Vlastnosti hornin a horského masivu

VYSOKÁ ŠKOLA BÁŇSKÁ - TECHNICKÁ UNIVERZITA OSTRAVA HORNICKO - GEOLOGICKÁ FAKULTA INSTITUT HORNICKÉHO INŽENÝRSTVÍ A BEZPEČNOSTI Vlastnosti hornin a horského masivu Prof. Ing. Vladimír Petroš, CSc. Ostrava, 00 OBSAH 1. 1. Úvod. Fyzikální vlastnosti hornin.1. Hmotové a tíhové vlastnosti hornin.. Prostory v hornině nevyplněné pevnou fází.3. Voda v horninách.3.1. Hmotová vlhkost.3.. Objemová vlhkost.3.3. Stupeň nasycení vodou.3.4. Nasákavost hornin.3.5. Propustnost hornin.3.6. Fyzikálně chemické vlastnosti hornin.4. Plyny v horninách 3. Mechanické vlastnosti hornin 3.l. Pevnostní vlastnosti 3.1.1. Tahové pevnosti 3.1.. Tlakové pevnosti 3.1.3. Pevnosti při tečném namáhání 3.. Přetvárné vlastnosti hornin 3..1. Přetváření horniny do meze pevnosti 3... Přetváření horniny za mezí pevnosti 3.3. Reologické vlastnosti hornin 3.3.1. Plouživost hornin 3.3.. Ochabovost hornin 3.4. Energetická charakteristika hornin 3.4.1. Energetická bilance zjišťovaná na průvodních horninách 3.4.. Energetická bilance uhelných vzorků 3.5. Vlivy působící na zjišťované vlastnosti hornin 3.5.1. Vliv stavu opracování zkušebních tělísek 3.5.. Vliv velikosti zkušebních tělísek 3.5.3. Vliv tvaru zkušebních tělísek 3.5.4. Vliv rychlosti zatěžování 3.5.5. Vliv tuhosti lisu 3.5.6. Vliv vlhkosti horniny

4. Mechanicko - teplotní charakteristika hornin 5. Technologické vlastnosti hornin 5.1. Zkypřitelnost a mezerovitost hornin 5.. Stlačitelnost hornin 5..1. Stlačitelnost celistvých hornin 5... Stlačitelnost rozpojených hornin 5.3. Vnější tření hornin 5.4. Rozpojitelnost hornin 5.5. Abrazivnost hornin 5.6. Tvrdost hornin 5.7. Index tříštivosti 6. Podmínky mezních stavů 7. Klasifikace horského masivu 7.1. RMR systém 7.. Q systém klasifikace horského masivu 7.3. Další systémy klasifikací horského masivu 7.4. Hodnocení klasifikace horského masivu 7.5. Hodnocení stability skalních stěn Seznam literatury 1. Úvod Geomechanika nám má charakterizovat povahu horninového prostředí obklopujícího důlní díla, ve kterých dochází k hornické činnosti. Znalosti povahy horninového prostředí umožňuje efektivně vést důlní díla a hlavně je v mnohých případech rozhodující pro zajištění bezpečnosti při hlubinném dobývání. Rychlý rozvoj mechaniky hornin v posledním období byl vyvolán stále se zvětšujícím výskytem anomálních projevů horského masivu - hlavně důlními otřesy a průtržemi plynů a hornin. To je však jen část problémů, které musí geomechanika řešit. Jsou zde další problémy, spojené např. s postupem hornické činnosti do větších hloubek, řešení stability lomových stěn a pod. Celá řada problémů, které musí být řešeny, je značně složitá a musí být řešena komplexně s co nejširším záběrem vědních oborů, které se zde mohou uplatnit. V poslední době je třeba řešit i geomechanické problémy spojené s uzavíráním dolů, případně i jejich konzervací. V některých lokalitách je povolení hornické činností vázáno na podstatnou eliminaci vlivů dobývání na povrch. Tento úkol vyžaduje rovněž řešení řady geomechanických úkolů.. Fyzikální vlastnosti hornin Vyjadřují fyzikální stav jednotlivých hornin, případně celého masivu, a to zejména pokud jde o objektivní obraz složení, stavby a hmotnostních veličin. Fyzikální vlastnosti obvykle rozdělujeme do několika skupin: hmotové a tíhové vlastnosti, vlastnosti vztahující se na prostory v hornině nevyplněné pevnou fází, stanovení a působení vody v horninách, sorpční vlastnosti a další..1. Hmotové a tíhové vlastnosti hornin Při určování hmotových a tíhových vlastností je třeba brát v úvahu jednotlivé fáze hmoty:

- pevná fáze (horninová hmota), - kapalná fáze (obvykle voda), - plynná fáze (metan, vzduch, CO a další). Podle toho, které z těchto fází bereme v úvahu, rozeznáváme u hornin různé hmotové vlastnosti: měrnou hmotnost ρ, objemovou hmotnost, která se dále dělí na: objemovou hmotnost vysušené horniny ρ ο, objemovou hmotnost vlhké horniny ρ ov, objemovou hmotnost nasycené horniny ρ on, objemovou hmotnost úložní ρ ou, sypnou hmotnost ρ s. Měrná hmotnost ρ vyjadřuje poměr hmotnosti pevné fáze horniny k objemu pevné fáze, tj. k objemu bez pórů, trhlin apod. Měrná hmotnost slouží k výpočtu dalších vlastností hornin - pórovitosti a hutnosti. Objemová hmotnost vysušené horniny ρ o vyjadřuje poměr hmotnosti pevné fáze horniny k jejímu celkovému objemu - včetně pórů, trhlin apod. Tato objemová hmotnost rovněž slouží k výpočtu pórovitosti a hutnosti horniny. Objemová hmotnost vlhké horniny ρ ov je definována jako poměr celkové hmotnosti horniny při dané vlhkosti k celkovému objemu horniny. Je nejběžnějším parametrem pro stanovování produkce při hornické činnosti, zatížení vyvolané horninou apod. U tohoto parametru by mělo být uváděno, pro jakou vlhkost platí. Objemová hmotnost nasycené horniny ρ on je vyjádřena obdobně jako objemová hmotnost vlhké horniny s tím rozdílem, že hornina byla předem nasycena kapalinou (běžně vodou). U tohoto parametru by měl být uveden způsob nasycování, protože nasycení bude různé v laboratorních podmínkách a in situ. Objemová hmotnost úložní ρ ou je definována jako poměr celkové hmotnosti horniny v přirozeném uložení k celkovému objemu s přihlédnutím ke změně objemu vlivem působícího napětí. Je dána objemovým přetvořením horniny ε v, takže objemovou hmotnost úložní můžeme vypočítat z objemové hmotnosti přirozeně vlhké horniny ρ οv ze vztahu: ρov ρou ε 1 v (1) Objemové přetvoření je závislé na působícím napětí v daném místě a na objemovém modulu přetvárnosti K o, pak ρou ρov 1 K o () Vzhledem k tomu, že ve stávajících hloubkách je působící napětí vzhledem k objemovému modulu přetvárnosti K o velmi malé, je ρ ou ρ ov. Pro většinu výpočtů můžeme tedy používat této přibližné rovnosti. Objemová hmotnost úložní se používá hlavně k výpočtu objemové tíhy úložní a z toho plynoucí gravitační tíhy hornin. Sypná hmotnost hornin ρ s je definována jako hmotnost objemové jednotky rozpojené horniny (bere v úvahu celkový objem včetně mezer mezi jednotlivými horninovými kusy). Můžeme ji stanovit z objemové hmotnosti vlhké horniny: ρov ρs k (3) kde k je součinitel nakypření horniny. 1

Součinitel nakypření horniny je velmi proměnlivý a bude o něm pojednáno v kapitole o technologických vlastnostech hornin. Sypnou hmotnost používáme při výpočtech výkonů dopravních zařízení, obsahu vozů, zásobníků, zatížení technologických zařízení, které přicházejí do styku s rozpojenou horninou apod. Hmotové vlastnosti se vyjadřují v Mg. m -3 nebo v kg. m -3. Z hmotových vlastností se pomocí gravitačního zrychlení g odvozují odpovídající tíhové vlastnosti. Rozeznáváme tedy měrnou tíhu γ ρ. g, objemovou tíhu suché horniny γ ο ρ ο. g, objemovou tíhu vlhké horniny γ ov ρ ov. g, objemovou tíhu nasycené horniny γ on ρ on. g, objemovou tíhu úložní γ ou ρ ou. g, sypnou tíhu horniny γ s ρ s. g, Tíhové vlastnosti se vyjadřují v kn. m -3. Nejvíce se používá objemové tíhy úložní a sypné tíhy pro výpočet napětí, které horniny vlastní tíhou vyvolávají (geostatický tlak, zatížení výztuže, základky, zásobníků apod.)... Prostory v hornině nevyplněné pevnou fází Horniny jsou prostoupeny dutinami různých rozměrů a tvarů. Podle velikosti můžeme dutiny v horninách a horském masivu rozdělit na jeskyně, kaverny, póry, trhliny a pukliny. V mechanice hornin se zabýváme hlavně pórovitostí. Pórovitostí se rozumí poměr objemu pórů V p k celkovému objemu horniny V o. V p V p p. 100 (%) (4) Vo V + V p kde V je objem pevné fáze horniny. Pórovitost je důležitá z hlediska jímavosti, komunikace kapalin i plynů a proto rozlišujeme pórovitost celkovou a efektivní. Celková pórovitost vyjadřuje procentuální podíl veškerých pórů v celkovém objemu horniny a určuje se většinou výpočtem z měrné a objemové hmotnosti horniny: ρ ρo p c 100 ρ (%) (5) Mimo tento způsob zjišťování celkové pórovitosti je možné ji zjišťovat volumometricky v Russelově volumometru. Na rozdíl od celkové pórovitosti efektivní pórovitost p e uvažuje pouze póry schopné komunikace. Doplňkovou hodnotou pórovitosti do 100 % je tzv. hutnost h (kompaktnost) hornin, která je definována jako podíl objemu pevné fáze k celkovému objemu horniny. ρo h ρ 100 (6) Pozorování a měření ukazují, že na pórovitosti závisí celá řada parametrů fyzikálně mechanických vlastností hornin (objemová hmotnost, pevnost při různých způsobech namáhání, modul přetvárnosti, pružnosti, apod.). Pórovitost se mění v závislosti na působícím napětí. Při laboratorním zjišťování přichází v úvahu většinou pouze pórovitost. Pokud by horninový vzorek obsahoval i jiné druhy dutin, toto rozlišení by bylo obtížné.

Trhlinovatost, příp. kavernósnost vyjadřuje obdobně jako pórovitost objem těchto dutin vztažený k objemu celé horniny. V mechanice hornin rozlišujeme trhlinovatost podle porušujícího napětí a směru porušení vzhledem k vektoru napětí: a/ Trhliny vzniklé od normálového napětí: kolmo ke směru působení vektoru napětí - jsou to trhliny v užším slova smyslu; ve směru působení vektoru napětí - pukliny. b/ Trhliny vzniklé od smykového napětí: podél smykové roviny, svírající určitý úhel s vektorem napětí - střihy, podél strukturních rovin od postupujícího smyku - mikrotrhliny. Trhlinovatost má velký význam pro mechaniku horského masivu, jelikož způsobuje diskontinuitu a tím ovlivňuje pevnost hornin, ale hlavně horského masivu a dále vytváří propustné komunikace pro plyny i kapaliny..3. Voda v horninách Voda působí na horniny několikerým způsobem: mechanické účinky: - statické (hydrostatický tlak, vztlak, vytlačování), - dynamické (proudové účinky), fyzikální účinky (kapilární vzlínání), chemické účinky (při krystalizaci), fyzikálně-chemické účinky (bobtnání). Voda ovlivňuje mechanické vlastnosti horniny a mění i některé fyzikální vlastnosti. Voda působí v horninách na jedné straně nepříznivými účinky - tlakové účinky volné vody, hydrostatický tlak, dynamické účinky při proudění v horninách, na druhé straně se snažíme využít vody pro ovlivnění nepříznivých projevů horninového prostředí..3.1. Hmotová vlhkost Kvantitativním vyjádřením vlhkosti hornin se rozumí množství vody obsažené v hornině, které lze z horniny odstranit vysoušením při teplotě 110 do stálé hmotnosti. Hmotová vlhkost w vyjadřuje v procentech hmotnost vody k hmotnosti vysušené horniny: w m m o 100 m (%) ( 7) kde m o je hmotnost vlhkého vzorku, m - hmotnost suchého vzorku horniny. Vlhkost, jakou má hornina v úložních podmínkách, se označuje jako přirozená vlhkost. Přirozená vlhkost hornin je výsledkem pochodu diagenese a epigenese a její hodnota má podstatný vliv na fyzikálně mechanické vlastnosti hornin, a to zejména těch, které citlivě reagují na prostředí uložení. Množství vody dodané hornině uměle (při vrtání s výplachem, zavlažováním, postřikem dopravované rubaniny apod.) označujeme jako umělou vlhkost. Umělé zvyšování vlhkosti je jedním z mála prostředků umožňujících ovlivnit fyzikálně mechanické vlastnosti hornin..3.. Objemová vlhkost Dalším parametrem, který kvantitativně vyjadřuje množství vody v horninách, je objemová vlhkost w o. Objemová vlhkost vyjadřuje procentuálně objem vody v hornině k celkovému objemu horniny. Stanovuje se většinou přepočtem z hmotové vlhkosti:

mv 100 100V v ρv 100mv ρo wo V m o pv. m ρo w ρo wo ρ v (%) (8) kde V v je objem vody v hornině, V o - celkový objem horniny, m v - hmotnost vody v hornině, ρ ϖ - hustota vody, m - hmotnost vysušené horniny, ρ o - objemová hmotnost vysušené horniny. Z objemové vlhkosti horniny se vychází při výpočtu stupně nasycení horniny vodou..3.3. Stupeň nasycení vodou Stupeň nasycení horniny vodou neboli saturace udává poměr objemu vody v hornině V v k celkovému objemu pórů V p : Vv s Vp (9) Úpravou tohoto vztahu dostáváme: wo s pc (10) Stupeň nasycení vodou se mění od 0 do 1,0 a to : s 0 platí pro úplně suché horniny, s 1 pro horniny zcela nasycené vodou. U některých hornin může dojít i k přesycenosti - jestliže vlivem přijímání vody zvětšují svůj objem (bobtnají), nebo u některých zemin může docházet ke vznosu minerálních části při proudění vody. U pevných hornin stupeň nasycení vodou většinou nedosahuje maximální hodnoty a často potřebujeme vědět, kolik vody je hornina schopna pojmout - určuje se nasákavost..3.4. Nasákavost hornin Nasákavost horniny je schopnost horniny přijímat do svých pórů kapalinu. Pro srovnatelnost se určuje hmotová nasákavost smluvně jako přírůstek hmotové vlhkosti, který přijme horninový vzorek za atmosférického tlaku po dobu nejméně 6 dní postupným namáčením v destilované vodě. Takto zjištěnou nasákavost hornin nemůžeme často použít pro praktické výpočty - např. při zjišťování množství vody potřebné pro tlakové zavlažování hornin apod. V takových případech musíme zkoumat nasákavost za obdobných podmínek, za jakých k nasákávání skutečně dochází. Nasákavost můžeme vyjadřovat rovněž objemově, což bývá pro praktické výpočty potřebného množství vody k nasycování hornin vhodnější. Objemovou nasákavost musíme rovněž použít při stanovování stupně nasycení horniny po nasáknutí. U nasákavosti musíme rozlišovat to, zda se jedná o přírůstek vlhkosti od určité výchozí vlhkosti, nebo se jedná o celkové množství vody, kterou je hornina schopna pojmout (nasákavost od nulové vlhkosti).

.3.5. Propustnost hornin Propustnost hornin pro vodu lze definovat jako schopnost horniny propouštět vodu působením tlakového spádu. Tato schopnost se vyjadřuje součinitelem propustnosti k p, který můžeme za předpokladu laminárního proudění stanovit ze vztahu Q µ l k p S. p (11) kde Q je proteklé množství za jednotku času, µ - dynamická viskozita, l - délka horniny, na které dochází k průtoku, S - plocha průřezu horniny kolmá na směr toku, p - tlakový rozdíl na délce l. Součinitel propustnosti má rozměr plochy. Obdobným způsobem můžeme stanovit propustnost pro plyny..3.6. Fyzikálně chemické vlastnosti hornin Pod tímto pojmem se v této kapitole budeme zabývat hlavně bobtnáním hornin a jevy, které s ním souvisí. Bobtnavost je obecně definována jako schopnost horniny zvětšovat svůj objem přijímáním vody. Vyznačuje se: zvětšením objemu horniny, tlakem při bobtnání, zvětšením vlhkosti horniny, růstem plasticity vlivem narůstání hydratace, snížením odolnosti proti vnějším silám. Bobtnání se může vyjadřovat různými způsoby - zvětšením objemu v procentech k původnímu objemu horninového tělíska. Toto objemové nabobtnání se však obtížně stanovuje s časovým průběhem. Často je důležité znát časový průběh bobtnání, který je možné měřit v jedné nebo více osách. V takovémto případě se většinou stanovuje osové nabobtnání jako procentuální vyjádření zvětšení určitého rozměru horninového tělíska k původnímu rozměru. Z tohoto osového nabobtnání můžeme pak přepočtem stanovit rovněž objemové nabobtnání horninového tělíska. Tento přepočet vychází z krychlových zkušebních tělísek za předpokladu, že nabobtnání je ve všech osách stejné. b o kde b o je objemové nabobtnání (%) a - původní délka hrany zkušebního tělíska, b - osové nabobtnání (%). Po úpravě dostaneme: ab a + a 100 a 3 3 3. 100 (%) (1) 3 b b b 3 o b + 3 100 + 4 10 (%) (13) Pro malé hodnoty osové bobtnavosti jsou poslední dva členy pravé strany rovnice velmi malé a oproti prvnímu členu zanedbatelné - objemové nabobtnání je pak zhruba třínásobkem osového nabobtnání.

Časový průběh bobtnání vykazuje většinou na počátku rychlý nárůst, přičemž hornina nabobtná za 70 i více procent z celkové bobtnavosti. Pak se rychlost bobtnání značně sníží. Tlakem při bobtnání rozumíme napětí, které hornina vyvine při styku s vodou za konstantního objemu horniny. Tlak při bobtnání můžeme zjišťovat dvěma metodami. První metoda spočívá v tom, že horninové zkušební tělísko zatížíme určitým napětím, pak přivedeme vodu a zjišťujeme nabobtnání. Toto opakujeme několikrát na dalších zkušebních tělískách při působení různých napětí. Zjištěné parametry vynášíme do grafu - obr. l. Závislost působícího napětí a bobtnavosti aproximujeme křivkou. V místě, kde se křivka dotkne osy napětí, je hodnota tlaku při bobtnání. Nevýhodou tohoto způsobu zjišťování tlaku při bobtnání je to, že musíme mít k dispozici řadu zkušebních tělísek z daného horninového vzorku, které musíme zkoumat. Stanovování bobtnavosti je poměrně dlouhodobá záležitost (řádově dny), proto je toto stanovení tlaku při bobtnání značně zdlouhavé a tím i nákladné. Výhodou Obr. 1 této metody je získaný graf závislosti bobtnavosti na působícím napětí. Obr. Druhá metoda stanovení tlaku při bobtnání spočívá v přímém měření dynamometrem, který má zanedbatelnou deformaci, čímž zůstává objem zkušebního tělíska prakticky konstantní [1]. Princip takovéhoto zařízení je zobrazen na obr.. Zkušební horninové tělísko tvaru krychle (na obr. šrafováno) je umístěno v tuhé objímce 1, ve které je pomocí podložek a klínů nepoddajně upnuto ve dvou osách. Ve třetí ose je rozepnuto mezi vnějším tuhým rámem 5 a měřicím nosníkem 6 pomocí podložek 9 a klínů 3. Vnitřní část zařízení je umístěna v nádobě 4, která má ve směru měření čočkovité výstupky 7 pro přesné vymezení působiště síly. Po upnutí zkušebního tělíska se do nádoby 4 nalije voda, která vniká k tělísku jemně rýhovanými podložkami umístěnými na stranách ve směru měření síly. Působící síla je snímána polovodičovým tenzometrem 8 a přes vyhodnocovací zařízení je registrována počítačem nebo zapisována časovým zapisovačem. Z každého zkušebního tělíska tak dostáváme záznam síly působícího bobtnání na čase. Po přepočtu síly na napětí v závislosti na ploše zkušebního tělíska zjistíme tlak při bobtnání, což je maximální hodnota tlaku na sledované závislosti. Obecný průběh působícího napětí v závislosti na čase je na obr. 3. Čas potřebný k dosažení maximální hodnoty působícího napětí ( b - tlak při bobtnání) je od několika hodin až po několik dnů. U této druhé metody získáváme hodnotu tlaku při bobtnání pro každé zkušební tělísko, což ve srovnání s první metodou je velmi výhodné.

Při bobtnání dále rozlišujeme: faktické nabobtnání horniny - zvětšení vzhledem k vzorku, který před zkouškou měl určitou (např. přirozenou) vlhkost, nebo úplné nabobtnání - zvětšení vzhledem k vzorku zcela před zkouškou vysušenému. Bobtnavost, jakož i další vlastnosti některých hornin: rozbředavost, smršťování a plasticita, jsou významně ovlivňovány formami existence vody v těchto horninách a schopnostmi hornin na vodu reagovat. Obr. Některé horniny vykazují tzv. kritickou vlhkost, která rozhoduje o 3 chování horniny při styku s další vodou. Má-li taková hornina skutečnou vlhkost větší než je kritická, pak působením další vody nepřechází do rozbředlého stavu. Pokud se však skutečná vlhkost sníží pod kritickou hodnotu, např.ztrátou vlhkosti po odebrání vzorku horniny, vykáže tato hornina zcela odlišnou charakteristiku - při styku s vodou se rozpadá na drobné částečky (rozbředá). Rozbředavost se charakterizuje: časem potřebným k dosažení rozbředlého stavu, povahou narušení soudržnosti hornin, obsahem vody v rozbředlém stavu..4. Plyny v horninách Při sledování vztahu hornina - plyn nás po stránce mechaniky hornin zajímají jednak kolektorské vlastnosti horniny pro plyny a z těchto kolektorských vlastností ještě speciálně sorpční vlastnosti, jednak komunikační schopnosti hornin ve vztahu k plynům, což je dáno plynopropustností. Sorpční vlastnosti vyjadřují vzájemné působení plynů a horniny, což má velký vliv na anomální jevy, které doprovázejí hornickou činnost v některých oblastech - průtrže plynů a hornin. Vazba plynů na pevnou hmotu může být různá - fyzikální, fyzikálně chemická nebo chemická. Z hlediska sledované problematiky nás zajímá fyzikální sorpce hlavně uhelných slojí. Sorpční proces se velmi obtížně kvantitativně určuje a proto prakticky většinou sledujeme opačný děj - desorpci, což je uvolňování plynů z pevné látky.

Četná měření závislosti objemu desorbovaného plynu na čase ukazují, že jde o hyperbolický průběh. Na obr. 4 je zobrazena závislost objemu desorbovaných plynů na čase. Vzhledem k tomu, že od okamžiku uvolnění vzorku z masivu po počátek měření desorpce uplyne určitá doba, za kterou již k desorpci dochází, jsou měřená množství desorbovaného plynu menší než ve skutečnosti. Na obr. 4 je to vyjádřeno skutečným počátkem měření v bodě 0, kdežto skutečný počátek desorpce je v bodě 0, Obecná rovnice hyperboly má tvar [6]: v V t T + t (m 3.Mg -1 ) (14) kde v je objem desorbovaného plynu za čas t, V - mezní hodnota objemu desorbovaného plynu při t, čili maximální objem plynu za atmosférického tlaku, který může hmotnostní jednotka uvolnit, T - časová konstanta. Uspořádáme-li měření tak, že zjistíme přípravný čas, který uplyne od uvolnění vzorku masivu po začátek měření desorpce ( na obr. 4 je tento čas označen -t o ) a měříme objem desorbovaného plynu v 1 ve stejném čase +t o, pak zjistíme čas t potřebný k tomu, aby se objem v 1 zdvojnásobil, můžeme ze zjištěných hodnot vypočíst konstanty obecné rovnice desorpce: ( t t ) t ( ) 0 V v1 t t 0 t 0 (m 3.Mg -1 ) (15) Rychlost desorpce v okamžiku odběru vzorku ze sloje z toho ( ) V dv v t t t o t t 1 3 o T to (m 3.Mg -1.s -1 ) (16)

3 Vt 0 T v1t ( t t 0 ) (s) (17) Výpočtem konstant V, T z rovnice (15), (17) můžeme stanovit celý průběh desorpce v závislosti na čase dosazením hodnot V a T do vztahu (14). Průběh desorpce je závislý na zrnitosti zkoumaného vzorku, proto pro účely srovnávací musí být zajištěna stále stejná zrnitostní skladba. Praktické měření desorpce se provádí jednak in situ, jednak laboratorně. Pro měření desorpce in situ slouží dva typy desorbometrů - isobarický a isochorický. Funkční princip isobarického desorbometru je uveden na obr. 5. Vzorek uhlí je odebírán při vrtání z určité hloubky vývrtu. Vzhledem k závislosti desorpce na zrnitosti vzorku, používá se zrnitosti 0,5 až 0,8 mm. K získání této frakce slouží dvě síta o uvedené okatosti, která jsou umístěna v obalu desorbometru a jejichž mezisítné se nasype do nádobky desorbometru. Obsah nádobky desorbometru je 4,5 g. Na průhledné trubici, ve které se pohybuje zbarvená glykolová kapka, můžeme v každém okamžiku odečítat objem desorbovaného plynu. Trubice je cejchovaná v m 3.Mg -1. Pro srovnatelnost jednotlivých měření je třeba dodržovat vždy stejnou dobu měření od počátku desorpce, tj. od uvolnění vzorku ze sloje. Tato doba je stanovena na 35 sekund. V případě, že vzorek je připraven k měření dříve než za dobu 35 s, je k dispozici trojcestný kohout, kterým se propojí vzorek s volnou atmosférou, do níž jsou plyny desorbovány. Po 35 s od odběru vzorku je trojcestný kohout přepojen na cejchovanou trubici. Bylo zjištěno, že na vznik plynové průtrže má největší vliv rychlost desorpce. Proto měření objemu desorbovaného plynu probíhá po dobu dalších 35 s, to znamená v intervalu 35-70 s od počátku desorpce. Zjištěná hodnota se označuje jako ukazatel rychlosti desorpce v 1 a její mezní hodnoty z hlediska nebezpečí průtrží plynu a uhlí pro různé podmínky a doly se pohybují zhruba v rozmezí 0,15 až 0,5 m 3.Mg -1. Isochorický desorbometr je založen na měření tlaku desorbovaného plynu za stálého objemu. Je to v podstatě manometr s rozsahem 0-60 kpa, který je spojen mezikusem s odměrnou nádobkou na 10 g uhelné drtě o zrnitosti 0,5 až 0,8 mm. Manometr má stupnici přepočtenou na objem desorbovaných plynů v m 3.10 Mg -1. V mezikusu je boční otvor, kterým se umožňuje spojení prostoru nádobky s vnější atmosférou. Měření probíhá obdobným způsobem jako u isobarického desorbometru, to znamená v časovém intervalu 35 až 70 s od počátku desorpce.

Vztah hodnot ukazatele rychlosti desorpce v 1 mezi oběma typy desorbometrů je dán vztahem: v 1 isochor. 9,06 v 1 isobar. 0,03 ( 18) Mezní hodnoty ukazatele rychlosti desorpce v 1 měřené isochorickým desorbometrem z hlediska nebezpečí průtrží uhlí a plynů se pro různé doly a podmínky pohybují zhruba v rozmezí 1,5 -,5 m 3.(10 Mg) -1. Pro laboratorní zjišťování sorpčních vlastností slouží Ettingerův přístroj, kterým je možné zjišťovat desorpci od počátku uvolňování plynů ze vzorku. Tento přístroj je znázorněn na obr. 6. Uvolňování plynů je měřeno rtuťovým manometrem. Trojcestný kohout může spojovat rtuťový manometr s vakuovou části, nebo propojovat vakuovou a plynovou část zařízení. Současně lze zpracovávat více vzorků umístěných v desorpčních baňkách, které mohou být propojovány buď s plynovou nebo vakuovou částí zařízení. Vakuová část může být napojená trojcestným kohoutem na byrety s heliem nebo plynem určeným k sorpci (u průtrží uhlí a plynů přichází v úvahu metan a oxid uhličitý). K plynové části je dále připojen vodní manometr pro udržování atmosférického tlaku při sorpci. K měření sorpčních vlastností se používají vzorky o zrnitosti 0,5-0,50 mm. Do sorpčních baněk se umisťují vzorky o hmotnosti 3,5 g, které se nejprve po dobu 90 min. udržují pomocí vývěvy na absolutním tlaku menším než 10 kpa. Po uplynutí této doby se sorpční baňky přetočením kohoutu napojí na plynovou část, která je v tomto čase napojena na byretu s heliem. Tlak helia v plynové části se podle vodního manometru udržuje v rovnováze s okolní atmosférou. Po deseti minutách sorpce vzorku heliem se uzavřou sorpční baňky a zjišťuje se desorpce z jednotlivých baněk do vakua. Po ustálení tlaku se odečítá hodnota P 1 na rtuťovém manometru. Vždy po obnovení vakua ve vakuové části je možné pokračovat se zjišťováním hodnoty P 1 pro další sorpční baňku. Po ukončení měření s heliem se evakuuje helium z plynové i vakuové části a sorpčních baněk po dobu 90 minut pomocí vývěvy. Po uplynutí této doby se sorbují vzorky sorpčním plynem (CH 4, CO nebo jiných směsí) při

atmosférickém tlaku po dobu 90 minut. Dále následuje desorpce do vakua z jednotlivých sorpčních baněk, přičemž se odečítají hodnoty na rtuťovém manometru po 10 sekundách - P a po 60 sekundách - P 3 od začátku desorpce. Ze získaných hodnot se stanovuje ukazatel počáteční rychlosti desorpce : P0 60 P3 P1 ( 19) který je také označován jako P c a ukazatel P10 60 P3 P (0) Hodnoty odečítané na rtuťovém manometru jsou v torrech, (torr 1 mm sloupce Hg) a je třeba tyto hodnoty převést do SI soustavy. Mezní hodnoty P c hlediska zařazení sloje mezi ohrožené vznikem průtrží uhlí a plynů při zkoumání desorpce s oxidem uhličitým se pohybují cca v rozmezí 3,33-3,87 kpa (5-9 torr) Z hlediska režimu a pohybu plynů je důležitá plynopropustnost uhlí a okolních hornin. Plynopropustnost úzce souvisí s pórovitosti, která poskytuje uhelné sloji a průvodním horninám jednak funkci prostředí propouštějícího důlní plyny a jednak - za určitých přírodních podmínek - funkci kolektora, z něhož se tyto plyny uvolňují. Z hlediska charakteristiky uhlí jako kolektora plynů i druhů proudění plynů rozdělují se póry na: mikropóry - o průměru do 10 nm - jsou oblastí hlavního působení sorpčních sil, přechodné póry - od 10 do 100 nm - tvoří oblast kapilární kondenzace a difúze plynů, submakropóry - od 100 nm do 1 µm - vytvářejí oblast pomalého laminárního proudění, makropóry - od 1 do 100 µm - představují oblast intensivního laminárního proudění, okem viditelné póry a trhlinky - nad 0,1 mm - jsou oblastí smíšeného (laminárního i turbulentního) proudění. Makropóry a okem viditelné póry jsou plochami snížené soudržnosti hornin, po nichž probíhá jejich rozrušování při mechanickém zatížení. Trhlinky a střihy výrazně ovlivňují pevnostní vlastnosti a stupeň stability hornin. Pórovitost tedy slouží současně jako faktor určující komunikační (u uhlí také sorpční) vlastnosti uhlí a průvodních hornin. Plynopropustnost uhlí a průvodních hornin se také mění v závislosti na vlhkosti zkoumaného vzorku - se stoupající vlhkostí plynopropustnost klesá. 3. Mechanické vlastnosti hornin Pod pojmem mechanické vlastnosti hornin vyjadřujeme většinou vlastnosti pevnostní, přetvárné, reologické, energetické apod. Na mechanické vlastnosti hornin působí mnoho činitelů - jsou to např. rychlost zatěžování, rychlost přetváření, výchozí napěťový a přetvárný stav, existence různých nespojitostí v hornině, jejich četnost a orientace (pórovitost, trhlinovatost, vrstevnatost apod.), vlhkost, teplota, čas, druh a směr namáhání a další. Toto jsou činitelé, ovlivňující mechanické chování hornin objektivně, z vnitřních příčin. Komplexně nedovedeme zatím všechny tyto vlivy kvantitativně vyjádřit, ale pokoušíme se pouze vyjadřovat některé jednotlivé závislosti. Situace je o to horší, že při zkoumání jednotlivých závislostí působí vnější podmínky, za kterých stanovování těchto závislostí probíhá, které rovněž a někdy podstatně ovlivňují zjištěné parametry hornin. U mechanických vlastností hraje rovněž velkou roli výběr horninového tělíska, který u laboratorních zkoušek představuje jen velmi malý element horského masivu a nemůže

zahrnovat větší plochy nespojitostí, protože na nich dochází k rozpadu horniny při zhotovování zkušebního tělíska. Z tohoto důvodu se někdy provádí velkoobjemové zkoušky in situ, které mohou dát lepší představu o vlastnostech horského masivu. Mechanické vlastnosti můžeme zjišťovat při různých režimech zatěžování - dynamicky, kvazistaticky, nebo dlouhodobě. Parametry mechanických vlastností hornin, zjišťovaných při dynamickém zatěžování se stanovují většinou na základě měření rychlosti šíření pružných vln v horninovém prostředí. Podotýkáme, že stejné parametry, zjišťované při dynamickém a kvazistatickém zatěžování jsou kvantitativně odlišné a tudíž nezaměnitelné (např. Poissonovo číslo, modul pružnosti). Kvazistatické namáhání je často označováno jako statické. Jedná se o zatěžování s určitým smluvně stanoveným časovým přírůstkem napětí nebo přetvoření. Je to nejčastější způsob laboratorního měření, kdy získáváme navzájem srovnatelné parametry hornin. Při dlouhodobém zatěžování se jedná o zjišťování reologických vlastností hornin. 3.l. Pevnostní vlastnosti Pevnostní vlastnosti zjišťujeme při namáhání tahem, tlakem, ohybem a při tečném namáhání. 3.1.1. Tahové pevnosti Při zjišťování tahových pevností musíme u každé metody rozlišovat, zda obdržíme minimální pevnost, nebo zda se jedná o konkrétní pevnost v předurčením místě namáhání. K tahovému namáhání dochází při použití těchto zkušebních metod: prostý tah, tah pomocí odstředivky, metoda souosých roubíků, příčný tah, bodové zatížení na polním lise, tahová pevnost zjišťována in situ, ohybové namáhání, které je kombinací tahového a tlakového namáhání. Při zjišťování pevnosti v prostém tahu (obr. 7) dojde k vytvoření tahové trhliny v místě nejmenší odolnosti zkušebního tělíska na jeho volné části mezi objímkami. Získáváme tím nejmenší tahovou pevnost. Vzhledem k problémům s uchycováním objímek na zkušební tělísko tak, aby nebyly ovlivněny napěťové poměry a z toho vyplývající složitosti přípravy každého zkušebního tělíska se této zkoušky používá málo. Je to však jediná vhodná metoda pro určování přetvárných vlastnosti při tahovém namáhání. Při zjišťování tahové pevnosti pomocí odstředivky (obr. 8) dochází k čistě tahovému namáhání zkušebního tělíska, ale tahová síla není v celé délce zkušebního tělíska rozložena rovnoměrně. Její průběh je vyznačen ve vrchní části obr. 8. K největšímu tahu dochází v ose rotace, proto poblíž tohoto místa rovněž dochází k rozrušení. Získáváme tím také nejnižší pevnost, ale v poměrně úzkém rozmezí délky zkušebního tělíska kolem středu rotace. Tahovou pevnost vypočteme ze vztahu:

s Pt s ρov a r ω (1) kde ρ ov je skutečná objemová hmotnost zkušebního tělíska, s - délka odtržené části, kterou nejlépe stanovíme z její hmotnosti m s ms s b. v.ρ ov () a, b, v - rozměry hranolkového zkušebního tělíska, r - největší vzdálenost čela zkušebního tělíska od osy rotace měřená v ose tělíska, ω ω - úhlová rychlost při roztržení tělíska ω πf kde f je počet otáček za sekundu při rozrušení tělíska. Pro zkoušku pevnosti v tahu metodou souosých roubíků používáme kotoučového tvaru zkušebního tělíska (průměr D, výška v), které má uprostřed vyvrtaný otvor stejného průměru d jako mají souosé roubíky - obr. 9. Tento otvor je plně zaplněn plastickou hmotou, takže maximální síla F max, kterou působí souosé roubíky při rozrušení zkušebního tělíska vyvolává v plastické hmotě všesměrné napětí : 4 Fma πd Toto napětí vyvolává ve všech směrech procházejících osou otvoru s plastickou hmotou tahovou sílu působící na zkušební tělísko F ta F ta d v Tato tahová síla se rozloží na plochu S, ve které dochází k rozrušení S (D - d) v Napětí v této ploše se nerozkládá pravidelně, protože síla působí uprostřed. Proto u středu tělíska je napětí o něco vyšší než na jeho obvodu. Pro výpočet pevnosti pt vycházíme z průměrného působícího napětí. Při stanovování tahové pevnosti metodou souosých roubíků získáváme minimální pevnost, protože ve všech řezech jdoucích středem zkušebního tělíska působí stejná tahová síla. K rozrušení pak dojde v místě nejnižší pevnosti. Tahová síla není v tahem namáhaném průřezu rozdělena rovnoměrně - obr. 9 u středu působí nejvyšší napětí, které k obvodu klesá.

Absolutní úroveň těchto rozdílů se však velmi obtížně zjišťuje, proto tahová pevnost se vyhodnocuje z celkové tahové síly a průřezu, na kterém působí. 4F Pt max τd( D d) (3) Nejrozšířenější metodou zjišťování tahové pevnosti je zkouška v příčném tahu (Brazilská zkouška), která má tři modifikace - na válečkových, hranolkových a deskovitých zkušebních tělískách - obr.10. V jednotlivých modifikacích se pevnosti smluvně stanoví ze vztahů: F Pt max 0, 734Fmax F max dvπ Pt Pt h v πa b (4) Pro rovnoměrné rozložení síly na zkušební tělísko se doporučuje vkládat mezi čelist lisu a zkušební tělísko kartonovou podložku. Touto metodou stanovujeme konkrétní pevnost v předurčeném místě rozrušení. Obdoby zkoušky v příčném tahu tvoří zkouška při bodovém zatěžování na polním lise, u které je ve zkušebním tělísku vyvoláno tahové namáhání. Pro zkoušky se používá buď vrtných jader, nebo se může použít i nepravidelných zkušebních tělísek - obr. 11. Při vyhodnocování se nejdříve stanoví obecný index pevnosti: F I max s H (5) kde H je vzdálenost zatěžovaných bodů. Z tohoto obecného indexu pevnosti, zjištěného na libovolné vzdálenosti H se pomocí grafu či tabulek přepočítává srovnatelný index pevnosti I 50. Pro výpočet tahové pevnosti pak platí vztah: Pt k ta I 50 (6) kde k ta je přepočtový součinitel na tahovou pevnost.

Tento přepočet se však většinou nepoužívá, protože ze zkoušky na polním lise se převážně odvozuje přibližná pevnost v prostém tlaku. Na zkušebním tělísku z vrtného jádra dostáváme při zatěžování kolmo na osu jádra (většinou rovnoběžně s vrstevnatostí) konkrétní pevnost v daném místě. Při zatěžování v ose jádra dochází k rozrušení ve směru nejnižší pevnosti. U nepravidelných zkušebních tělísek můžeme obdržet minimální pevnost, ale to je částečně závislé na geometrii zkušebního tělíska Zjišťování tahové pevnosti in situ je velmi komplikované. Většinou předpokládá upevnění svorníku v hornině tak, aby při působení tahem na svorník došlo k vytržení okolní horniny a zároveň ukotvení svorníku nesmí měnit napěťové poměry v jeho okolí. Při ohybovém namáhání zkušebního tělíska dochází ke kombinaci tahového a tlakového napětí. Vzhledem k tomu, Pt 0 3 F max l bh (7) že tahová pevnost hornin je zhruba o řád nižší než pevnost tlaková, hovoříme o pevnosti v tahu za ohybu. Na zkušební tělísko můžeme působit buď jednou silou (pak může docházet k ovlivňování napětí v místě maximálního ohybového momentu), nebo pro přesnější stanovení této pevnosti použijeme dvou rovnoměrně rozložených sil - obr. 1. (8) Fmax l Pt 0 bh kde b je šířka a h výška zkušebního trámečku. 3.1.. Tlakové pevnosti Při tlakovém namáhání rozlišujeme podle stavu napjatosti jednoosé nebo objemové namáhání. Z hlediska způsobu zjišťování tlakové pevnosti rozlišujeme její přímé nebo nepřímé určování. Při přímém působení tlaku obdržíme různé výsledky vlivem tření na stykových plochách se zatěžujícím mechanizmem. Proto rozlišujeme pevnostní charakteristiku s normálním třením a s podstatně sníženým třením na těchto stykových plochách. Nejrozšířenější metodou zjišťování tlakové pevnosti je zkouška v prostém (jednoosém) tlaku na pravidelných zkušebních tělískách. Při normálním tření na stykových plochách dochází k

rozdělení napětí ve zkušebním tělísku dle obr. 13. Výsledná tlaková pevnost se stanoví z maximální síly a počátečního průřezu zkušebního tělíska: Pd F max S (9) Zároveň pro výslednou tlakovou pevnost platí pevnostní rovnice [4]. V V tl Pd tl + Pid (30) kde tl je charakteristické napětí, určující zpevnění horniny vlivem tlakové koncentrace, Pid - mez iniciace porušení a zároveň pevnost, jakou by zkušební tělísko vykázalo při podstatném snížení tření na stykových plochách, V - celkový objem zkušebního tělíska, V tl - objem tlakové koncentrace napětí, vymezený úhlem π ϕ δ 4 (31) ϕ - úhel vnitřního tření při nulovém normálovém napětí. Tlaková pevnost se někdy také zjišťovala na nepravidelných zkušebních tělískách. Zde však dochází ke kombinaci tlakového namáhání s příčným tahem a výsledky jsou velmi nepřesné. Při tlakové zkoušce hornin metodou souosých roubíků dochází v části zkušebního tělíska mezi roubíky k objemovému stavu napjatosti - obr. 14. Okolní část zkušebního tělíska je namáhána tahem a na tahové pevnosti závisí boční napětí,3. Platí rovnováha: ( ), 3 d v D d v Pt (3) a z toho ( D d ) Pt, 3 d (33) Napětí 1 ve směru působící síly je dáno maximální silou a tlačnou plochou roubíku S: 1 F max S (34) Tahovou pevnost pro zjištění bočního napětí je nejvhodnější v tomto případě zjišťovat

rovněž metodou souosých roubíků, protože v obou případech dochází k podobnému rozložení tahové síly. Mimo charakteristiky objemového stavu napjatosti při tlakové zkoušce souosými roubíky se z této zkoušky odvozuje rovněž jednoosá tlaková pevnost ze vztahu: Fmax Pdr S (35) kde S je smluvní plocha (stanovuje se z plochy roubíku S a celkového průměru zkušebního tělíska D pomocí grafů nebo tabulek) Objemový stav napjatosti je však nejvhodnější vytvářet pomocí triaxiálních přístrojů, které dělíme na: a/ pravé triaxiální přístroje, u nichž můžeme nezávisle na sobě měnit napětí ve třech kolmých směrech (1 3), b/ nepravé triaxiální přístroje, u nichž můžeme nezávisle měnit osový tlak 1 a boční napětí, 3 ( 1 3 ), c/ přístroje s hydrostatickým napětím (autoklávy), u kterých všechna tři napětí jsou si rovna ( 1 3 ). Každá z těchto hlavních skupin triaxiálních přístrojů má celou řadu variant podle jednotlivých konstrukčních provedení a lišící se způsobem vyvozování jednotlivých napětí, přenosem těchto napětí na zkušební horninové tělísko atd. Zvlášť je třeba vždy rozlišovat, zda se jedná o přenos napětí na zkušební tělísko s normálním třením na stykových plochách, či s podstatně sníženým třením. Toto tření rozhoduje o způsobu deformace zkušebního tělíska a tím také o způsobu rozrušení a zjištěných napěťových parametrech. Nejčastěji se používá nepravých triaxiálních přístrojů, kde boční napětí je v triaxiální buňce vyvoláno tlakem hydraulického media. Zjednodušené schéma triaxiálního přístroje T 500 je obr. 15. Boční napětí,3 si můžeme volit a jeho výši sledovat přímo na tlakoměru. Při stanovení osové síly F 1,, která působí na zkušební tělísko vycházíme z tlaku hydraulického media na píst p 1, proti kterému částečně působí tlak uvnitř triaxiální buňky: p π π, d d d d T 1 3 F1 ( 1 3 ) ( ) 4 4 (36) kde d 1 je průměr pístu,

d 3 - průměr tyčky pro měření podélného přetvoření, d - průměr tlačné čelisti triaxiálu na vstupu do triaxiální buňky, d - průměr zkušebního tělíska, T - třecí síla ve směru pohybu pístu. Třecí síla T se používáním postupně snižuje a je hodně nízká - většinou pod hranici citlivosti odečítání rozhodujících hodnot, proto ji můžeme většinou zanedbat. Napěťové charakteristiky z triaxiálního měření se vyhodnocují převážně pomocí Mohrova zobrazení, jak bude uvedeno v kapitole mezních stavů hornin. Objemový stav napjatosti nastává rovněž při vtlačné zkoušce (Šrainerova zkouška). U vtlačné zkoušky je do vybroušené rovinné plochy horniny vtlačen válcový roubík, čímž vzniká pod roubíkem tlakové namáhání - obr. 16. Příčnému přetváření horniny pod roubíkem brání okolní část horniny, čímž vzniká objemový stav napjatosti, ale jeho boční napětí nelze z této zkoušky odvodit. Po docílení určité výše působící síly dojde pod roubíkem k miskovitému tvaru rozrušení horniny. Z maximální síly a tlačné plochy roubíku S se stanovuje vtlačná pevnost: Fmax Pv S (37) Vtlačná pevnost je většinou 5-0 krát vyšší než pevnost v prostém tlaku. Vzhledem k tomu, že dochází k rozrušování povrchu horniny je tato metoda vhodná pro určování tvrdosti horniny - zvláště při použití roubíku s malou tlačnou plochou. O tvrdosti horniny bude pojednáno v kapitole technologické vlastnosti hornin. Pro orientační posouzení pevnosti v těch případech, kdy je obtížné zhotovení pravidelných zkušebních tělísek - hlavně pro sloje - slouží metoda dynamického drcení. Tato metoda vychází z Rittingerova zákona - při rozrušování hmot je vynaložená práce přímo úměrná nově vzniklému povrchu. U dynamického drcení vynakládáme konstantní energii (dynamické drcení třemi volnými pády závaží o určité hmotnosti z konstantní výšky) a nově vzniklý povrch se hodnotí množstvím vzniklé drtě pod určitou zrnitost. Výchozí hodnotou je výška drtě l d3 v objemoměru se smluvním průměrem, které jsme obdrželi ze smluvního množství výchozího vzorku o smluvní zrnitosti. Pro karbonské uhlí je v tomto případě pevnost: Pd3 1030 l 1,376 d 3 (MPa) (38) l d3 je dosazováno v mm. Obdobný princip zjišťování tlakové pevnosti uhlí platí při jejím přepočtu z indexu tříštivosti F 3 (vlastnost uhlí stanovována z hlediska nebezpečí průtrží plynu a uhlí - bude podrobněji probrána v kapitole technologických vlastností hornin) pro karbonské uhlí byl zjištěn korelační vztah: 1, 9185 Pd 300, 9F 3 (39) Pro orientační posouzení tlakové pevnosti hornin se v největší míře používá přepočet z indexu pevnosti zjištěného na polním lise při bodovém zatížení. Vzhledem k

tomu, že se jedná o vyloženě tahovou zkoušku, může být tento přepočet pouze orientační. Pro karbonské průvodní horniny byly stanoveny korelační vztahy mezi indexem pevnosti a jednoosou tlakovou pevností ve tvaru: Pd a0 + a1i 50 + ai 50 (40) Konstanty a o, a 1, a byly stanoveny pro jednotlivé typy karbonských hornin [15] a jsou pro namáhání kolmo na vrstvy ( ) a rovnoběžně s vrstvami ( ) uvedeny v tabulce I. Pro orientační stanovení tlakové pevnosti hornin hlavně v důlních podmínkách slouží Schmidtovo nárazové kladívko. Tlaková pevnost se hodnotí podle výšky odrazu závaží, kterou ukáže stupnice nárazového kladívka. Při nedokonalém kontaktu úderníku s horninou může dojí ke zkreslení pouze k nižším hodnotám. Z tohoto důvodu se na jednom místě zkouší asi 10x a bere se v úvahu maximální naměřená hodnota odrazu. Typ horniny způsob namáhání a 0 (MPa) Tabulka I a 1 a (MPa -1 ) Jílovec Prachovec Jemnozrnný pískovec Středozrnný pískovec Hrubozrnný pískovec Slepenec Jílovec + prachovec Jemnozrnné a střednozrnné pískovce Hrubozrnné pískovce a slepence 63,31 76,518 30,700 60,633 7,698 74,41,491 38,808 0,883 40,041 33,664 47,475 31,878 61,309 19,606 64,186 5,995 4,610-4,45 -,14 9,49 1,696 13,93 1,143 9.95 7,311 9,647 4,617 4,66 -,909 9,60 1,69 13,467 1,910 7,90 1,468 1,53 16,45-0,539-0,004-0,719 0,118-0,70 0,049-0,391 0,116-0,46 0,974-0,516 0,01-0,66 0,33-0,5 0,53 Karbonské horniny celkem 9,040 61,498 8,573-0,99-0,54 0,58 Výška odrazu závisí na energii pružiny Schmidtova nárazového kladívka. Při používání dochází časem k únavě pružiny, o čemž se můžeme přesvědčit pomocí cejchovní kovadlinky, která má stanovenou určitou cejchovní výšku odrazu R c. Při cejchování nárazového kladívka s unavenou pružinou dostaneme hodnotu nižší - R sk. Energie pružiny je částečně seřiditelná, takže částečně unavenou pružinu můžeme upravit tak, aby R sk R c.

Jestliže nemůžeme již nárazové kladívko seřídit, pak můžeme všechny naměřené hodnoty násobit opravným součinitelem: Rc k Rsk (41) Když je však rozdíl mezi R sk a R c větší, měli bychom přistoupit k výměně pružiny. Výška odrazu závaží nárazového kladívka závisí rovněž na jeho poloze při používání. Schmidtovo nárazové kladívko bylo původně zkonstruováno pro zkoušky betonu a většinou přímo na něm jsou vyneseny grafy pro přepočet zjištěné výšky odrazu na pevnost betonu. Tyto grafické závislosti jsou vymezeny pro různé polohy nárazového kladívka. Vzhledem k tomu, že pro horniny závislost výšky odrazu na pevnosti nemá tak jednoduchý průběh jako pro beton, použijeme křivek pro beton k přepočtu naměřených hodnot odrazu při různých polohách nárazového kladívka na základní postavení - tj. 0 0, kdy nárazové kladívko je používáno s osou v horizontální rovině. Na obr. 17 jsou uvedeny grafy pro přepočet naměřených hodnot na srovnatelné hodnoty při 0 0. Z takto opravených naměřených hodnot stanovíme tlakovou pevnost karbonských hornin pomocí grafu na obr. 18. Schmidtovo nárazové kladívko je vhodné pro zjišťování pevnosti hornin od určité minimální pevnosti. Pro měkké horniny jako jsou méně pevná uhlí je vhodnější použít penetrometrické metody. Tato metoda spočívá v tom, že zatlačujeme do horniny trn určitou silou, určitou energií apod. Podle hloubky vniknutí trnu do horniny nebo jiných ukazatelů a pomocí korelačních křivek či vztahů určujeme tlakovou pevnost. Byly zkonstruovány různé typy penetrometrů, ale většinou se jednalo o jednoúčelové zařízení. Nyní se s výhodou používá Schmidtova

nárazového kladívka, upraveného na penetrometr. Úprava spočívá v tom, že se úderník zamění za penetrační trn, který je válcový s průměrem 5 mm a hmotností cca 150 g. Na penetračním trnu je označena hloubka vniknutí 10 mm. S takto získaným dynamickým penetrometrem působíme kolmo na zarovnaný povrch horniny a počítáme množství úderů n 10 potřebných na vniknutí penetračního trnu do hloubky 10 mm. Pro Schmidtovo nárazové kladívko s energií úderu,1j byla stanovena přepočítávací rovnice: Pd 0, 014n 10 + 1, 364n10 + 0, 116 (4) Pro přesnější zjištění pevnostní charakteristiky horniny v horninovém masivu můžeme použít velkoobjemové tlakové zkoušky. Princip metody spočívá v tom, že v důlním díle se odseká horninový blok zhruba krychlového tvaru o straně 0,5 - m tak, aby spodní částí nenarušeně navazoval na masiv. Tento blok je pak hydraulickými prvky rovnoměrně tlakově namáhán. Zajištění rovnoměrného tlakového namáhání je však velmi obtížné a celá zkouška je velmi nákladná. Z těchto důvodů se velkoobjemových zkoušek in situ používá jen zřídka. 3.1.3. Pevnosti při tečném namáhání Při tomto namáhání je důležité rozlišovat namáhání, kdy ve vyšetřované ploše působí pouze tečné napětí a normálové napětí je nulové od namáhání, kdy v dané ploše působí zároveň tečné i normálové napětí. Pro zjišťování pevnosti hornin při tečném namáhání se používá razníkové zkoušky, krutové zkoušky, zkoušky na šikmých matricích, případně velkoobjemové zkoušky in situ. U razníkové zkoušky je zkušební tělísko opracováno do tvaru plochého kotouče o průměru D a výšce v, která má být cca 5-10 mm. Toto zkušební tělísko se vloží do střihové matrice, jejíž vnitřní průměr d má být asi polovinou průměru zkušebního tělíska. Na zkušební tělísko působí síla přes razník, který má stejný průměr jako vnitřní otvor střihové matrice - obr. 19. Střihovou matricí je předurčena plocha rozrušení, na níž při dodržení rovinnosti a rovnoběžnosti dosedacích ploch zkušebního tělíska působí minimální (zanedbatelné) normálové napětí. Pevnost v prostém střihu se stanoví ze vztahu: Fmax τ Pst πdv (43) Při namáhání krutem jsou dobře splnitelné podmínky pro působení pouze tečného napětí s nulovou hodnotou normálového napětí. Zkušební tělísko je opracováno do tvaru válečku, v jednom místě zúženém. Pro docílení rovnoměrného tečného napětí v zúženém průřezu je doporučeno vyvrtat v ose válečku otvor tak, aby sahal za zúžený profil - obr. 0. Pevnost při namáhání krutem stanovíme ze vztahu: M k τ Pk Wk (44) kde M k je kroutící moment W k - krutový modul průřezu, který pro mezikruží stanovíme ze vztahu:

4 ( r r ) Wk r1 (45) Krutová zkouška se většinou dělá při zanedbatelném normálovém zatížení, ale můžeme na zkušební tělísko vyvodit vhodným zařízením také osovou sílu a zkoumat pevnost při různém normálovém napětí. Nevýhodou krutové zkoušky je složitější opracování zkušebního tělíska, při němž může dojít k jeho narušení. Při stanovování pevnosti pomocí šikmých matricí je předurčena plocha rozrušení, na níž působí jak tečné, tak normálové napětí. Zkušební horninové tělísko je opracováno do tvaru válečku nebo hranolku a vkládá se do šikmých matricí, které jsou položeny na valivém ložisku - obr. 1. Působící síla se rozkládá do roviny předurčeného rozrušení (tečné napětí) a do směru kolmého k ploše rozrušení (normálové napětí). Maximální tečné napětí vypočteme ze vztahu: τ Fmax α ( sin α k α) S t cos (46) a normálové napětí Fmax α ( cosα + k α) S t sin (47) kde S je plocha průřezu zkušebního tělíska v předurčeném místě rozrušení, α úhel šikmých matricí dle obr.1, k t - součinitel valivého tření ložiska. Obdobně jako u jiných druhů namáhání můžeme i u tečného namáhání použít velkoobjemových zkoušek in situ. Podle uspořádání hydraulických prvků, které způsobují namáhání rozeznáváme: jeden systém hydraulických prvků, který působí pod určitým úklonem k předurčené ploše namáhání a tím vyvozuje jak normálové, tak tečné napětí, dva systémy hydraulických prvků, z nichž jeden působí kolmo k vyšetřované ploše a vytváří normálové napětí, druhý působí ve směru namáhané plochy a způsobuje tečné namáhání. O těchto zkouškách platí totéž, co o ostatních velkoobjemových zkouškách - velká náročnost na technické zařízení a z toho plynoucí vysoké náklady. 3.. Přetvárné vlastnosti hornin Při stanovování přetvárných vlastností hornin vycházíme z měření přetváření horninového zkušebního tělíska. U hornin zjišťujeme tuto charakteristiku převážně při tlakovém namáhání. Zjišťujeme přetváření horniny v podélném směru, příčném směru a z těchto hodnot můžeme odvodit i objemovou změnu. Podélné přetváření můžeme snímat různými způsoby: jako změnu vzdálenosti tlačných ploch čelistí lisu, změnu dvou fixovaných bodů na povrchu zkušebního tělíska, jako relativní deformaci snímanou tenzometry přilepenými na zkušební tělísko. Každá z těchto možností má svoje výhody a nevýhody. Při snímání přetváření jako změny vzdálenosti tlačných ploch čelistí lisu může dojít ke zkreslení vlivem dotlačování π 1 4