclinate

Stabilirea unei scheme de amplasare a gaurilor este functie de: -structura si proprietatile fizico-mecanice ale rocilor; -stratificatia rocilor; -sectiunea lucrarii miniere; -numarul suprafetelor libere; -tipul utilajului de perforat; -tipul explozivului si a mijloacelor de initiere; -marimea saltului(pasului de avans)necesar. Dupa importanta, pe care o au in procesul de dislocare a rocilor din masiv, gaurile de mina se grupeaza in: -gauri sambure; -gauri de largire; 184

-gauri de profilare; Prin perforarea unui numar de gauri grupate si explodarea lor cu primele trepte de initiere se formeaza in front o cavitate care va servi pentru incarcaturile urmatoare ca o a doua suprafata libera si ca spatiu necesar pentru afanarea si imprastierea rocii derocate.Problema cheie in acest caz consta in amplasarea si modul de initiere a incarcaturilor, care formeaza samburele. Lungimea pasului de avans este determinata de cea a samburelui, gaurile de largire(rupere), cu un amplasament in general perpendicular pe suprafata frontului au rolul de a exploata suprafata libera creata de sambure.Gaurile de largire incarcate cu exploziv trebuie distribuite corespunzator in sensul de a permite largirea treptata a golului creat de sambure, in corelatie cu proprietatile rocilor si ordinea de aprindere a gaurilor. Gaurile de profilare asigura dislocarea rocii de pe conturul lucrarii miniere in care scop sunt amplasate la o distanta de 10-25 cm fata de conturul lucrarii miniere si perforate cu o inclinare de 8587 o spre exteriorul acestuia. Din cele expuse rezulta ca deosebit de important este alegerea samburelui si stabilirea rationala a parametrilor acestuia. In principiu, samburii pot fi clasificati in uramtoarele grupe: -samburi convergenti; -samburi unilaterali; -sambure cilindrici.Samburii convergenti sunt realizati prin impuscarea unor gauri convergente.Ei sunt

reprezentati prin trei tipuri de baza: -sambure piramidal(fig.8.5); -sambure pana(fig.8.6); -sambure foarfeca(fig.8.7).

Fig.8.5.Sambure convergent piramidal.

185

Conditia de baza pentru formarea samburelui convergent este ca explozivul sa actioneze in adancime, Aceasta impune ca gaurile convergente sa fie cu 10-20 cm mai lungi decat restul gaurilor din front si totodata in adancime gaurile sa se apropie 5-10 cm, una fata de alta.

Samburele piramidal se evidentiaza prin cincentrarea explozivului in adancimea samburelui,fapt care faciliteaza despinderea lui din masiv si formarea cavitatii necesare.Din acest punct de vedere, utilizarea samburelui piramidal se recomanda in roci tari si la folosirea unor explozivi cu putere redusa.

Fig.8.6.Sambure convergent pana:a- pana verticala; b- pana verticala evantai spre tavan;c-pana verticala evantai spre vatra; d- pana orizontala simetrica; e- pana orizontala asimetrica; f- pana inclinata.

Samburele pana are concentrarea explozivului in adancimea samburelui mai mica decat in cazulsamburelui piramidal.Cu taote acestea samburele pana vertical este destul de des utilizat intrucat prezinta avantajul executarii cu usurinta a gaurilor convergente in plan orizontal.Utilizarea samburilor pana se recomanda in cazul rocilo compacte(monolit)de tarie mica si medie sau stratificate.Numarul si directia de inclinare a gaurilor din samburele pana este in principal functie de sectiunea lucrarii si unghiul planului de stratificatie. 186

Samburele foarfeca este constituit doar din doua gauri convergente, amplasate in plane paralelela diferite nivele una de alta(0, 3-0, 6 m).Este cel mai simplu sambure si este indicat in rocile cu tarie redusa(carbune).

Fig.8.7.Sambure convergent foarfeca Lngimea gaurilor convergente este strict limitata de dimensiunile profilului(latime, inaltime)si capacitatea de dezagregare a rocii.In roci cu o rezistenta mare l