VYSOKÉ UČ ENÍTECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ VLADISLAV HORÁ K MECHANIKA HORNIN MODUL BF05-M03 POLNÍZKOUŠKY A MĚ ŘENÍ

VYSOKÉ UČ ENÍTECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ

VLADISLAV HORÁ K

MECHANIKA HORNIN MODUL BF05-M03 POLNÍZKOUŠKY A MĚ Ř ENÍ

STUDIJNÍOPORY PRO STUDIJNÍPROGRAMY S KOMBINOVANOU FORMOU STUDIA

Mechanika hornin · Modul 03

Jazyková korektura nebyla provedena, za jazykovou strá nku odpovídá autor. © Vladislav Horá k, Brno 2006

- 2 (48) -

Obsah

OBSAH 1 Ú vod ...............................................................................................................5 1.1 Cíle ........................................................................................................5 1.2 Pož adované znalosti..............................................................................5 1.3 Doba potřebná ke studiu .......................................................................5 1.4 Klíč ová slova.........................................................................................5 1.5 Použ itá terminologie .............................................................................5 2 Polnízkoušky a měření mechaniky hornin (stanovení in situ).................7 2.1 Zjišťová ní stavu napjatosti....................................................................8 2.2 Přetvá rnost ..........................................................................................12 2.2.1 Zatěž ovací zkoušky deskou .................................................13 2.2.2 Deformmetrické sondy ve vrtech..........................................15 2.2.3 Ploché lisy v úzkých rýhá ch .................................................19 2.2.4 Zkouška radiá lními lisy (zkouška TIWAG) .........................20 2.2.5 Vodní tlaková zkouška („komorová “) ..................................22 2.2.6 Seismické a dynamické zkoušky ..........................................23 2.3 Pevnost ................................................................................................25 2.3.1 Smyková pevnost ..................................................................26 2.3.2 Jednoosá tlaková zkouška .....................................................33 2.3.3 Trojosá (triaxiá lní) tlaková zkouška .....................................33 2.3.4 Jednoosá tahová zkouška ......................................................34 2.4 Indexové vlastnosti .............................................................................36 2.5 Hydraulické vlastnosti.........................................................................38 2.5.1 Vodní tlakové zkoušky (VTZ) ..............................................39 2.5.2 Pressiopermeametr................................................................41 2.5.3 Měření tlaku podzemní vody ................................................42 3 Instrumentace a monitoring ......................................................................43 4 Závěr ............................................................................................................47 4.1 Shrnutí.................................................................................................47 4.2 Studijní prameny .................................................................................47 4.2.1 Seznam použ ité literatury .....................................................47 4.2.2 Seznam doplň kové studijní literatury ...................................48 4.2.3 Odkazy na dalšístudijnízdroje a prameny...........................48

- 3 (48) -

Ú vod

1

Ú vod

1.1

Cíle

Student má zvlá dnout zá kladní posouzení horninového prostředí (tvořeného skalní a poloskalní horninou) spolupůsobícího se stavební konstrukcí. Bude sezná men s rozdílem mezi horninovým materiá lem a horninovým masívem. Dozví se jak se urč uje rozpuká ní horninového masívu a jak se kvalitativně a kvantitativně hodnotí diskontinuity. Sezná mí se s polními zkouškami a s problematikou stavu napjatosti horninového masívu. Zvlá dne navrhová ní speciá lních polních zkoušek, měření, instrumentace a monitoringu.

1.2

Požadované znalosti

Pož adová ny jsou zá kladní znalosti z geologie, mechaniky zemin, stavebních lá tek, stavební mechaniky a pruž nosti a plasticity.

1.3

Doba potřebná ke studiu

Dobu potřebnou ke studiu „Modulu 03 –polní zkoušky a měření mechaniky hornin“ lze odhadnout na 15 až 18 hodin.

1.4

Klíčová slova

Hornina, horninový materiá l, horninový masív, diskontinuita, puklina, rozpuká ní, měření stavu napjatosti, polní zkouška, zatěž ovací zkouška, smyková zkouška, indexová zkouška, vlastnost horninového masívu, hydraulické vlastnosti, měření, instrumentace, monitoring.

1.5

Použitá terminologie

Je osvětlena postupně v uč ebním textu.

- 5 (48) -

Polnízkoušky a měření

2

Polnízkoušky a měření mechaniky hornin (stanoveníin situ)

V kaž dé (především však v zá věreč né) fá zi laboratorního výzkumu si musí být geotechnik vědom, ž e v laboratoři ověřené vlastnosti č i parametry odpovídají víceméně pouze horninové matérii (hmotě), když jsou zá vislé v zá sadě jen na jejím petrografickém slož ení a struktuře a textuře hmoty. S vlastnostmi horninového masívu tedy nejsou obecně totož né. Vyplývá to z rozměrů dotč eného (testovaného) tělesa. Laboratorní měření postihuje tělísko rozměrů běž ně v desítká ch až stovká ch cm3, nejvýše několik dm3 (navíc vytrž ené z přirozených vazeb). Při zabudová ní inž enýrské konstrukce je však ovlivněn (resp. spolupůsobí) horninový masív v rozměrech mnoha tisíc m3. A ten je běž ně prostoupen č etnými rozdělovacími plochami (pukliny, vrstevní plochy, plochy břidlič natosti, dislokace, klivá ž , apod.). Tyto plochy diskontinuity sniž ují soudrž nost horniny a mění její přetvá rné a pevnostní vlastnosti. Uplatň uje se zde č etnost ploch, jejich tvar a výplň , soudrž nost na plochá ch, rozevření ploch, úhel ploch vůč i směru zatíž ení apod.(viz kapitola 9). Znač ný vliv má i větrá ní. Stanovení vlastností horninového celku (masívu) je pak zá lež itostí nesnadnou. Mechanické charakteristiky horninového masívu (obdobně jako horninové matérie - i když zde s relativně niž ším dopadem) nejsou konstanty (jak je poměrně č asto nesprá vně uvá děno; mimo jiné i v zá kladní geotechnické č eské normě). Jsou to nelineá rně proměnné velič iny v zá vislosti na slož ká ch napjatosti (případně na drahá ch napětí a přetvoření). Jejich zjišťová ní, jak již bylo výše řeč eno, je standardně kompliková no heterogenitou a anizotropií horninového prostředí. Proto, a jen proto, jsou realizová ny zkoušky a měření přímo v poli, na větších plochá ch, resp. objemech, v měřítku horninových bloků. Vyššíserióznost informace je potom zaplacena řadou nevýhod: •

zkoušky a měření in situ jsou samy o sobě drahé (což vyplývá z potřeby ná kladných, obvykle jednoúč elových zařízení v kombinaci s vysoce kvalifikovaným personá lem) • jejich č asová ná roč nost je vyššíaž vysoká • vyž adují obvykle ná kladné př ípravnéprá ce (pro úpravu vlastních zkušebních míst), tak i mimořá dně ná kladné prá ce př ístupové(štoly, šachty, rozrá ž ky, rýhy), běž ně draž ší (a to i podstatně) než zkoušky samy; jistou výjimkou z tohoto pravidla jsou zkoušky a měření ve vrtech (viz dá le) • v převá ž né většině se jedná o stanovení loká lní, jejichž výsledky jsou (resp. musí být) extrapolová ny na horninový masív; umisťují se proto pokud mož no do charakteristických partií masívu Situová ní zkoušky č i měření bývá pak poměrně č asto výsledkem kompromisu. Umístění polních zkoušek bývá č asto vůbec problematické; extrémním případem jsou díla zřizovaná plnoprofilovými vrtacími stroji (Tunnel Boring Machines - TBM) s výrazným konfliktem postupu raž by a zkušební č innosti. Rozsah a typy navrž ených a realizovaných polních zkoušek a měření by měl zá viset především na ná roč nosti projektované stavební konstrukce, potaž mo na

- 7 (48) -


výstiž nosti a slož itosti použ itého matematického č i fyziká lního modelu hodnotícího spolupůsobení projektované konstrukce a horninového prostředí. Velký význam má i slož itost geologické stavby dotč eného území. K tomuto pak přistupují obvykle hlediska ekonomická a časová . Je zřejmé, ž e širší nasazení polních zkušebních prací je přijatelné především při přípravě (a rovněž při prová dění) velmi ná roč ných až mimořá dných inž enýrských staveb např. vodohospodá řských (vodní dílo - VD, přeč erpá vací vodní elektrá rna PVE) č i podzemních (tunely městských drah, dá lnič ní a ž eleznič ní tunely, podzemní úlož iště apod.). Charakteristiky, vystihující vlastnosti (č i chová ní) horninového masívu, jsou obvykle č leněny do ná sledujících skupin: • • • • •

zjišťová ní stavu napjatosti přetvá rnost pevnost indexové vlastnosti hydraulické vlastnosti.

2.1 Zjišťovánístavu napjatosti spoč ívá obvykle v ověření slož ek tenzoru původní geostatické napjatosti (tj. primá rního stavu napjatosti), méně č astěji ve vymezení průběhu rozvolněné zóny a horninové klenby v okolí podzemního díla (tj. sekundá rního stavu napjatosti). Urč ení stavu napjatosti masívu je kompliková no skuteč ností, ž e stav napjatosti můž e být extrémně dá n kombinací až šesti slož ek představovaných: a) Gravitačním stavem napětí vyvolaným vlastní tíž í hornin (obvykle nejvýznamnějšíslož ka projevující se vž dy) b) Reziduálním stavem napětí („zbytkovým“ napětím) způsobeným tíhou nadlož ních hornin v dalším geologickém vývoji oddenudovaných c) Tektonickým stavem napětí z nahromadění energií od horotvorných č inností v geologické minulosti d) Vlivy geologické stavby masívu vyplývajících z nehomogenit a anizotropií (především u sedimentů a metamorfitů) e) Napětím vyvolaným bobtnáním či smršťováním u hornin obsahujících jílové minerá ly f) Přitíž ením či odlehčením prostoru lidskou činností Pouze první z těchto slož ek - gravitační napětí - doká ž eme analyticky vyč íslit. Jedná se o slož ku velmi významnou. Je tvořeno vlastní tíhou horniny, takž e: • ve svislém směru č iní jeho hodnota: σz = γh • ve směrech vodorovných: σx = σγ = γh K0 kde: γ objemová tíha horniny

(2.1) (2.2)

h

hloubka pod terénem (výška sloupce horniny)

K0

koeficient horninového tlaku v klidu

ν

Poissonovo č íslo

- 8 (48) -

K0 =

ν 1 −ν

(2.3)


Pozn.: Skuteč ná primá rní napjatost však můž e být i dosti odlišná od napjatosti gravitač ní!!! Reziduální, tektonická a bobtnací (smršťovací) napětí můž eme obvykle pouze odhadovat podle geologické stavby území resp. podle projevů prostředí při stavbě č i průzkumu. Je-li matematicky K0 < 1, prakticky ale můž e být i >> 1, přič emž úloha je navíc velmi kompliková na tím, ž e se jedná o problém prostorový. Nezbývá tedy než se pokusit o stanovení slož ek stavu napjatosti masívu přímým měřením in situ. Velmi kvalitní výč et, rozbor a zhodnocení přímých i nepřímých měřících metod resp. zařízení pro zjišťová ní stavu napjatosti podal v ČR J. Pavlík (1987): a) odlehč ová ní líce výrubu b) odlehč ová ní vrtného já dra (s odlehč ením č ela vrtu č i s měřením triaxiá lní buň kou) c) odlehč ová ní štolou (Merril - Pettersonova metoda, Goodmanova metoda, quasiparalelní pozorovací vrty podle Müllera) d) umělé naná šení tlaku (metoda plochých lisů, metoda zakřivených lisů podle Jaegera a Cooka, vodní trhací zkouška, presiometrická měření) e) geofyziká lní metody (seismická měření, akustická měření, měření elektrického odporu, sledová ní změny teploty a hustotní gama –gamametrie). Přes výše uvedený znač ný sortiment zkušebních metod není zjištění stavu napjatosti masívu dodnes zcela vyřešenou úlohou a naopak poněvadž se jedná o úlohu velmi slož itou, je sortiment navrž ených metod tak rozsá hlý. Prakticky všechny metody kvantitativního urč ová ní stavu napjatosti (s cílem stanovit úplný elipsoid napjatosti) jsou totiž odvozeny podle teorie pruž nosti. Zá kladním předpokladem je zde homogenní a izotropní výpoč tový model, v řadě případů tedy ne prá vě srovnatelný se situací in situ (především v důsledku rozč leněnímasívu systémy ploch diskontinuit). Znač nou komplikací je navíc nutnost definová ní úplného elipsoidu napjatosti, což extrémně znamená uspořá dat komplikovaně měření do tří os (obvykle ortogoná lních x, y, z ) pro získá ní tříslož ek tenzoru napjatosti. První dvě skupiny výše uvedených metod (viz ad a) a b)) nepatří v souč asné době k nejdoporuč ovanějším. Důvodem je především jejich velmi vysoká citlivost na rozpuká ní horninového masívu (ať již puklinami přirozenými č i vzniklými trhacíprací při prová dění přístupových děl). Nejpouž ívanější metodou je zřejmě (v ČR a bývalé ČSR v posledních cca 20-ti letech rozhodně) odlehčování štolou v Merril - Pettersonově č i Goodmanově verzi. Tato metoda měření je relativně přístupná , postihující poměrně mohutný horninový blok. Pro stanovení elipsoidu napjatosti ji lze velmi jednoduše uspořá dat ve dvou roviná ch kolmých na souřadnicové osy x a y, poněkud obtíž něji na osu z. Uspořá dá ní konvergenč ního měření, vč etně principu vyhodnocení, je uvedeno na obr. 2.1. Největší potíž realizace této metody je ryze technologická - odlehč ovací štola musí být zřízena co nejpravidelnější (kruhová ), co nejšetrněji (s omezením trhací prá ce) a co nejrychleji. Při raž bě této štoly nesmí přitom dojít k poškození č i znič ení měrných bodů, což vyž aduje v daném prostředí technologickou ká zeň zdaleka ne běž nou. Deformace jsou měřeny tyč ovými, pá smovými nebo drá tovými extenzometry s přesností alespoň 0,1 mm.

- 9 (48) -


σ1+σ2 =

tg 2ϑ =

E (U1 + U 2 ) 2 a 1-ν 2

(

)

- 2 U 2 - U1 - U 3 U1 - U 3 (2.4; 2.5; 2.6)

[

2

]

1 2 2

E (U1 - U2 ) + (U2 - U3 ) σ1 -σ 2 = 2 a 2 (1 - ν 2 )

Obr. 2.1 Uspoř á dá níkonvergenčního mě ř ení Pettersonovou metodou

kde:

a

profil kruhové odlehč ovací štoly

U1, U2, U3

změřené změny distancí protilehlých bodů, odchylujících se o 45o

σ1, σ2

hlavní napětí působící v rovině kolmé k podélné ose výrubu

υ

úhel odklonu hlavních napětí od os souřadného systému

E, ν

přetvá rné charakteristiky (modul pruž nosti a Poissonovo č íslo) prostředí

Velmi perspektivní metodou pro měření stavu napjatosti, umož ň ující přímo kvantifikaci hlavních napětí je vodní trhací zkouška. Tato zkouška (původně vyvinutá pro potřeby těž by uhlovodíků) spoč ívá v zatěž ová ní úseku vrtu uzavřeného obturá tory tlakovou vodou až do jeho porušení - vytvoření trhliny. Směr vrtu i poloha trhliny musí být ověřeny. Schéma působení napětí při zkoušce je patrné z obr. 2.2.

Obr. 2.2 Pů sobení napě tí př i vodní tlakové trhací zkoušce. σ 1, σ 2 - hlavní napě tí pů sobící v rovině kolmé k ose vrtu; p – vnitř ní př etlak vody; σ υ – tangenciá lní napě tí na obvodě vrtu

Uzavřený vrt je zatěž ová n až do porušení horniny (tlak pc1). Vytvoření trhliny má za ná sledek pokles tlaku při konstantní spotřebě vody (tlak ps = σ2). Další odlehč ení má za ná sledek uzavření trhliny (tlak po). Celý cyklus je opaková n při znovuotevření trhliny (tlak pc2). Po ověření směru vzniklé trhliny (obvykle

- 10 (48) -


otiskem do č á steč ně plastické hmoty) lze stanovit velikosti a směr hlavních napětív horninovém prostředí v rovině kolmé k ose vrtu (viz obr. 2.2 a 2.3):

Obr. 2.3 Typický pracovní diagram vodní tlakové trhacízkoušky

pc1 = 3 σ 2 - σ 1 + σ t pc1

(2.7)

tlak vody odpovídající σ υ min = σ t

(2.8)

ps = σ 2

(2.9)

p c 2 = 3 p s - σ 1 - p0 ⇒ σ 1 kde: σ t

(2.10)

pevnost horniny v tahu (vznik trhliny)

pc 2 tlak potřebný ke znovuotevření trhliny p s ustá lený tlak, při němž zůstá vá trhlina otevřená po

tlak při uzavření trhliny

Nevýhodou zkoušky je ná roč né a drahé zařízení („Hydrofrac“ ), při jehož zapouštění ve svislé ose (pro měření v rovině xy) je nutná manipulač ní výška min. 3,5 m (což můž e být na překá ž ku nasazení v průzkumných štolá ch) a především délka měrné sondy 3 m, nutící vyhledat předem v masívu odpovídající metrá ž neporušenou rozpuká ním (ať již posouzením výnosu vrtného já dra č i lépe televizní sondou). Tato podmínka můž e způsobit při měření řadu potíž í. Kvalitativní vymezení zón s různou koncentrací stavu napětí, resp. stanovení napjatostních změn (sekundá rní stav napjatosti v podmínká ch podzemních staveb) lze s úspěchem realizovat pomocí geofyziká lních metod. Nejvíce jsou v podzemním stavitelství rozvinuta měření seismická , a to ve formě lehké úderové seismiky. Při této metodě měření je registrová na rychlost šíření seismických vln, která je výrazně ovlivněna svírá ním diskontinuit a zatěž ová ním prostředí v důsledku koncentrací napětí (směrem nahoru), resp. rozevírá ním diskontinuit vlivem odlehč ení (směrem dolů). Matematicky se dosud předmětné zá vislosti nepodařilo postihnout, nicméně metoda dá vá velmi dobré výsledky při kvalitativním posouzení změn v prostředí. Prakticky je měření prová děno nejč astěji na vějíři vrtů realizovaných v poč vě, bocích a kalotě štoly č i tunelu, když v těchto vrtech je posouvá n nainstalovaný geofon a seismický vzruch je vná šen údery kladiva č i palice na líc výrubu (příp. obezdívky) u ústí vrtu.

- 11 (48) -


Mikroseismické vymezení dosahu přirozené horninové klenby (tzn. redistribuce do sekundá rního stavu napjatosti) v okolí výrubu je patrné z obr. 2.4. Obr. 2.4 Mikroseismické vymezení horninové klenby v okolí výrubu.

2.2 Přetvárnost charakterizuje (obdobně jako u horninové hmoty) vztah mezi zatíž ením a deformací prostředí, a to v měřítku horninových bloků. Polními zkouškami jsou obvykle stanovová ny pro horninový masív pouze moduly pruž nosti (E, Er, resp. Eseis č i Edyn) a moduly přetvárnosti v tlaku (Edef, resp. Ep), stejně jako Winklerovský součinitel (obvykle znač ený k). Poissonova čísla ν(v tlaku či tahu) stejně jako moduly tahové a modul pruž nosti ve smyku (G) jsou polní zkouškou stanovová ny velmi zřídka. K běž nějšímu sortimentu měření in situ pro ověření přetvá rných charakteristik ná lež í: • zatěž ovací zkoušky deskou (statické zkoušky) • zkoušky deformmetrickými sondami ve vrtech (statické zkoušky) • zkoušky plochými lisy v úzkých rýhách (statické zkoušky) • zkouška radiálními lisy (TIWAG) (statická zkouška) • vodní tlaková zkouška (statická zkouška) • seismické a dynamické zkoušky Zkoušky deskou, sondami ve vrtech a plochými lisy jsou považ ová ny za bodová stanovení; zkouška TIWAG, vodní tlaková zkouška a seismická měření mají charakter stanovení plošných. I. Trá vníč ek (1992) posuzuje vhodnost nasazení jednotlivých typů statických zatěž ovacích zkoušek v tabulce 2.I (upraveno):

- 12 (48) -


Umístění

Typ a druh zkoušky

vrt

štoly

Maximálně vyvozené zatíž ení

Parametr zatěž ovací plochy

(MPa)

m (m2)

Použ itízkoušek průzkum

dílo

A

A

1 x 1 m (1 m )

A

-

∅ 30 až 115 mm

A

B

0,5x0,5m, 0,7x0,7m

A

C

A

C

B

C

Zatěž ovací zkoušky (0,2 m2)

deskou

0,5x0,5 m (0,25 m 2)

nad 0,5 m2

B

A

Deformmetrické sondy ve vrtech

A

-

2

až 35 do 15+)

Ploché lisy

-

A

Radiálnílisy (TIWAG)

-

A

do 6

Vodnítlaková zkouška

-

A

do 3

70 i více++)

A vhodné, B podmíněně vhodné, C nevhodné,

2.2.1

0,7x0,7 m (0,5 m 2)

až 11

do 0,5 m2

štola ∅ 2 m délka 2 až 5 m koneč ná č á st štoly ∅2m +)

Trá vníč ek (1977),

++)

Goodman (1980)

Zatěž ovacízkoušky deskou

jsou v souč asné době pro stanovení přetvá rných charakteristik horninového prostředí metodou nejrozšířenější. Použ ívá ny jsou č tvercové (0,5x0,5 m; 0,7x0,7 m; 1x1 m) i kruhové (0,2 m2, 0,5 m2) desky. Příklad mož né sestavy statické zatěž ovací zkoušky deskou viz obr. 2.5. Velikost zatěž ovacího prvku (desky) a vyvozeného zatíž ení urč uje hloubkový úč inek zkoušky. Zkouška by měla být realizová na na co nejméně porušené hornině (vliv trhací prá ce musí být pokud mož no potlač en). Samozřejmostí je podrobné zdokumentová ní zkušebního místa s otestová ním horniny Schmidtovým kladívkem a odběrem vzorků horniny v co nejbliž ším okolí. Vyrovná vací vrstva na kontaktu zatěž ovací desky a horniny by měla být kvalitní a rozhodně co nejniž ší(nejlépe beton, rovněž sá dra, tvarové vlož ky, tvrdá guma, u svislých zkoušek i nízký podsyp normovým pískem). Zvlá štní pozornost zasluhuje konstrukce zatěž ovací desky, která by se měla chovat během zkoušky ve všech rež imech zatíž ení jako tuhá . Tuhost zatěž ovací desky vyplývá především z její výšky (s ohledem na přijatelnou hmotnost desky se použ ívají ž ebrové odlitky nebo svařence). Vá ž ným problémem je orientace zkoušek, související (pomineme-li zvlá štní pož adavky - např. projekč ní) především s umístěním zkoušek, potaž mo s mož ností zachytit reakci zatěž ující síly. Nejpříznivější je z těchto hledisek prová dění zkoušek v podzemí - ve štolá ch - kde můž eme realizovat zkoušky prakticky v jakémkoliv směru, když reakci zatěž ující síly zachycuje protější stěna resp. přístropí štoly a toto zachycení můž e souč asně představovat další (druhé) měrné místo při realizaci jediné zkoušky. Poněkud slož itější je situace na povrchu skalního masívu, kde pro vodorovný směr je nutno obvykle provést v - 13 (48) -


masívu rýhu a zkoušky svislé jsou prová děny buď pod zatěž ovacím mostem (s protizá těž í břemenem) č i se zachycením reakce zatěž ující síly přikotvením (tyč ové kotvy, piloty, mikropiloty, pramencové kotvy apod.) - obr. 2.6. Přikotvení umož ň uje zatěž ová ní v libovolném směru.

Obr. 2.5 Schéma uspoř á dá nízatě žovacízkoušky (J. Hudek, 1980)

Obr. 2.6 Zachycení reakce zatě žující síly př i zkoušce na povrchu terénu

- 14 (48) -


V souč asné inž enýrské praxi se v ČR k vyhodnocení statických zatěž ovacích zkoušek deskou použ ívá nejč astěji vzorec Schleicherův (v různých, víceméně srovnatelných formá ch) vychá zející z teorie pruž ného poloprostoru:

(

E def , E = α 1 - ν 2

kde:

)

F

Δp Δs

(2.11)

Edef, E

modul přetvá rnosti, modul pruž nosti

α

koeficient tvaru a tuhosti zkušební desky

ν

Poissonovo č íslo (stanovené v laboratoři č i odhadem)

F

dosedací plocha zkušební desky

∆p

přírůstek (změna) měrného zatíž ení desky

∆s

přírůstek (změna) zatlač ení desky odpovídající přírůstku (změně) měrného zatíž ení desky ∆p

Z celkových deformací na vzestupné větvi zkoušky jsou vyč íslová ny moduly přetvá rnosti Edef (sekantové i tangenciá lní), z pruž né deformace ověřené odlehč ením pak modul pruž nosti horninového prostředí E. Zatěž ovací zkouškou deskou (obvykle smluvní plochy - např. 0,5 m2) bývá stanovová n podle Winklerovy teorie i souč initel k (Winklerovský souč initel, též pérová konstanta, souč initel pasivního odporu, souč initel pruž ného odporu, souč initel reakce, souč initel č i č íslo lož nosti etc.):

k= kde:

∆p ∆s

[MPam-1, kPam-1, MNm-1, kNm-3]

Δp

přírůstek měrného zatíž ení (napětí)

Δs

tomu odpovídající přírůstek zatlač ení

(2.12)

Pozn.: Toto č íslo není konstantou, je zá vislé na zatěž ované ploše!!! Z tohoto důvodu se prová dí přepoč et hodnoty zjištěné v poli na skuteč nou plochu zatíž enou konstrukcí, příp. je zkouška realizová na deskou smluvní plochy.

2.2.2 Deformmetrické sondy ve vrtech Zatěž ovací zkoušky situované do průzkumných rýh, šachtic č i štol jsou velmi pracné a (především s ohledem na nutná , mimořá dně ná kladná přístupová díla) č asově i finanč ně ná roč né. Je snaha nahradit je podstatně lacinějšími testy situovanými do průzkumných vrtů. V době nedá vné se jednalo o běž nou praxi při průzkumu pro méně exponované objekty č i u niž ších stupň ů průzkumných prací. V souč asnosti jsou tak realizová ny průzkumy i pro ná roč né stavby (např. podzemní) - viz obr. 2.7. Zkoušky deformmetrickými sondami ná lež í ke zkoušká m statickým. Princip měření spoč ívá v zatěž ová ní stěn vrtu radiá lním zatíž ením prostřednictvím zapuštěné cylindrické sondy (buň ky). Sleduje se (obdobně jako u zkoušek deskou) vztah mezi vneseným zatíž ením a přetvořením horniny. Použ ívá ny jsou přístroje pod různým označ ením, obvykle obchodním (elastmetr, presiometr, dilatometr, uniaxiální lis apod.), s různým způsobem pře-

- 15 (48) -


nosu zatíž ení na stěny vrtu (tlakem komprimovaného plynu –tj. pneumaticky, mechanicky nebo hydraulicky) a různým způsobem snímá ní vzniklých deformací (měřením změny objemu buň ky kapalinou č i indukč ními snímač i). Profily měrných buněk - kterým musí odpovídat i profily testovaných vrtů - se udá vají od 30 do 115 mm. Deformmetrické zkoušky je pak mož no prová dět ve vrtech až do hloubky 70 m, při speciá lních úpravá ch zařízení až max. cca 120 m. V ČR se postupem doby ustá lilo ná zvosloví označ ující jako presiometr přístroj naná šející zatíž ení pneumaticky a snímající deformace nepřímo měřením změny objemu kapaliny (obr. 2.8) a jako dilatometr při stejném přenosu zatíž ení přístroj ověřující deformace přímo indukč ními snímač i (obr. 2.9). Výhodou dilatometrických zkoušek je přesnější indikace radiá lních posunů (např. u přístroje SOCOSOR s citlivostí 0,001 mm) a mož nost souč asné informace o směrové anizotropii přetvá ření. Výhodou presiometru je vysoká flexibilita, umož ň ující sledovat větší deformace stěn vrtu, tzn. i po překroč ení meze kluzu (až téměř k vrcholové smykové pevnosti a vývinu plochy porušení).

Obr. 2.7 Výsledky ově ř ení presiometrických modulů př etvá rnosti z prů zkumnéštoly. Tunel Mrá zovka v Praze. (J. Hudek, 1997)

- 16 (48) -

ve

vrtném

vě jíř i


Obr. 2.8 Schéma presiometrické zkoušky soupravou Mè nard (M. Matys, J. Ťavoda, M. Cuninka, 1990)

Obr. 2.9 Prů ř ez sondou dilatometru SOCOSOR (J. Líbal, 1984)

Vzhledem k tomu, ž e dilatometrické a presiometrické přístroje se vyvíjely do znač né míry odděleně, je i metodika vyhodnocení měření poněkud odlišná : •

U měření dilatometrem se stanovují z lineá rní fá ze přetvá rného diagramu moduly přetvá rnosti s použ itím Lamé-ho vztahu (pro tři nezá vislé směry snímá ní; při výpoč tu průměrného modulu se pak vychá zí z reciprochých hodnot modulů, odpovídajících třem snímač ům přetvoření ve třech směrech):

E def = (1 + ν ) d o

kde:

Edef

Δp Δd

(2.13) ν

modul přetvá rnosti

do průměr vrtu při tlaku po diá lního tlakového zatíž ení stěn vrtu

- 17 (48) -

Poissonovo č íslo ∆p zvýšení (změna) ra∆ p = pi - po


∆d zvětšení průměru vrtu odpovídající zvýšení tlakového zatíž ení stěn vrtu ze zatíž ení stěny vrtu po na pi •

U měření presiometrem, u nichž se místo změny ∅ vrtu odeč ítají změny objemu měrné č á sti sondy je (po příslušné úpravě) vyč íslen presiometrický modul přetvá rnosti z výrazu: Δ p (2.14) E p = 2 (1 + ν )(V o + V i ) ΔV

kde:

Vo

objem sondy odpovídající tlaku po

Vi

č tení objemoměru při tlaku zatěž ujícím stěny vrtu pi,

∆V

zvýšení objemu měrné č á sti sondy odpovídající zvýšení tlakového zatíž ení stěn vrtu z po na pi (∆p).

Obdobným způsobem lze z odlehč ovacích větví zkoušky stanovit i moduly pruž nosti (E), resp. presiometrické moduly pruž nosti (Er). Vž dy je třeba mít na paměti, ž e ověřovaná přetvá rná charakteristika odpovídá směru kolmému na podélnou osu měrné buň ky. Moduly stanovené presiometrickými č i dilatometrickými zkouškami jsou přímo srovnatelné s hodnotami stanovenými dalšími typy terénních testů (např. zatěž ovacími zkouškami deskou). Presiometrické a dilatometrické sondy však mají vzhledem ke svým rozměrům (nejč astěji nasazované profily od 60 do 74 mm) podstatně menší objem zkoušené aktivní zóny horniny, což způsobuje oproti výsledkům zkoušek v měřítku horninových bloků v přirozeně heterogenního prostředí zvýšení rozptylu výsledků. Dilatometry lze pak použ ít pro všechny typy skalních a poloskalních hornin; presiometry (vzhledem k niž ší citlivosti při stanovení deformací a parazitním deformacím) jsou vhodné jen pro horniny s nízkou a střední pevností (tř. R4 a R5). Jako za samozřejmé je pro zkoušení těmito sondami považ ová no hloubení vrtu diamantovým ná strojem, u vrtů hlubších 25 m se doporuč uje vrtat a zkoušet po etá ž ích pro zaruč ení neporušenosti horních partií vrtu, velmi č asto tvořených horninou niž ší kvality. Před započ etím zkoušek deformmetrickými sondami je nutné vylouč it úrovně vrtu s nedostateč nou kvalitou stěny, tzn. místa, v nichž by mohlo dojít k havá rii (obvykle uvíznutí) sondy. Zde se vychá zí minimá lně z prohlídky získaného vrtného já dra (nízké výnosy znač í nebezpeč í), lépe z karotá ž e vrtu kavernometrem, vůbec nejlépe pak z prohlídky vrtu televizní sondou. Originá lním typem deformmetrické sondy je uniaxiální lis (obr. 2.10), nazývaný rovněž Goodmanův lis (Goodman - Jack). Jedná se v podstatě o dvě segmentové zatěž ovací desky rozpínané do stěn vrtu (∅ 3“) zatíž ením až 35 MPa. Prá vě tento vysoký výkon je hodný obdivu, když je mož no testovat i kvalitní horninu ve větších hloubká ch. Postup zkoušky je konformní (zatíž ení ve stupních, ustalová ní v zá vislosti na č ase, odlehč ovací větve); vyhodnocení pro zvolené obory zatíž ení se prová dí ze vztahu: E def , E =

kde:

Δ p .φ . K Δd

(2.15)

Edef, E modul přetvá rnosti, modul pruž nosti ∆p

změna zatíž ení při zkoušce - 18 (48) -


Ø

průměr vrtu [cm]

K

tabulková hodnota tlakové konstanty

∆d

deformace stěny vrtu odpovídající změně zatíž ení∆p [mm].

Obr. 2.10 Sonda Goodmanova lisu (J. Líbal, 1984)

2.2.3 Ploché lisy v úzkých rýhách nazývané původně Freyssinetovy polštá ře byly v mechanice hornin použ ity vůbec poprvé v r. 1932 při průzkumu pro přehradu Boulder Dam (USA), a to pro stanovení stavu napjatosti horninového masívu (viz předchozí oddíl - umělé vná šení tlaku, v tomto případě jako tzv. „kompenzač ní metoda“). Polštá ř je vylisová n z vysokotaž ného plechu se svařením obvodové výdutě. Rozměry použ ívaných polštá řů jsou 50x50 a 70x70 cm. Největším problémem jinak nepříliš slož itého měření je příprava úzkých rýh ve stěně štoly. V literatuře se uvá dí mož nost zřizová ní rýh vyřezá ním diamantovou pilou, prakticky však jsou rýhy realizová ny systémem vzá jemně se překrývajících já drových ná vrtů. V takovém případě je pak nutné zajistit kontakt mezi polštá řem a horninou zainjektová ním cementovou maltou. Ploché lisy umož ň ují stanovení přetvá rných charakteristik ve směru kolmém na plochu lisu. Sestava dvou lisů v jednom směru (tzn. == nebo ) zpřesň uje výsledky, při sestavě č tyř lisů ( ) lze urč it přetvá rné charakteristiky ve dvou směrech na sebe kolmých. Schéma osazení jednoho plochého lisu ve stěně štoly s mož ným rozmístěním měrných bodů je vykresleno na obr. 2.11.

- 19 (48) -


Obr. 2.11 Osazení plochého lisu a možné rozmístě ní mě ř ících bodů (I. Trá vníček, 1992)

Zkoušky plochými lisy jsou vyhodnocová ny obdobně jako ostatní zatěž ovací zkoušky z pracovního diagramu na zá kladě zá vislosti přetvoření na zatíž ení. Zvlá štní pozornost je nutno věnovat korektnímu modelová ní okrajových podmínek v masívu během zkoušky, resp. způsobu snímá ní deformací. Moduly přetvá rnosti a pruž nosti lze vyč íslit např. podle Goodmana (1980, viz schéma na obr. 2.12):    p (2c )  y2 y  (1 + ν ) ( E def , E = 1 -ν ) 1 + 2 −  +    2 (Δ y ) c c y2   1+ 2  c

kde:

     

p

zatíž ení rýhy vyvozené plochým lisem

y

rozteč od středu (roviny) plochého lisu k měrnému bodu

∆y

deformace odpovídající zatíž ení lisem p

2c

rozměr lisu

ν

Poissonovo č íslo.

(2.16)

Obr. 2.12 Schéma výpočtových veličin pro stanovení př etvá rných charakteristik př i zkoušce plochými lisy (R. E. Goodman, 1980)

2.2.4 Zkouška radiálními lisy (zkouška TIWAG) je považ ová na za zkoušku plošnou, odvozenou od starší vodní tlakové zkoušky (viz dá le). Sledová ny jsou deformace horninového masívu v okolí kruhového výrubu při radiá lním zatíž ení stěn štoly. Druhý ná zev zkoušky je odvozen od postupu zavedeného firmou TIROLER Wassergesellschaft AG (Rakousko).

- 20 (48) -


Zkouška se vyznač uje mimořá dně ná roč nou přípravou a velmi slož itou instrumentací(obr. 2.13 a 2.14).

Obr. 2.13 Sestava radiá lního lisu - metoda TIWAG (J. Malgot, F. Klepsatel, I. Trá vníček, 1992). a – př íčný ř ez, šestná ctiúhelník s vystrojením; b – podélný ř ez zkušebním úsekem; 1 – mě ř ící trouba; 2 – plochélisy s čerpadlem; 3 – svazující rozpě rnéskruže; 4 – vyrovná vacíbeton

Obr. 2.14 Zkouška radiá lními lisy - TIWAG (R. S. Sinha, 1991)

Hladký kruhový výrub (∅ 2, resp. 2,5 m) je opatřen v úseku 2 až 5 m primá rní obezdívkou ze stříkaného betonu a sekundá rním ostěním průřezu pravidelného 16ti úhelníka betonovaným do šablony. Radiá lní zatíž ení horniny je vyvozová no šestná cti plochými lisy, když reakce zatíž ení je zachycena vnitřními svazujícími ocelovými skruž emi. Měrné body jsou osazeny v krá tkých vrtech situovaných ve vrcholech 16ti úhelníka a zakotveny jsou k centrá lní ocelové trubce. Hloubka vrtů s měrnými body je různá (pro indikaci deformací v různých úrovních okolního masívu). Vlastní zkouška je prová děna (obdobně jako jiné typy zatěž ovacích testů) postupným přitěž ová ním s odlehč ovacími větvemi. Pro výpoč et přetvá rných charakteristik je uvaž ová no (vzhledem k tomu, ž e ploché lisy se vzá jemně nedotýkají) s redukcí radiá lního zatíž ení. Různí autoři udá vají pro stanovení přetvá rných charakteristik horninového masívu v radiá lních směrech ná sledující vztahy: E def , E =

p .r m+1 Δr m

(pro horninu nerozpukanou)

a pro horninu porušenou rozpuká ním:

- 21 (48) -

(2.17)


 rf m + 1  ln r + m   

E def , E =

p.r Δr

kde:

Edef, E

modul přetvá rnosti, modul pruž nosti

p

vyvozené zatíž ení (změna zatíž ení)

r

poloměr kruhové štoly

∆r

radiá lní deformace odpovídající změně zatíž ení p

rf

poloměr rozpukané oblasti v horninovém masívu

rf =

(2.18)

r .p σt

(2.19)

m

Poissonova konstanta m =

ν

Poissonovo č íslo

σt

pevnost horniny v tahu

1 ν

(2.20)

Zkouška radiá lními lisy je testem mimořá dně slož itým. Prová dí se pouze při ná roč ném průzkumu pro mimořá dně exponované tlakové přivaděč e vodohospodá řských děl č i podzemní tlakové zá sobníky plynu. Podle informace I. Trá vníč ka tomu bylo v bývalém ČSR při geotechnickém průzkumu pro VD Morá vka, PVE Čierný Vá h (SR), PVE Dalešice, PVE Dlouhé Strá ně a PVE Hrhov (SR). Realizá torem byla pokaž dé SG Praha (dnes SG-Geotechnika).

Obr. 2.15

Radiá lní deformace štoly, štola Slavíč - VD Morá vka (SG Praha). Anizotropie př etvá ř enípř i zkoušce TIWAG

Velmi cenné informace (a to jak kvalitativní, tak i kvantitativní) lze získat o přetvá rné anizotropii horninového masívu v okolí přivaděč e č i trouby zá sobníku (obr. 2.15). Z nich pak lze posuzovat spolupůsobení obezdívky tlakové štoly s okolní horninou.

2.2.5 Vodnítlaková zkouška („ komorová“) předchá zela zkoušce TIWAG. Je urč ena rovněž pro stanovení přetvá ření horninového masívu v okolí tlakových přivaděč ů vodních děl. Princip zkoušky spoč ívá v zatěž ová ní zkušebního úseku kruhové štoly (∅ cca 2 m) tlakovou vodou

- 22 (48) -


v komoře uzavřené v úseku délky cca 5 m těž kými tlakovými zá tkami. Tlakovaný prostor se (pro zabrá nění úniku vody) vyklá dá betonovou obezdívkou č i vodotěsnou fólií. Měření deformací se původně prová dělo sledová ním změny objemu natlakované komory, později vodotěsnými snímač i deformací nesenými na příč ně postavených invarových tyč ích (obr. 2.16) č i prostřednictvím extenzometrů osazených ve vrtech v různých úrovních masívu.

Obr. 2.16

Instrumentace vodnítlakové(komorové) zkoušky (R. S. Sinha, 1991)

Sinha (1991) udá vá pro výpoč et modulu přetvá rnosti ná sledující výraz: E def =

p . a2 (1 + ν ) r .Δ r

kde:

p

vnitřní vodní tlak v komoře

a

poloměr líce horniny v komoře

r

poloměr bodů, v nichž je snímá na deformace

∆r

změna (deformace) odpovídající tlaku vody p

ν

Poissonovo č íslo.

(2.21)

Vodnítlaková zkouška nebyla na domá cích lokalitá ch patrně nikdy nasazena.

2.2.6 Seismické a dynamické zkoušky ná lež í principem ke geofyziká lním měřením, použ ívaným jinak jako zavedené metody obzvlá ště v poč á teč ních fá zích geotechnického průzkumu (viz). V literatuře se poměrně nesystematicky vyskytují oba ná zvy, když je jimi popisová na tá ž zkušební č innost (tzn. pro stejné testy je použ ívá no jak označ ení „seismické“, tak označ ení „dynamické“). Logický a sprá vný se jeví ná zor (prezentovaný např. R. E. Goodmanem, 1980), který tyto testy označ uje jako dynamické. • •

Za dynamické lze označ it zkoušky, kdy do prostředí vná šíme velmi rychlé konkrétní tíhové zatíž ení, v prostředí lze předpoklá dat tlumený rá z s mož nostídefinovat okrajové podmínky zkoušky. Za seismické měření lze považ ovat působení vzruchu nemajícího charakter konkrétního tíhového zatíž ení s nemož ností definovat exaktně okrajové podmínky měření. Toto měření je vhodné jako průzkumná metoda realizovaná na větších plochá ch a do větších hloubek masívu pro ověření slož ení a kvalitativní ocenění horninových vrstev.

- 23 (48) -


Princip zkoušky č i měření spoč ívá ve vnesení rychlého zatíž ení č i vzruchu do horniny (pá d zá važ í na desku u rá zové zatěž ovací zkoušky, odpá lení lehké ná lož ky ve vrtu č i na povrchu masívu, vibrá tor vhodné frekvence na povrchu horniny, údery palice č i kladiva na líc horniny při úderové mikroseismice) při souč asném zá znamu útlumu vlny tastografem č i snímač i zrychlení (u rá zové zkoušky deskou), resp. rychlosti šíření podélné a příč né vlny (u ostatních forem měření) prostřednictvím geofonů osazených ve zná mých vzdá lenostech a napojených na vhodné aparatury.

Obr. 2.17 Lehká dynamická deska. Plocha 700 cm 2, beran 10 kg, výška pá du 1 m (fy ECM, ČR)

Z předchozího rozkladu tedy vyplývá řada mož ností instrumentace (a ná sledného vyhodnocení) měření. Prakticky je pak v mechanice hornin realizová na především metoda vnesení vzruchu odpá lením lehkých ná lož í (na povrchu, při karotová ní jednoho vrtu č i při prozařová ní masívu mezi dvěma vrty) a v souč asné době č ím dá l č astěji i metoda lehké úderové seismiky. Rá zová zatěž ovací zkouška deskou bývá nasazová na při kontrolá ch kvality zemních těles (např. zařízení německé fy ZORN č i obdobné zařízení č eské fy ECM –obr. 2.17); těž ké vibrá tory jsou použ ívá ny převá ž ně při geologickém průzkumu hlubších struktur zemské kůry (č asto pro uhlovodíkovou prospekci –např. systémem VIBROSEIS). Pokud v jednom místě pevného pruž ného tělesa vyvolá me vzruch, pak se vzniklé vlnění šíří do všech směrů formou dvou seismických (dynamických) paprsků - vlnou podélnou a vlnou příč nou. Rychlost šíření prostředím je pak zá vislá na jeho vlastnostech (modulu pruž nosti E, Poissonovu č íslu ν a hustotě materiá lu ρs). Prakticky to znamená , ž e č ím je hornina kvalitnější, tím je rychlost šíření vln vyšší. Pro jednovrstvé, kvá zihomogenní horninové prostředí jsou běž ně udá vá ny ná sledující vztahy vyč íslující přetvá rné charakteristiky (např. R. E. Goodman, 1980):

Edyn( seis ) = 2 (1 + ν ) ρ s Vs2

nebo

- 24 (48) -

(2.22)


2

E dyn ( seis ) = ρ s V p2

kde:

(1 - 2 ν )(1 + ν ) 1 -ν

; ν dyn ( seis )

 Vp    -2   1  Vs  = 2  Vp 2   V  -1  s

(2.22; 2.23)

Edyn(seis)

dynamický (seismický) modul pruž nosti

νdyn(seis)

dynamické (seismické) Poissonovo č íslo

ρs

hustota horniny

Vp

rychlost šíření podélné vlny

Vs

rychlost šíření příč né (smykové) vlny

příp.

Gdyn( seis ) = ρ s . Vs2

Gdyn(seis)

dynamický (seismický) modul pruž nosti ve smyku.

(2.24)

Reá lné horninové prostředí však není zcela homogenní a izotropní. Je ve skuteč nosti rozděleno řadou ploch diskontinuity, obsahuje oblasti horniny sníž ené kvality (nejč astěji v důsledku zvětrá ní), pukliny jsou pak č asto vyplněny alterovaným materiá lem č i vodou. Z těchto důvodů jsou pak skuteč né (statické) hodnoty přetvá rných charakteristik niž ší („méně příznivé“) než hodnoty dynamické, vyč íslené z výše uvedených vztahů. Univerzá lní korelace mezi předmětnými hodnotami statickými a dynamickými nebyla dosud nalezena; vzhledem k variabilitě přírodních podmínek se převodní vztah liší případ od případu. Především z uvedených důvodů nelze dynamická (seismická ) měření obecně použ ívat pro stanovení přetvá rných charakteristik horniny (masívu). Oproti tomu jsou tato měření výteč ným prostředkem kvalitativního ohodnocení stavu horninového masívu i na větších plochá ch, resp. ve větších objemech, když především upozorň ují na pá sma horniny sníž ené kvality č i horniny porušené v důsledku redistribuč ních procesů (viz obr. 2.4).

2.3 Pevnost charakterizuje horninový masív (ať již tvořící vlastní inž enýrskou konstrukci, č i s vestavěnou konstrukcí spolupůsobící) při porušení. Uvá díme-li u horninové matérie, ž e: „vlastní pevnost zá sadně ovlivň uje způsob zatíž ení (namá há ní), stejně jako orientace zatíž ení vůč i plochá m oslabení ....“ (viz laboratorní zkoušky), pak pro pevnost horninového masívu (realizovanou polními zkouškami v měřítku horninových bloků) to platí dvojná sob. Velmi výrazně se v tomto případě skuteč ně uplatň ují oba faktory – způsob namá há ní v kombinaci s orientací zatíž ení ku plochá m diskontinuity. Z pohledu mechanismu namá há ní horninového prostředí (resp. způsobu porušenímasívu) lze odvodit ná sledující typy pevností: a) b) c) d)

smyková jednoosá tlaková trojosá tlaková (triaxiální) jednoosá tahová

- 25 (48) -


2.3.1 Smyková pevnost Horniny se ponejvíce porušují smykem - to je pro geomateriá ly ostatně typické. Příč ina spoč ívá v tom, ž e dvouparametrická smyková pevnost, představovaná soudrž ností, (resp. poč á teč ní smykovou pevností příp. zaklínová ním) a dá le třením, tvoří hlavní vzdorující reakci proti pohybu č á sti horninového tělesa zatíž eného soustavou aktivních sil pohyb vyvolá vajících. Teoretickým objasněním odolnosti hornin proti rozrušení smykem se zabývala řada autorů –např. Hendron Jr. a Hoek (1969), Jaeger a Cook (1971), Goodman (1980), v ČR pak např. V. Mencl (1966) č i J. Pavlík (1974). Podle uspořá dá ní lze smykové zkoušky dá le č lenit na: a) s předurčenou plochou porušení b) s volnou plochou porušení c) po plochách nespojitosti (po odluč ných plochá ch).

a) SMYKOVÉ ZKOUŠKY S PŘ EDURČ ENOU PLOCHOU PORUŠENÍ(SMYKOVÉ ZKOUŠKY V RÁ MU) jsou nejobvyklejším typem polní zkoušky pro ověření parametrů smykové pevnosti horninového masívu. Ve svém principu jsou tyto zkoušky v zá sadě zvětšenou a do terénu přenesenou zkouškou krabicovou (použ ívanou běž ně při laboratorním testová ní zemin). Maximá lně šetrně uvolněný blok horniny (obvrtá ním vzá jemně se překrývajícími, nejlépe já drovými vrty, příp. obřezá ním diamantovou pilou, při dodateč ném ruč ním dolomu) je zpevněn nasazeným ocelovým rá mem a výplň ovou betoná ž í. Smykové porušení můž e nastat pouze ve velmi úzké zóně mezi dolním okrajem nasazeného rá mu a plochou, v níž je blok spojen s horninovým masívem => „př edurčená plocha porušení“). S ohledem na co mož ná nejjednodušší technologické uspořá dá ní smykové zkoušky je nutné odklonit tangenciá lní zatěž ující kolonu tak, aby průseč ík smykové a normá lné síly byl v těž išti předurč ené smykové plochy (je nutné vylouč it mož né momenty). Ú hel odklonu při běž ně použ ívaných smykových rá mech 50x50x30 cm a méně obvyklých rá mech 70x70x35 cm č iní 15°. Tento odklon je pak nutno zohlednit při vyč íslení sil zatěž ujících blok až do vytvoření souvislé plochy porušení: TT = T cos α

vodorovná slož ka šikmé smykové síly ⇒ τ

(2.25)

TN = T sin α

svislá slož ka šikmé smykové síly

(2.26)

NN = N + TN + NK

celková normá lná zatěž ující síla ⇒ σ

(2.27)

N

normá lná zatěž ující síla vnesená svislou kolonou

NK bloku s rá mem

tíha svislé zatěž ující kolony a vlastní tíha horninového

Standardní metodika zkoušky obvykle předpoklá dá (při stupň ovitém zvyšová ní smykové síly) udrž ení konstantního normá lného namá há ní až do vytvoření souvislé smykové plochy (dosaž ení vrcholové pevnosti); posléze je (pro ověření pevnosti reziduá lní) odlouč ený blok dá le smýká n –po drá ze minimá lně 25 mm (lépe po drá ze delší, což však můž e narazit na znač né potíž e s instrumentací, když hrozí zřícení normá lné kolony).

- 26 (48) -


Za samozřejmé je považ ová no sledová ní deformací vyvíjejících se při postupném zatěž ová ní bloku, a to jak vodorovných (pro konstrukci pracovního diagramu smykové zkoušky), tak i svislých (pro posouzení objemových změn v horninovém bloku, resp. pro posouzení chová ní bloku postiž eného případnou puklinou, probíhající v blízkosti předurč ené smykové plochy). Na kaž dém stupni je vyč ká no ustá lení vývoje deformací a to urč itým smluvním postupem. Příklad instrumentace smykové zkoušky je uveden na obr. 2.18.

Obr. 2.18 Uspoř á dá ní smykové zkoušky. Smykový rá m s plochou 2500 cm 2, max. normá lné zatížení 9 MPa, max. tangenciá lní zatížení 11 MPa (Líbal, SG Praha, 1983)

1-

Smykový rá m 500x500x175 mm (mohou být dva nad sebou v případě zkoušení horniny s malou pevností) 2 - Zatěž ovací a rozná šecí deska pro vy-vození normá lného zatíž ení 2500 kN, resp. napětí 10 MPa o rozměrech 500x500x120 mm 3 - Kalená ocelová deska 300x400x40 mm pro posun vá leč kového lož iska 4 - Vá leč kové lož isko pro smykovou drá hu 5 - Hydraulický zvedá k 2274 kN na vyvození normá lného zatíž ení 6 - Kulový kloub, umož ň ující centrické zatíž ení 7 - Ocelová deska ∅ 260 x 60 mm 8 - Rozpěrné prvky distanč ní kolony s přírubami o délká ch 100, 250, 500 a 1000 mm 9 - Opěrná rozná šecí deska 10 - Hydraulický zvedá k (buď 1 ks 2274 kN nebo 2 ks á 1366 kN) k vyvození tangenciá lního zatíž ení 11 - Rozná šecí ocelový blok 520x180x200 mm, umož ň ující rovnoměrné roznesení tangenciá lního zatíž ení max. 2730 kN ze zvedá ků na č elo smykového rá mu 12 - Klínová vlož ka 520x175x53,5 mm, umož ň ující působení výslednice tangenciá lního zatíž ení do středu předpoklá dané smykové plochy

- 27 (48) -


Po ukonč ení smykové zkoušky (tj. vytvoření souvislé smykové plochy a ná sledném sledová ní vývoje reziduá lní pevnosti při dalším posouvá ní bloku) je nutné blok překlopit a vytvořenou plochu porušení detailně zdokumentovat a proměřit. Z takto zjištěné skuteč né plochy porušení a zná mých zatěž ujících sil soustavy jsou pak přepoč tena namá há ní horniny v předurč ené smykové ploše. Vztá hneme-li v pracovním diagramu zkoušky vyvozené tangenciá lní zatíž ení ku posunu smýkaného bloku za souč asného sledová ní deformací ve směru působícího normá lného zatíž ení lze potvrdit na deformač ních křivká ch některé charakteristické body (obr. 2.19 a 2.20): Y

mez kluzu

D

oblast vzniku dilatance

F

mez vrcholové pevnosti

R

počátek reziduální pevnosti

U hornin vyznač ujících se dilatantním typem porušení (obr. 2.19) bývá až do meze kluzu (Y) zá vislost mezi napětím a deformací blízká lineá rní –uplatň uje se pouze soudržnost. Na mezi kluzu dochá zí k výraznějšímu přírůstku deformace –k proklouznutí. Za mezí kluzu se smyková pevnost zvyšuje za cenu rozrušová ní horniny. V oblasti vzniku dilatance D poč íná zkušební blok nabývat na objemu (vyvíjí se dilatance), č ímž se (v důsledku vyšší mobilizace tř ení) dá le zvyšuje tangenciá lní napětí –ovšem při dalším rozrušová ní horniny až do vytvoření souvislé plochy porušení (mez vrcholové pevnosti F) v tenké vrstvič ce horniny. Za mezí vrcholové pevnosti dochá zí k plynulému poklesu smykových napětí při rovnoměrném posouvá ní bloku horniny ve vzniklé smykové ploše až do ustá lení tangenciá lního napětí v poč á tku reziduální pevnosti (R), kdy vymizí soudrž nost a zbytková pevnost horniny je představová na již jen jedním smykovým parametrem –tř ením na smykovéploše. U hornin disponujících kontraktantním typem porušení (obr. 2.20) je proces přetvá ření (při poměrně vyšších normá lných napětích) do meze kluzu (Y) stejný jako v předchá zejícím případě. Za mezí kluzu pak dochá zí k výraznému přírůstku vodorovné deformace až do porušení (F). Celý proces přetvá ření a porušová ní je prová zen zmenšová ním objemu zkušebního bloku (kontraktancí). Na č á ře pracovního diagramu postrá dá me úsek vyjadřující výrazný ná růst smykové pevnosti. K porušení dochá zí v silnější vrstvě, hornina v této vrstvě je znač ně rozrušena, k porušení je nutná větší deformace (posun) než u porušení dilatantního. Vynesením výsledků zkoušek na jednotlivých blocích horniny do MohrCoulombova zobrazení obdrž íme č á ry charakterizující stavy napjatosti, při nichž dochá zí ke změná m chová ní horninového prostředí. Čá rou meze kluzu (Y) jsou vymezeny napjatostní vztahy, při kterých se na smykové pevnosti uplatň uje převá ž ně soudrž nost (nedochá zí dosud k narušení celistvosti masívu). Čá ra vrcholové pevnosti (F) pak ohranič uje napjatostní stavy, při kterých dosud nedochá zí k porušení horniny s tím, ž e sama je „mezním stavem“, při kterém k porušení dochá zí. Pá smo mezi č arami meze kluzu (Y) a vrcholové pevnosti (F) ná lež í napjatostním stavům, při kterých se na smykové pevnosti již podstatně uplatň uje i tření –ovšem za cenu vývoje potenciá lní smykové plochy a tedy narůstající deformace.

- 28 (48) -


Čá ra reziduální (zbytkové) pevnosti pak odpovídá smykové pevnosti tvořené v příslušném směru třením. Pro aktivaci tření je pak přirozeně potřebný větší posun bloku. Stavy napjatosti odpovídající oblasti vzniku dilatance (obvykle přiřazované příznivému typu porušení) lze v případě potřeby vymezit č á rou vzniku dilatance. Dilatance je pak považ ová na za velmi důlež itou slož ku pevnosti skalních hornin.

Obr. 2.19

Charakteristický zjednodušený prů bě h pracovního diagramu smykové zkoušky v rá mu – Hornina dilatantního typu porušení(J. Hudek, 1980)

Obr. 2.20

Charakteristický zjednodušený prů bě h pracovního diagramu smykové zkoušky v rá mu. Hornina kontraktantního typu porušení(J. Hudek, 1980)

Zajímavé vyhodnocení oblasti vzniku dilatance provedl pro smykovou zkoušku realizovanou v bezprostřední blízkosti hrá ze VD Vír (na komplexu svorů, mezi bloky 7 a 8 hrá ze) V. Mencl (obr. 2.21):

Obr. 2.21

Vyhodnocení oblasti vzniku dilatance z pracovního diagramu smykové zkoušky. VD Vír, komplex svorů (V. Mencl, 1992)

- 29 (48) -


Příslušné č á ry, vyjadřující pevnosti č i meze (Y, F, R, případně D), jsou u hornin představová ny v Mohrově zobrazení obecnými křivkami s křivostí měnící se v zá vislosti na oboru normá lného napětí σ (modul 01 - obr. 2.13). S ohledem na to, ž e z praktických důvodů jsou v jedné sadě realizová ny obvykle č tyři smykové bloky (tj. č tyři body –při různých normá lných přítlacích σ), bývají předmětné č á ry konstruová ny jako přímka. Je-li to mož né (s ohledem na testovaný obor normá lného napětí), pak ve formě bilineá rní, lépe vystihující č á ru měnící se křivosti. Příklad takového zhodnocení několika sérií smykových zkoušek je pro granodiority typu Krá lovo Pole a Blansko uveden na obr. 2.22.

Obr. 2.22

Zhodnocení čtyř sériísmykových zkoušek s př edurčenou plochou porušení. Granodiority typů Krá lovo Pole a Blansko. (J. Haná k-V. Horá k, 1988)

Smykové zkoušky s předurč enou plochou porušení jsou nejč astěji realizovaným typem polní smykové zkoušky. Důvodem je relativně neslož itá instrumentace a provedení zkoušky, jako i příprava nízkých horninových bloků. Platí to rovněž pro vyhodnocení zkoušky (i zhodnocení série zkoušek). V některých případech instrumentová ní zkoušky mohou nastat problémy se zachycením

- 30 (48) -


reakce normá lné slož ky (standardně řešené opřením o strop štoly č i rozrá ž ky, případně opřením o zatěž ovací most). Zde pak lze použ ít i přikotvení.

b) SMYKOVÉ RUŠENÍ

ZKOUŠKY S VOLNOU PLOCHOU PO-

jsou prová děny na tzv. „vysokých“ horninových blocích zatěž ovaných ve dvou navzá jem kolmých směrech tak, ž e smyková plocha se vyvine volně – v nejslabším směru (resp. místě) testovaného bloku. Příklad uspořá dá ní takovéto zkoušky je uveden na obr. 2.23. Smykové zkoušky s volnou plochou porušení obecně přiná šejí velmi hodnověrné výsledky především proto, ž e zohledň ují vliv přítomných ploch nespojitosti v horninovém bloku (masívu). Ze stejných důvodů je však příprava „vysokých“ zkušebních bloků nesmírně obtíž ná . Vyhodnocení zkoušky (série zkoušek) se prová dí jako prostorová úloha. Jistým problémem zůstá vá při volném vývoji plochy porušení indikace objemových změn pro stanovení oblasti vzniku dilatance.

Obr. 2.23 Př íklad instrumentace smykové zkoušky s volnou plochou porušení(I. Trá vníček, 1978)

- 31 (48) -


c) SMYKOVÉ TOSTI

ZKOUŠKY PO PLOCHÁ CH NESPOJI-

Nejjednodušší způsob stanovení smykové pevnosti po plochá ch nespojitosti spoč ívá v posouvá ní dvou horninových bloků (původně od sebe oddělených vyšetřovanou spá rou), odlouč ených z masívu, po sobě. Zjišťuje se maximá lní tangenciá lní síla dosaž ená na poč á tku pohybu horního bloku, resp. její sníž ení při trvá ní pohybu (tření vrcholové a reziduá lní). Poněvadž je normá lná slož ka vyvozena pouze vlastní tíhou bloku (tu je nutno po zkoušce stanovit) je třeba, aby vyšetřovaná spá ra byla vodorovná . Posunutí bloku během zkoušky se obvykle neměří, s tím, ž e v oboru velmi nízkých napětí σ jsou před dosaž ením mezní tangenciá lní síly deformace prakticky neměřitelné a po překoná ní tření nará z výrazně vzrostou (obr. 2.24). Tento způsob měření lze použ ít pouze při vyšetřová ní ploch nespojitosti rovných, bez výstupků a prohlubní, u kterých není na zá vadu odlouč ení horninových bloků při přípravě a u nichž je smykový odpor stejný při protisměrných pohybech. Obr. 2.24 Stanovení smykové pevnosti po plochá ch nespojitosti posouvá ním horního bloku (I) a mě ř ením tangenciá lnísíly (T) (Pavlík, 1975)

Koeficient tření (v klidu –vrcholový) f je dá n poměrem maximá lně dosaž ené tangenciá lní síly a tíhy bloku a úhel tření ϕ = arc tg f. (2.28). Obdobně se pak stanoví úhel tření za pohybu (reziduá lní). Ú hel tření v klidu lze též jednoduše (přibliž ně) urč it naklá něním styč né spá ry až do polohy při níž dojde k pohybu horního bloku (obr. 2.25 a 2.26)

Obr. 2.25 Stanovení smykové pevnosti po ploše nespojitosti naklá ně ním bloků horniny (J. Pavlík, 1975)

Za jistých okolností můž e být i stanovení smykové pevnosti po plochá ch odluč nosti slož itě instrumentová no obdobně jako smyková zkouška v rá mu v obecné orientaci, případně přepoč ítá no ze smykové zkoušky v rá mu když se přirozená plocha nespojitosti nachá zí v bezprostřední blízkosti plochy předurč ené rá mem.

- 32 (48) -


Obr. 2.26 Zkouška pevnosti po puklině dle Bartona

2.3.2 Jednoosá tlaková zkouška je realizová na na vysokých horninových blocích (obvyklých průřezů 0,5 x 0,5 m, resp. ∅ 0,5 m a výšky dvojná sobku příč ného profilu –tj. 1 m). Hranol č i vá lec horniny je pak zatěž ová n osově pouze hlavním zatíž ením σ1; zatěž ovací síla musí být opravena o tíhu zatěž ovací kolony a vlastní tíhu horninového bloku. Schéma uspořá dá ní zkoušky je zřejmé z obr. 2.27. Během zkoušky jsou pro konstrukci pracovního (přetvá rného) diagramu snímá ny podélné i příč né deformace. Pevnost v jednoosém tlaku se pak vyč íslí z poměru maximá lně dosaž eného zatíž ení ku poč á teč nímu průřezu bloku. Při snímá ní příč ných deformací lze ze zkoušky vyč íslit i průběh Poissonova č ísla (v tlaku) a dá le z pracovního diagramu zkoušky i mez kluzu. Nachá zejí-li se v místě zkušebního bloku plochy nespojitosti oslabující skalní masív (tj. víceméně standardní stav) je příprava bloku velmi komplikovanou č inností. Podaříli se pak blok i přesto připravit, respektuje vž dy plocha porušení vzniklá při zkoušce některou (případně i více) z těchto ploch nespojitosti. Jednoosá tlaková zkouška patří k testům, které se v poli realizují poměrně zřídka, především s ohledem na velmi obtíž nou přípravu vysokých horninových bloků.

2.3.3 Trojosá (triaxiální) tlaková zkouška bývá realizová na na vysokém horninovém bloku tvaru hranolu rozměrů odpovídajících použ itému zařízení a reá lným mož nostem přípravy (např. 0,5 x 0,5 x 0,8 m). S ohledem na mimořá dně slož itou instrumentaci (obr. 2.28) a nutnost zachycení reakcí zatěž ujících slož ek bývá nejvýhodnější umístit zkušební bloky do rozrá ž ek průzkumné štoly. Na instrumentovaný blok působí zatíž ení σ1 svisle (ve směru převlá dajícího gravitač ního stavu napjatosti a zatíž ení σ2 a σ3 (obvykle σ2 = σ3) ve směru příč ném. Zatíž ení jsou vyvozová na po stupních, se sledová ním deformací. V prvé fá zi zkoušky bývá dosaž eno hydrostatického stavu napjatosti σ1 = σ2 = σ3), v druhé fá zi udrž ujeme namá há ní plá šťové (σ2 = σ3) při zvyšová ní axiá lního zatíž eníaž do vytvoření souvislé plochy porušení. Trojosá tlaková zkouška patří k testům, které se v poli realizují jen výjimeč ně, při průzkumu pro zcela mimořá dné stavební zá měry. Příprava vysokých horni-

- 33 (48) -


nových bloků je velmi obtíž ná ; test musí být proveden minimá lně na třech blocích při různých příč ných napětích σ2 = σ3. Přítlač né desky příč ných napětí musí být dělené, aby se mohla v bloku vyvinout plocha(y) porušení.

Obr. 2.27 Schéma uspoř á dá nípolní zkoušky v jednoosém tlaku (J. Hudek, 1980)

2.3.4 Jednoosá tahová zkouška Tahová pevnost horninového masívu ná lež í k nejobtíž něji stanovitelným vlastnostem. Důvodem je skuteč nost, ž e tahová pevnost je mimořá dně citlivá na jakékoliv strukturně-texturní oslabení horniny (byť jen vlasovými puklinami) a to nesrovnatelně více než jednoosá tlaková pevnost, pevnost triaxiá lní č i smyková , případně přetvá rnost. Rovněž příprava vysokých zkušebních bloků a poměrně slož itá instrumentace s nutností maximá lně eliminovat mož né excentricity v zatěž ovacím systému úkol komplikují. Výsledek zkoušky musí být opraven o vlastní tíhu horniny, případně přenosového zařízení. Zajímavou zatěž ovací sestavu a metodiku, vyluč ujících některé parazitní vlivy, použ il J. Hudek při průzkumu pro Strahovský tunel v Praze (r.1980) –obr. 2.29. Vedle pevnosti v jednoosém tahu byly z pracovních diagramů zkoušky stanoveny i přetvá rné charakteristiky v tahu (moduly, Poissonovo č íslo). V tomto případě byly zkoušeny cenomanské jílovce.

- 34 (48) -


Obr. 2.28

Schéma uspoř á dá nípolnítriaxiá lnízkoušky (J. Hudek, 1980)

Obr. 2.29 Polnítahová zkouška (J. Hudek, 1980, PÚDIS Praha – Strahovský tunel)

- 35 (48) -


Jsou-li k dispozici hodnoty pevností jednoosé tlakové, triaxiá lní (resp. triaxiá lních) a jednoosé tahové lze vykreslit obá lku Mohrových kruž nic, charakterizující smykovou pevnost odpovídající horninovému masívu (viz modul 01 - obr. 2.13).

2.4 Indexové vlastnosti Stejně jako při hodnocení vlastností horninové matérie laboratorními zkouškami je pro stanovení přetvá rných a pevnostních charakteristik in situ potřebné ná roč né, drahé a jednoúč elové testovací zařízení. Příprava zkušebních míst je velmi pracná (č asto ná kladnější než samotná zkouška č i měření in situ). Až na výjimky jsou pak polní zkoušky zá lež itostí bodovou, když výsledky jednotlivých měření jsou na masív ná sledně extrapolová ny. Stejně jako u laboratorních testů je v praktické mechanice hornin velmi č asto potřebné rychlé posouzení horniny, ve větších metrá ž ích (štoly, tunely) č i plochá ch (stěny) a s použ itím co nejjednoduššího přístrojového vybavení. Těmto pož adavkům vyhovuje stanovení indexových charakteristik (č i alespoň jedné z nich) snadno korelovatelných do běž ně použ ívaných parametrů. Jako polnízkoušky lze zatím realizovat dvě stanovení indexových vlastností: •

INDEX PEVNOSTI V BODOVÉ M ZATÍŽENÍ(point load test), stanovený na nepravidelných tělíscích č i úlomcích vrtných jader přímo v poli, v průzkumné štole, u skalní stěny č i u vrtné soupravy. Zkouška se nijak neliší od laboratorního testu (viz laboratoř MH), zařízení však musí být upraveno pro použ ití v polních podmínká ch. • SKLEROSKOPICKÁ TVRDOST HORNINY je obdobně jako v laboratoři realizová na Schmidtovým kladívkem, původně konstruovaným pro testová ní betonu. V poli nejč astěji použ ívaným kladívkem je typ N, všestranně vyhovující vzhledem ke snadnému transportu a manipulaci, jako i ná razovou energií 2,25 J. Kladívko typu N můž e být vybaveno registrač ním zařízením č i v nové generaci elektronickým snímá ním v kombinaci se zá znamovým a vyhodnocovacím zařízením. Při měření skleroskopické tvrdosti na přirozených plochá ch nespojitosti pro potřebu některých tunelá řských klasifikací je použ ívá no, obdobně jako v laboratoři, kladívko typu L (s ná razovou energií 0,75 J). Při praktickém prová dění polního měření Schmidtovým kladívkem se ve zvoleném kroku (5 č i 10 m) vyhledá vají ve stěně vž dy tři zkušební místa, kaž dé (pokud mož no) na jiném horninovém bloku nenarušeném technologií uvolň ová ní horniny. Testované místo je zabroušeno s ná střikem vody a ozkoušeno deseti údery kladívka. Výsledná hodnota skleroskopické tvrdosti (odpovídající % odskoku Schmidtova kladívka) je po opravě, zohledň ující odklon kladívka při zkoušce od horizontá ly, vyjá dřena maximá lním % odskoku ze zmíněných třímíst v předmětné metrá ž i a průměrem z těchto tří loká lních maxim. Největším kladem tohoto měření in situ je nevelká ná roč nost realizace, jednoduché zkušební zařízení a velká přístupnost i ve slož itém terénu. Skleroskopická tvrdost horninového materiá lu je velmi dobře korelovatelná na pevnost horniny v jednoosém tlaku σ c (obr. 2.30 až 2.32). Ta se stanovuje

- 36 (48) -


v laboratoři na vzorcích odebraných z míst co nejbliž ších měření in situ. Korelace je dá na jednoduchým dvouparametrickým vztahem: R=

(2.29)

1 a +b σc

kde:

R

odskok Schmidtova kladívka [%]

σc

pevnost horninové matérie v jednoosém tlaku [MPa]

a,b

parametry [1].

S ohledem na stav horniny v poli bývá sprá vnější korelovat polní měření Schmidtovým kladívkem s laboratorními tlakovými testy na tělíscích nasá knutých vodou. Toto polní měření můž e velmi dobře korespondovat i s výsledky laboratorních stanovení fyziká lních vlastností horniny (pórovitost, nasá kavost, objemová hmotnost - obr. 2.33).

Obr. 2.30 až 2.32 Př íklady korelačních zá vislostí mezi odskokem Schmidtova kladívka typu N a pevností v jednoosém tlaku horniny

- 37 (48) -


Obr.2.33

Srovná ní výsledků polního mě ř ení Schmidtovým kladívkem typu N (korelovaného s pevností v jednoosém tlaku) s výsledky laboratorních stanovení fyziká lních vlastností horniny po délce ražby podzemního díly. Nová odvodňovací štola Banská Štiavnica – pyroxenický andezit

2.5 Hydraulické vlastnosti popisují horninový masív s ohledem na chová ní vody v něm obsaž ené. Z tohoto pohledu se nejč astěji zabývá me pohybem vody (propustnost masívu, rychlost proudění) resp. tlakem, kterým můž e podzemní voda působit na stavební konstrukci. Z předchozího vyplývá , ž e předmětem zá jmu je voda pohybující se puklinami horninového masívu (voda puklinová –nejběž nější případ), poměrně zřídka

- 38 (48) -


pak průlinami (voda prů linová ) č i kombinovaně. Voda můž e horninou volně protékat příp. vyvěrat do stavebního díla (tunelu, štoly, já my) pod tlakem.

2.5.1 Vodnítlakové zkoušky (VTZ) jsou nejč astějším polním testem pro zjištění propustnosti horniny. Prová dějí se v nezapaž ených vrtech (hornina musí mít tedy alespoň minimá lní stabilitu pro udrž ení stěny vrtu, resp. pro upnutí obturá toru – „pakru“). Do č á sti vrtu utěsněné obturá torem (jednoduchým č i dvojitým –obr. 2.34) –tzv. etá ž e –se pod zvoleným tlakem penetruje voda, přič emž je sledová na její spotřeba za urč itý č as (obvykle 10 minut). Délka etá ž e bývá 1, 2, 3, 5 m; při vzestupném způsobu i více. Etá ž e bývají zkoušeny obvykle více tlaky (postupně se zvyšujícími). Důlež ité je stanovení maximá lního přípustného tlaku, při kterém ještě nedochá zík porušení horniny.

Obr. 2.34 Vodní tlaková zkouška (VTZ). a) jednoduchý obturá tor; b) dvojitý obturá tor

VTZ lze realizovat buď vzestupným č i sestupným způsobem. V prvním případě se vyhloubí vrt na koneč nou hloubku a zkouška je prová děna od poč vy vrtu směrem k jeho ústí. Při nasazení dvojitého obturá toru je délka etá ž e konstantní, při použ ití obturá toru jednoduchého se délka etá ž e postupně zvyšuje. Při sestupném způsobu je vž dy cyklicky odvrtá na etá ž , hloubící prá ce je přerušena a ná sledně provedena VTZ. Přestož e je vzestupná metoda zdá nlivě výhodnější, neposkytuje tak spolehlivé výsledky jako způsob sestupný. Po provedení VTZ velmi č asto ná sledují injekč ní zkoušky. Vrty se uzavírají cementací. Po odzkoušení se ztrá ty vody přepoč ítá vají na 1 běž ný metr vrtu (= tzv. specifická č i měrná spotřeba). Použ ívají se především kritéria Lugeonova č i Jähdeho. Ztrá ta vody 1 l min-1 m-1 vrtu Ø 60,3 mm při tlaku 1 MPa je rovna 1 Lugeonu, přič emž jeden Lugeon (1 L) odpovídá velmi přibliž ně koeficientu propustnosti 10-7 ms-1. Jähdeho kriterium pak odpovídá měrné spotřebě vody 0.1 až 0,5 l min-1 m-1 vrtu při tlaku 0,3 MPa.

- 39 (48) -


Výsledky VTZ se obvykle vyná šejí do histogramů společ ně se stanoveními výnosu já dra, redukovaného výnosu (RQD –Rock Quality Designation –Deere a Hendron, 1967) a s výsledky injekč ních zkoušek. Mimořá dný význam mají VTZ při zaklá dá ní významnějších vodních staveb (přehrady, štolové přivaděč e) a to proto, ž e při této polní zkoušce můž eme modelovat vodní tlaky (resp. podmínky) odpovídající provoznímu stá diu objektu. To je důlež ité především pro prognózu průsaků vody (obr. 2.35 a 2.36).

Obr. 2.35

Grafickézná zorně nívýsledků vodních tlakových zkoušek pod ně kolika bloky Orlicképř ehrady (př i tlaku 1 MPa). 1 – pů vodníterén, 2 – zá kladová spá ra; a – amfibolity, b – epidiority, c – mineta (V. Mencl – Q. Zá ruba, 1974)

Obr. 2.36

Význam vodních tlakových zkoušek pro stanovení propustnosti hornin. 1 – rozpukanétriasovédolomity, 2 - paleogenní bř idlice prakticky nepropustné, 3 – terasovépísčitéště rky, 4 – sprašovéhlíny, 5 – vá žsképísčitéště rky

- 40 (48) -


Při prová dění standardní VTZ však nelze v konkrétní etá ž i ověřit rozevřenost, frekvenci a orientaci puklin odvá dějících vodu. Byly proto navrž eny a ověřeny metody VTZ umož ň ující zjištění těchto důlež itých doplň ujících údajů (M. Matys, 1991).

2.5.2 Pressiopermeametr Jestliž e při nasazení klasické VTZ můž e dojít ke zkreslení výsledků zkoušky různými nepříznivými vlivy (především obtéká ním obturá toru), potom přístroj francouzské firmy MÈNARD „Pressiopermeametr“ (presiopropustoměr) by měl tato negativní ovlivnění polního testu maximá lně potlač it. Přístrojem upnutým do horniny je sycena kruhová zóna ve zvolené hloubce vrtu tak, ž e je eliminová no jak šikmé proudění, tak i parazitická proudění při stěně vrtu (obr. 2.37). Měření pressiopermeametrem by mělo lépe postihnout filtrač ní nehomogenitu litologicky odlišných typů hornin, a to především ve vodorovném směru v cylindrické oblasti přilehlé příslušnému testovanému úseku vrtu. Z principu tohoto měření vyplývá , ž e na rozdíl od klasických VTZ (viz) je pressiopermeametr patrně vhodnější do hornin průlinové propustnosti (tj. některých sedimentů); jisté problémy (obdobně jako u VTZ) mohou nastat při upíná níobturá torů do stěn vrtu.

Obr. 2.37 Pressiopermeametr fy Mè nard. Schéma zapojení př ístroje. Mě rná buňka a její funkce (fy Mè nard, France)

- 41 (48) -


Výrobce udá vá pro sondy Ø 44; 60 a 70 mm měřící rozsah pro koeficient propustnosti k =10-4 až 10-10 ms-1 a vztah pro vyč íslení koeficientu propustnosti: k=

kde:

Q  H 1  ln +  2π H P  r 2 

(2.30)

Q

průtok

H

výška (délka) střední (měřící) buň ky

P

č istý vzestup testovacího tlaku nad hydrostatický tlak při testovací výšce

r

profil vrtu

2.5.3 Měřenítlaku podzemnívody Projektujeme-li podzemní stavbu (nejč astěji liniovou – tunel č i štolu) v horninovém prostředí, které je v urč itých úsecích zvodněno, musíme stanovit nejen množ ství vody pronikající do díla (tj. vydatnost), ale i tlak, pod kterým voda do objektu proniká . Význam úkolu vyplývá z toho, ž e se jedná o nahodilé dlouhodobé zatíž ení obezdívky podzemní stavby. Je-li při raž bě definitivního (lépe průzkumného) díla zastiž en vývěr tlakové vody, ověříme orientaci vodu vedoucí struktury (pukliny) a proti vodě do masívu provedeme vrt protínající predisponovanou vodní cestu. Do vrtu upíná me obturá tor s jednoduchým měřič em osazeným manometrem. Měřič můž e být vybaven kohoutem pro stanovení vydatnosti (obr. 2.38).

Obr. 2.38

Mě ř enítlaku podzemnívody vyvě rajícído podzemního díla

Výše uvedené zkoušky a měření pro stanovení hydraulických vlastností horninového prostředí jsou nejpouž ívanější. Méně č astěji se lze při hodnocení propustnosti horninového masívu setkat se zkouškami indiká torovými (s indikací elektrolytem, barvivy č i radionuklidy). Pro vyhledá vá ní únikových cest vody (výrazné pukliny, tektonické poruchy) můž e být s úspěchem použ ita i prohlídka vrtu optickým periskopem č i televizní sondou.

- 42 (48) -


3

Instrumentace a monitoring

Je souborem č inností (především měření, resp. sledová ní) zaměřených na horninové prostředí č i stavební konstrukci (běž ně při jejich vzá jemném spolupůsobení). Cílem monitoringu je ověřit, zda chová ní konstrukce č i masívu (resp. spolupůsobícího systému) odpovídá ve všech stá diích realizace, příp. i provozu, předpokladům ná vrhu nebo zda je momentá lní č i dlouhodobý stav systému bezpeč ný (observační procedura). Pouze monitorová ním můž eme potvrdit tzv. „varovnéstavy“ (příp. jich nedosá hnout na bezpeč né straně ná vrhu nebo chová ní konstrukce). Monitoring bývá standardně v geotechnice nasazová n na významných inž enýrských konstrukcích –tunelech, podzemních kaverná ch, hlubokých zá řezech č i vysokých ná sypech (i na přehradních hrá zích), ale i na konstrukcích spojených s dobývá ním nerostů –šachtá ch, překopech, lomových stěná ch. Nejběž nějšími velič inami sledovanými při monitorová ní jsou deformace (posuny, poklesy, pootoč ení) a stavy napjatosti resp. zatíž ení (tlaky, tahy, smyk). Je použ ívá na nesmírně široká šká la stacioná rních č i přenosných měřících přístrojů a zařízení využ ívajících veškerých myslitelných principů měření a sledová ní (i jejich kombinací), stejně jako systémů přenosu, registrace a vyhodnocení; standardem je vysoká odolnost při nasazení v terénu. Použ ívají se přístroje mechanické, hydraulické, elektrické, elektromagnetické i optické (elektrooptické). Přenos měření můž e být od prostého odeč ítá ní přes drá tový až k bezdrá tovému. Nutností se stá vá hardwarové a softwarové vybavení. Výrobci, vydatně podporovaní výzkumem a vývojem, přichá zejí neustá le s novými č i inovovanými přístroji a zařízeními. Ná vrh monitorovacího systému a jeho instalace se nazývá instrumentací. Monitoring (co nejrozsá hleji nasazený a co nejrychleji – pokud mož no v reá lném č ase – vyhodnocený) je nezbytnou podmínkou uplatnění jedné z nejprogresivnějších souč asných metod navrhová ní geotechnických konstrukcí –metody observační; nicméně samotný monitoring nelze s touto metodou ztotož nit. Jako typická observač ní metoda je pak např. označ ová na Nová rakouská tunelovacímetoda (NATM). Příklady instrumentace a monitorová ní ná roč ných inž enýrských konstrukcí č i staveb spolupůsobících s horninovým prostředím (vč etně přirozených svahů a skalních stěn) jsou patrné z obr. 3.1 a 3.2.

- 43 (48) -


Obr. 3.1 Instrumentace a monitorová ní u podzemní liniovéstavby (tunelu) realizovanéNovou rakouskou tunelovanímetodou (NATM) (fy INTERFELS, Salzburg)

Obr. 3.2 Instrumentace a monitorová ní pro kontrolu sesuvů a ř ícení stě n, svahů , zá ř ezů a ná sypů (fy Interfels, Salzburg, Austria)

- 44 (48) -


Kontrolníotá zky: Polní zkoušky a mě ření mechaniky hornin Zjišťová ní stavu napjatosti horninové ho masívu Stav napjatosti horninové ho masívu – složky a vlivy Určení gravitačního stavu napě tí Přetvá rnost horninové ho masívu Způsoby zjišťová ní přetvá rnosti horninové ho masívu Zatě žovací zkoušky deskou Edef, E, G, k z polní zkoušky Deformmetrické sondy ve vrtech Ploché lisy v úzkých rýhá ch Zkouška radiá lními lisy (zkouška TIWAG) Vodní tlaková zkouška („ komorová “ ) pro stanovení přetvá rnosti Seismické a dynamické zkoušky pro stanovení přetvá rnosti Pevnost horninové ho masívu Smyková pevnost horninové ho masívu Smykové zkoušky s předurčenou plochou porušení (smykové zkoušky v rá mu) Dilatantní a kontraktantním chová ní skalní horniny Indexové vlastnosti stanovené polními zkouškami na horninové m masívu Hydraulické vlastnosti horninové ho masívu Vodní tlakové zkoušky (VTZ) Instrumentace a monitoring

- 45 (48) -

Zá věr

4

Závěr

4.1

Shrnutí

Ve třetím modulu studijních podpor pro předmět „BF05 –Mechanika hornin“ je student sezná men s polními zkouškami mechaniky hornin pro stanovení vlastností horninového masívu. Podrobně je zde pojedná no o stanovení stavu napjatosti masívu, o stanovení jeho přetvá rných charakteristik, pevností, indexových vlastností a jejich převodu a vlastností hydraulických. Vysvětleny jsou zde dá le i pojmy: instrumentace a monitoring.

4.2

Studijníprameny

4.2.1

Seznam použ ité literatury

[1]

Davis, Tim: Geotechnical Testing, Observation and Documentation. ASCE PRESS, Reston, 2001

[2]

Goodman, Richard E.: Introduction to Rock Mechanics. John Wiley & Sons, 1989

[3]

Hudson, John A., Harrison, John P.: Engineering Rock Mechanics. An Introduction to the Principles. Pergamon, 2005

[4]

Chamra, Svatoslav, Pacovský, Jaroslav: Mechanika hornin a inženýrská geologie, pomůcka pro cvičení. ES ČVUT, Praha, 1990

[5]

Malgot, Jozef, Klepsatel, František, Trá vníč ek, Ivan: Mechanika hornín a inžinierska geológia. Alfa, Bratislava, 1992

[6]

Matys, Mirko, Ťavoda Ondrej, Cuninka Milan: Poľné skúšky zemín. Alfa, Bratislava, 1990

[7]

Pašek, Jaroslav, Matula, Milan a kolektiv: Inženýrská geologie I., II.. Česká Matice Technická - Technický Průvodce č . 76, Praha, 1995

[8]

Pruška, Jan: Geomechanika. Mechanika hornin. Vydavatelství ČVUT, Praha, 2002

[9]

Schultze, Edgar, Muhs, Heinz: Bodenuntersuchungen für Ingenieurbauten. Springer, 1967

[10]

Sharma, V. M., Saxena, K. R. (editoři): In-Situ Characterization of Rocks. A. A. Balkema Publishers, 2002

[11]

Stagg, K. G., Zienkiewicz, O. C. (editoři): Rock Mechanics in Engineering Practice. John Wiley & Sons, 1969

[12]

Šamalíková , Milena, Trá vníč ek, Ivan: Inženýrská geologie a mechanika hornin. SNTL, Praha, 1984

[13]

Šamalíková , Milena: Inženýrská geologie a hydrogeologie. Akademické nakladatelství CERM, Brno, 1996

[14]

Trá vníč ek, Ivan, Hrdý, Josef: Mechanika hornin. SNTL, Praha, 1977 - 47 (48) -


[15]

Zá ruba, Quido, Mencl, Vojtěch: Inženýrská geologie. Academia, Praha, 1974 (respektive další edice)

[16]

Zá ruba, Quido, Mencl, Vojtěch: Inženýrská geologie, kap. 3 mechanické vlastnosti hornin. Stavebně inž enýrské služ by ČSSI, Brno, 1999

4.2.2 [17]

ČSN P ENV 1997-3/2000 Navrhová ní geotechnických konstrukcí. Čá st 3: Navrhová ní na zá kladě terénních zkoušek (Předběž ná norma, v revizi)

4.2.3 [18]

Seznam doplňkové studijníliteratury

Odkazy na dalšístudijnízdroje a prameny

Bodare, Anders: Non destructive tests methods of stone and rock. 19982006 ( http://www.geoforum.com/knowledge/texts/bodare )

[19]

Hoek, Evert: Practical Rock Engineering. 2000 ( http://www.rockscience.com/hoek/PracticalRockEngineering.asp )

[20]

Electronic Journal of Geotechnical Engineering ( http://www.ejge.com )

[21]

International Society for Rock Mechanics ( http://www.isrm.net/gca/?id=51 )

[22]

Rock Mechanics and Rock Engineering ( http://www.springerlink.com/content/1434-453X/ )

- 48 (48) -

VYSOKÉ UČ ENÍTECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ VLADISLAV HORÁ K MECHANIKA HORNIN MODUL BF05-M03 POLNÍZKOUŠKY A MĚ ŘENÍ

Recommend Documents