Á MECHANIKA HORNINlences.cz/domains/lences.cz/skola/subory/Skripta/BF05-Mechanika_… · ně č asto nesprávně uváděno; mimo jiné i v základní geotechnické č eské nor-mě)

VYSOKÉ UČ ENÍ TECHNICKÉ V BRNĚ FAKULTA STAVEBNÍ

VLADISLAV HORÁ K

MECHANIKA HORNIN MODUL BF05-M03

POLNÍ ZKOUŠKY A MĚ Ř ENÍ

STUDIJNÍ OPORY PRO STUDIJNÍ PROGRAMY S KOMBINOVANOU FORMOU STUDIA

Mechanika hornin · Modul 03

- 2 (48) -

Jazyková korektura nebyla provedena, za jazykovou stránku odpovídá autor.

© Vladislav Horák, Brno 2006

Obsah

- 3 (48) -

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 Polní zkoušky a měření mechaniky hornin (stanovení in situ).................7 2.1 Zjišťování 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 rýhách .................................................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 další studijní zdroje a prameny...........................48

Ú vod

- 5 (48) -

1 Ú vod

1.1 Cíle Student má zvládnout základní posouzení horninového prostředí (tvořeného skalní a poloskalní horninou) spolupůsobícího se stavební konstrukcí. Bude seznámen s rozdílem mezi horninovým materiá lem a horninovým masívem. Dozví se jak se urč uje rozpukání horninového masívu a jak se kvalitativně a kvantitativně hodnotí diskontinuity. Seznámí se s polními zkouškami a s pro-blematikou stavu napjatosti horninového masívu. Zvládne navrhování speciá l-ních polních zkoušek, měření, instrumentace a monitoringu.

1.2 Požadované znalosti Pož adovány jsou základní 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, roz-pukání, měření stavu napjatosti, polní zkouška, zatěž ovací zkouška, smyková zkouška, indexová zkouška, vlastnost horninového masívu, hydraulické vlast-nosti, měření, instrumentace, monitoring.

1.5 Použ itá terminologie Je osvětlena postupně v uč ebním textu.

Polní zkoušky a měření

- 7 (48) -

2 Polní zkoušky a měření mechaniky hornin (stanovení in situ)

V kaž dé (především však v závěreč né) fázi laboratorního výzkumu si musí být geotechnik vědom, ž e v laboratoři ověřené vlastnosti č i parametry odpovídají víceméně pouze horninové matérii (hmotě), když jsou závislé v zásadě jen na jejím petrografickém slož ení a struktuře a textuře hmoty. S vlastnostmi horni-nového masívu tedy nejsou obecně totožné. Vyplývá to z rozměrů dotč eného (testovaného) tělesa. Laboratorní měření po-stihuje tělísko rozměrů běž ně v desítkách až stovkách cm3, nejvýše několik dm3 (navíc vytrž ené z přirozených vazeb). Při zabudování inž enýrské kon-strukce 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 pev-nostní vlastnosti. Uplatň uje se zde č etnost ploch, jejich tvar a výplň , soudrž nost na plochách, rozevření ploch, úhel ploch vůč i směru zatíž ení apod.(viz kapitola 9). Znač ný vliv má i větrání. Stanovení vlastností horninového celku (masívu) je pak zá lež itostí nesnadnou.

Mechanické charakteristiky horninového masívu (obdobně jako horninové ma-térie - i když zde s relativně niž ším dopadem) nejsou konstanty (jak je poměr-ně č asto nesprávně uváděno; mimo jiné i v základní geotechnické č eské nor-mě). Jsou to nelineá rně proměnné velič iny v závislosti na slož kách napjatosti (případně na drahách napětí a přetvoření). Jejich zjišťování, jak již bylo výše řeč eno, je standardně komplikováno heterogenitou a anizotropií horninového prostředí. Proto, a jen proto, jsou realizovány zkoušky a měření přímo v poli, na větších plochách, resp. objemech, v měřítku horninových bloků.

Vyšší serióznost informace je potom zaplacena řadou nevýhod:

• zkoušky a měření in situ jsou samy o sobě drahé (což vyplývá z potřeby nákladných, obvykle jednoúč elových zařízení v kombinaci s vysoce kvali-fikovaným personá lem)

• jejich č asová ná roč nost je vyšší až vysoká • vyž adují obvykle nákladné př ípravné prá ce (pro úpravu vlastních zkušeb-

ních míst), tak i mimořádně nákladné prá ce př ístupové (štoly, šachty, roz-rá ž ky, rýhy), běž ně draž ší (a to i podstatně) než zkoušky samy; jistou vý-jimkou 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) extrapolovány na horninový masív; umisťují se proto pokud mož no do charakteristických partií masívu Situování zkoušky č i měření bývá pak poměrně č asto výsledkem kompromisu.

Umístění polních zkoušek bývá č asto vůbec problematické; extrémním přípa-dem jsou díla zřizovaná plnoprofilovými vrtacími stroji (Tunnel Boring Ma-chines - TBM) s výrazným konfliktem postupu raž by a zkušební č innosti.

Rozsah a typy navrž ených a realizovaných polních zkoušek a měření by měl záviset především na ná roč nosti projektované stavební konstrukce, potaž mo na


- 8 (48) -

výstiž nosti a slož itosti použ itého matematického č i fyziká lního modelu hodno-tícího 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 provádění) velmi ná roč ných až mimoř ádných inž enýrských staveb - např . vodohospodá řských (vodní dílo - VD, přeč erpávací vodní elektrá rna - PVE) č i podzemních (tunely městských drah, dá lnič ní a ž eleznič ní tunely, pod-zemní úlož iště apod.).

Charakteristiky, vystihující vlastnosti (č i chování) horninového masívu, jsou obvykle č leněny do následujících skupin:

• zjišťování stavu napjatosti • přetvá rnost • pevnost • indexové vlastnosti • hydraulické vlastnosti.

2.1 Zjišťování stavu 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 na-pjatosti). Urč ení stavu napjatosti masívu je komplikováno skuteč ností, ž e stav napjatosti můž e být extrémně dán kombinací až šesti slož ek představovaných:

a) Gravitačním stavem napětí vyvolaným vlastní tíž í hornin (obvykle nej-významnější slož 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 in-ností v geologické minulosti

d) Vlivy geologické stavby masívu vyplývajících z nehomogenit a anizotro-pií (především u sedimentů a metamorfitů)

e) Napětím vyvolaným bobtnáním či smršťováním u hornin obsahujících jílové minerá ly

f) Přitížením 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 = γ h (2.1) • ve směrech vodorovných: σx = σγ = γ h K0 (2.2) kde: γ objemová tíha horniny

h hloubka pod terénem (výška sloupce horniny)

K0 koeficient horninového tlaku v klidu ν

ν−

=10K (2.3)

ν Poissonovo č íslo


- 9 (48) -

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 komplikována 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 me-tod resp. zařízení pro zjišťování stavu napjatosti podal v ČR J. Pavlík (1987):

a) odlehč ování líce výrubu b) odlehč ování vrtného jádra (s odlehč ením č ela vrtu č i s měřením triaxiá lní

buň kou) c) odlehč ování štolou (Merril - Pettersonova metoda, Goodmanova metoda,

quasiparalelní pozorovací vrty podle Müllera) d) umělé nanášení 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 elektric-

kého odporu, sledování změny teploty a hustotní gama – gamametrie).

Přes výše uvedený znač ný sortiment zkušebních metod není zjištění stavu na-pjatosti masívu dodnes zcela vyřešenou úlohou a naopak poněvadž se jedná o úlohu velmi slož itou, je sortiment navrž ených metod tak rozsáhlý. Prakticky všechny metody kvantitativního urč ování stavu napjatosti (s cílem stanovit úplný elipsoid napjatosti) jsou totiž odvozeny podle teorie pruž nosti. Základ-ním předpokladem je zde homogenní a izotropní výpoč tový model, v řadě pří-padů tedy ne právě srovnatelný se situací in situ (především v důsledku rozč le-nění masívu systémy ploch diskontinuit).

Znač nou komplikací je navíc nutnost definování úplného elipsoidu napjatosti, což extrémně znamená uspořádat komplikovaně měření do tří os (obvykle or-togoná lních x, y, z ) pro získání tří slož 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 citli-vost na rozpukání horninového masívu (ať již puklinami přirozenými č i vznik-lými trhací prací při provádění 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 uspo-řádat ve dvou rovinách kolmých na souřadnicové osy x a y, poněkud obtíž něji na osu z. Uspořádání 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 nejšetr-něji (s omezením trhací práce) a co nejrychleji. Při raž bě této štoly nesmí při-tom dojít k poškození č i znič ení měrných bodů, což vyž aduje v daném prostře-dí technologickou kázeň zdaleka ne běž nou. Deformace jsou měřeny tyč ovými, pásmovými nebo drá tovými extenzometry s přesností alespoň 0,1 mm.


- 10 (48) -

Obr. 2.1 Uspoř á dá ní konvergenčního 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 ování úseku vrtu uza-vřeného 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.

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

( )( ) ν- 1 a 2

U+ U E= σ+ σ 221

21

( ) ( )[ ]( ) ν- 1 2 a 2

U- U+ U- U E= σ- σ2

21

232

221

21

U- U

U- U- U 2-= 2 tg31

312ϑ

Obr. 2.2

Pů sobení napě tí př i vodní tlakové trhací zkoušce. σ1, σ2 - hlavní napě tí pů sobící v rovině kolmé k ose vrtu; p – vnitřní př etlak vody; συ – tangenciá lní napě tí na obvodě vrtu

(2.4; 2.5; 2.6)


- 11 (48) -

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

+ - 3 = p t12 σσσc1 (2.7)

pc1 tlak vody odpovídající t= min

σσ υ (2.8)

2s = p σ (2.9)

p- - p3 = p 101s2c σσ ⇒ (2.10)

kde: t σ pevnost horniny v tahu (vznik trhliny)

p 2c tlak potřebný ke znovuotevření trhliny

ps ustá lený tlak, při němž zůstává trhlina otevřená

po tlak při uzavření trhliny

Nevýhodou zkoušky je ná roč né a drahé zařízení („Hydrofrac“ ), při jehož za-pouštění 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 štolách) a pře-devším délka měrné sondy 3 m, nutící vyhledat předem v masívu odpovídající metrá ž neporušenou rozpukáním (ať již posouzením výnosu vrtného jádra 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 podmínkách podzemních sta-veb) lze s úspěchem realizovat pomocí geofyziká lních metod. Nejvíce jsou v podzemním stavitelství rozvinuta měření seismická , a to ve formě lehké úde-rové seismiky. Při této metodě měření je registrována rychlost šíření seismic-kých vln, která je výrazně ovlivněna svíráním diskontinuit a zatěž ováním pro-středí v důsledku koncentrací napětí (směrem nahoru), resp. rozevíráním diskontinuit vlivem odlehč ení (směrem dolů). Matematicky se dosud předmět-né závislosti nepodařilo postihnout, nicméně metoda dává velmi dobré výsled-ky při kvalitativním posouzení změn v prostředí. Prakticky je měření provádě-no nejč astěji na vějíři vrtů realizovaných v poč vě, bocích a kalotě štoly č i tune-lu, když v těchto vrtech je posouván nainstalovaný geofon a seismický vzruch je vnášen údery kladiva č i palice na líc výrubu (příp. obezdívky) u ústí vrtu.

Obr. 2.3

Typický pracovní dia-gram vodní tlakové trhací zkoušky


- 12 (48) -

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

2.2 Přetvárnost charakterizuje (obdobně jako u horninové hmoty) vztah mezi zatíž ením a de-formací prostředí, a to v měřítku horninových bloků.

Polními zkouškami jsou obvykle stanovovány pro horninový masív pouze mo-duly pružnosti (E, Er, resp. Eseis č i Edyn) a moduly přetvárnosti v tlaku (Edef, resp. Ep), stejně jako Winklerovský součinitel (obvykle znač ený k). Poisso-nova čísla ν(v tlaku či tahu) stejně jako moduly tahové a modul pružnosti ve smyku (G) jsou polní zkouškou stanovovány velmi zřídka.

K běž nějšímu sortimentu měření in situ pro ověření přetvá rných charakteristik ná lež í:

• zatěžovací 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 ovány za bodo-vá stanovení; zkouška TIWAG, vodní tlaková zkouška a seismická měření mají charakter stanovení plošných.

I. Trávníč ek (1992) posuzuje vhodnost nasazení jednotlivých typů statických zatěž ovacích zkoušek v tabulce 2.I (upraveno):

Obr. 2.4

Mikroseismické vymezení horninové klenby v okolí výrubu.


- 13 (48) -

Umístění Maximálně vyvozené zatížení

Parametr zatěžovací plochy Použ ití zkoušek Typ a druh

zkoušky vrt štoly (MPa) m (m2) průzkum dílo

Zatěžovací zkoušky

deskou

do 0,5 m2

nad 0,5 m2

B

A

až 11

(0,2 m2)

0,5x0,5 m (0,25 m2)

0,7x0,7 m (0,5 m2)

1 x 1 m (1 m2)

A

A

A

-

Deformmetrické sondy ve vrtech A - až 35 ∅ 30 až 115 mm A B

Ploché lisy - A do 15+)

70 i více++) 0,5x0,5m, 0,7x0,7m A C

Radiální lisy (TIWAG) - A do 6

štola ∅ 2 m

délka 2 až 5 m A C

Vodní tlaková zkouška - A do 3

koneč ná č ást štoly

∅ 2 m B C

A vhodné, B podmíněně vhodné, C nevhodné, +) Trávníč ek (1977), ++) Goodman (1980)

2.2.1 Zatěžovací zkoušky deskou

jsou v souč asné době pro stanovení přetvá rných charakteristik horninového prostředí metodou nejrozšířenější. Použ ívány 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 realizována na co nejméně porušené hornině (vliv trhací práce musí být pokud mož no potlač en). Samozřejmostí je podrobné zdokumentování zkušebního místa s otestováním horniny Schmidto-vým kladívkem a odběrem vzorků horniny v co nejbliž ším okolí. Vyrovnávací vrstva na kontaktu zatěž ovací desky a horniny by měla být kvalitní a rozhodně co nejniž ší (nejlépe beton, rovněž sádra, tvarové vlož ky, tvrdá guma, u svislých zkoušek i nízký podsyp normovým pískem).

Zvláštní 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 des-ky se použ ívají ž ebrové odlitky nebo svařence).

Vá ž ným problémem je orientace zkoušek, související (pomineme-li zvláštní 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 štolách - kde můž eme realizovat zkoušky praktic-ky 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 po-vrchu skalního masívu, kde pro vodorovný směr je nutno obvykle provést v


- 14 (48) -

masívu rýhu a zkoušky svislé jsou prováděny 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. Př ikot-vení umož ň uje zatěž ování v libovolném směru.

Obr. 2.5 Schéma uspoř á dá ní zatě žovací zkoušky (J. Hudek, 1980)

Obr. 2.6

Zachycení reakce zatě žující síly př i zkoušce na povrchu terénu


- 15 (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 formách) vycházející z teorie pruž ného poloprostoru:

( )sΔpΔ F - 1 E,E 2

def να= (2.11)

kde: 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 íslovány moduly přetvá rnosti Edef (sekantové i tangenciá lní), z pruž né deformace ověřené odleh-č ením pak modul pruž nosti horninového prostředí E. Zatěž ovací zkouškou deskou (obvykle smluvní plochy - např . 0,5 m2) bývá stanovován podle Win-klerovy 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.):

spk

∆∆

= [MPam-1, kPam-1, MNm-1, kNm-3] (2.12)

kde: Δp přírůstek měrného zatíž ení (napětí)

Δs tomu odpovídající přírůstek zatlač ení

Pozn.: Toto č íslo není konstantou, je závislé na zatěž ované ploše!!! Z tohoto důvodu se provádí přepoč et hodnoty zjištěné v poli na skuteč nou plochu zatíž enou konstrukcí, příp. je zkouška realizována deskou smluvní plo-chy.

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 , mimořádně nákladná přístupová díla) č asově i finanč ně ná roč né. Je snaha nahradit je podstatně lacinějšími testy situ-ovanými do průzkumných vrtů. V době nedávné se jednalo o běž nou praxi při průzkumu pro méně exponované objekty č i u niž ších stupň ů průzkumných pra-cí. V souč asnosti jsou tak realizovány průzkumy i pro ná roč né stavby (např . podzemní) - viz obr. 2.7.

Zkoušky deformmetrickými sondami ná lež í ke zkouškám statickým. Princip měření spoč ívá v zatěž ování 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 ívány jsou přístroje pod různým označ ením, obvykle obchodním (elast-metr, presiometr, dilatometr, uniaxiální lis apod.), s různým způsobem pře-


- 16 (48) -

nosu zatíž ení na stěny vrtu (tlakem komprimovaného plynu – tj. pneumaticky, mechanicky nebo hydraulicky) a různým způsobem snímání vzniklých defor-mací (měřením změny objemu buň ky kapalinou č i indukč ními snímač i). Profi-ly měrných buněk - kterým musí odpovídat i profily testovaných vrtů - se udá -vají od 30 do 115 mm. Deformmetrické zkoušky je pak mož no provádět ve vrtech až do hloubky 70 m, při speciá lních úpravách zařízení až max. cca 120 m. V ČR se postupem doby ustá lilo názvosloví označ ující jako presiometr přístroj nanášející zatíž ení pneumaticky a snímající deformace nepřímo měře-ním 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). Vý-hodou 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 ve vrtném vě jíř i

z prů zkumné štoly. Tunel Mrá zovka v Praze. (J. Hudek, 1997)


- 17 (48) -

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 fáze přetvá rného diagramu moduly přetvá rnosti s použ itím Lamé-ho vztahu (pro tři nezávislé směry snímání; při výpoč tu průměrného modulu se pak vychází z reciprochých hodnot modulů, odpovídajících třem snímač ům přetvoření ve třech smě-rech):

( )d Δp Δ d + 1= E odef ν (2.13)

kde: Edef modul přetvá rnosti ν Poissonovo č íslo

do průměr vrtu při tlaku po ∆p zvýšení (změna) ra-diá lního tlakového zatíž ení stěn vrtu ∆ p = pi - po

Obr. 2.9

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

Obr. 2.8

Schéma presiomet-rické zkoušky sou-pravou Mènard (M. Matys, J. Ťavoda, M. Cuninka, 1990)


- 18 (48) -

∆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 ásti sondy je (po příslušné úpravě) vyč íslen presiometrický modul přetvá rnosti z výrazu:

( )( )V Δp Δ V+ V+ 1 2= E iop ν (2.14)

kde: Vo objem sondy odpovídající tlaku po

Vi č tení objemoměru při tlaku zatěž ujícím stěny vrtu pi,

∆V zvýšení objemu měrné č ásti sondy odpovídající zvýšení tlako-vého 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 dilatomet-rickými 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 nasa-zované profily od 60 do 74 mm) podstatně menší objem zkoušené aktivní zóny horniny, což způsobuje oproti výsledkům zkoušek v měřítku horninových blo-ků 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 ováno hloubení vrtu diamantovým nástrojem, 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 vychází minimá lně z prohlídky získaného vrtného jádra (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), nazý-vaný rovněž Goodmanův lis (Goodman - Jack). Jedná se v podstatě o dvě seg-mentové zatěž ovací desky rozpínané do stěn vrtu (∅ 3“) zatíž ením až 35 MPa. Právě tento vysoký výkon je hodný obdivu, když je mož no testovat i kvalitní horninu ve větších hloubkách.

Postup zkoušky je konformní (zatíž ení ve stupních, ustalování v závislosti na č ase, odlehč ovací větve); vyhodnocení pro zvolené obory zatíž ení se provádí ze vztahu:

d ΔK . . p Δ= E ,Edef

φ (2.15)


∆p změna zatíž ení při zkoušce


- 19 (48) -

Ø průměr vrtu [cm] K tabulková hodnota tlakové konstanty

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

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 - umě-lé vnášení tlaku, v tomto případě jako tzv. „kompenzač ní metoda“). Polštá ř je vylisován 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 uvádí mož nost zřizování rýh vyřezáním diamanto-vou pilou, prakticky však jsou rýhy realizovány systémem vzá jemně se překrý-vajících jádrových návrtů. V takovém případě je pak nutné zajistit kontakt mezi polštá řem a horninou zainjektováním 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 vý-sledky, při sestavě č tyř lisů (�) lze urč it přetvá rné charakteristiky ve dvou smě-rech na sebe kolmých. Schéma osazení jednoho plochého lisu ve stěně štoly s mož ným rozmístěním měrných bodů je vykresleno na obr. 2.11.

Obr. 2.10

Sonda Goodmanova lisu (J. Líbal, 1984)


- 20 (48) -

Zkoušky plochými lisy jsou vyhodnocovány obdobně jako ostatní zatěž ovací zkoušky z pracovního diagramu na základě závislosti přetvoření na zatíž ení. Zvláštní pozornost je nutno věnovat korektnímu modelování okrajových pod-mínek v masívu během zkoušky, resp. způsobu snímání deformací.

Moduly přetvá rnosti a pruž nosti lze vyč íslit např . podle Goodmana (1980, viz schéma na obr. 2.12):

( )( ) ( ) ( )

−

2

22

2

def

cy+ 1

+ 1+ cy

cy+ 1 - 1

yΔ 22c p= E ,E ν

ν (2.16)

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.

2.2.4 Zkouška radiálními lisy (zkouška TIWAG)

je považ ována za zkoušku plošnou, odvozenou od starší vodní tlakové zkoušky (viz dá le). Sledovány jsou deformace horninového masívu v okolí kruhového výrubu při radiá lním zatíž ení stěn štoly. Druhý název zkoušky je odvozen od postupu zavedeného firmou TIROLER Wassergesellschaft AG (Rakousko).

Obr. 2.11

Osazení plochého lisu a možné rozmístě ní mě ř í-cích bodů (I. Trá vníček, 1992)

Obr. 2.12

Schéma výpočtových veličin pro stanovení př etvá rných charakte-ristik př i zkoušce plochými lisy (R. E. Goodman, 1980)


- 21 (48) -

Zkouška se vyznač uje mimořádně ná roč nou přípravou a velmi slož itou instru-mentací (obr. 2.13 a 2.14).

Obr. 2.13 Sestava radiá lního lisu - metoda TIWAG (J. Malgot, F. Klepsatel, I. Trá v-níček, 1992). a – př íčný ř ez, šestná ctiúhelník s vystrojením; b – podélný ř ez zkušebním úse-kem; 1 – mě ř ící trouba; 2 – ploché lisy s čerpadlem; 3 – svazující rozpě rné skruže; 4 – vy-rovná vací beton

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 šestnácti plochými lisy, když reakce zatíž ení je zachycena vnitřními svazu-jícími ocelovými skruž emi. Měrné body jsou osazeny v krá tkých vrtech situo-vaných 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 prováděna (obdobně jako jiné typy zatěž ovacích testů) po-stupným přitěž ováním s odlehč ovacími větvemi. Pro výpoč et přetvá rných cha-rakteristik je uvaž ováno (vzhledem k tomu, ž e ploché lisy se vzá jemně nedotý-kají) s redukcí radiá lního zatíž ení.

Různí autoři udávají pro stanovení přetvá rných charakteristik horninového ma-sívu v radiá lních směrech následující vztahy:

m1+ m

r Δr . p= E ,Edef (pro horninu nerozpukanou) (2.17)

a pro horninu porušenou rozpukáním:


- 22 (48) -

m

1+ m + rr ln

r Δr . p= E ,E f

def (2.18)


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

tf

p . r= rσ

(2.19)

m Poissonova konstanta ν1= m (2.20)

ν Poissonovo č íslo

σt pevnost horniny v tahu Zkouška radiá lními lisy je testem mimořádně slož itým. Provádí se pouze při ná roč ném průzkumu pro mimořádně exponované tlakové přivaděč e vodohos-podá řských děl č i podzemní tlakové zásobníky plynu. Podle informace I. Tráv-níč ka tomu bylo v bývalém ČSR při geotechnickém průzkumu pro VD Moráv-ka, PVE Čierný Váh (SR), PVE Dalešice, PVE Dlouhé Stráně 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). Anizot-

ropie př etvá ř ení př 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 zásobní-ku (obr. 2.15). Z nich pak lze posuzovat spolupůsobení obezdívky tlakové štoly s okolní horninou.

2.2.5 Vodní tlaková zkouška („komorová“)

předcházela zkoušce TIWAG. Je urč ena rovněž pro stanovení přetvá ření horni-nového masívu v okolí tlakových přivaděč ů vodních děl. Princip zkoušky spo-č ívá v zatěž ování zkušebního úseku kruhové štoly (∅ cca 2 m) tlakovou vodou


- 23 (48) -

v komoře uzavřené v úseku délky cca 5 m těž kými tlakovými zá tkami. Tlako-vaný prostor se (pro zabránění úniku vody) vykládá betonovou obezdívkou č i vodotěsnou fólií. Měření deformací se původně provádělo sledováním změny objemu natlakované komory, později vodotěsnými snímač i deformací nesený-mi na příč ně postavených invarových tyč ích (obr. 2.16) č i prostřednictvím ex-tenzometrů osazených ve vrtech v různých úrovních masívu.

Obr. 2.16 Instrumentace vodní tlakové (komorové) zkoušky (R. S. Sinha, 1991)

Sinha (1991) udává pro výpoč et modulu přetvá rnosti následující výraz:

( )ν+ 1 r Δ . r

a . p= E2

def (2.21)

kde: p vnitřní vodní tlak v komoře

a poloměr líce horniny v komoře

r poloměr bodů, v nichž je snímána deformace

∆r změna (deformace) odpovídající tlaku vody p

ν Poissonovo č íslo. Vodní tlaková zkouška nebyla na domácích lokalitách patrně nikdy nasazena.

2.2.6 Seismické a dynamické zkoušky

ná lež í principem ke geofyziká lním měřením, použ ívaným jinak jako zavedené metody obzvláště v poč á teč ních fázích geotechnického průzkumu (viz).

V literatuře se poměrně nesystematicky vyskytují oba názvy, když je jimi popi-sována tá ž zkušební č innost (tzn. pro stejné testy je použ íváno jak označ ení „seismické“, tak označ ení „dynamické“). Logický a správný se jeví názor (pre-zentovaný např . R. E. Goodmanem, 1980), který tyto testy označ uje jako dy-namické.

• Za dynamické lze označ it zkoušky, kdy do prostředí vnášíme velmi rychlé konkrétní tíhové zatíž ení, v prostředí lze předpokládat tlumený ráz s mož -ností definovat 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 realizo-vaná na větších plochách a do větších hloubek masívu pro ověření slož ení a kvalitativní ocenění horninových vrstev.


- 24 (48) -

Princip zkoušky č i měření spoč ívá ve vnesení rychlého zatíž ení č i vzruchu do horniny (pád závaž í na desku u rázové 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 př i úderové mikroseismice) při souč asném záznamu útlumu vlny tastografem č i snímač i zrychlení (u rázové zkoušky deskou), resp. rychlosti šíření podélné a příč né vlny (u ostatních forem měření) prostřednictvím geofonů osazených ve známých vzdá lenostech a napo-jených na vhodné aparatury.

Z předchozího rozkladu tedy vyplývá řada mož ností instrumentace (a ná sled-ného vyhodnocení) měření. Prakticky je pak v mechanice hornin realizována především metoda vnesení vzruchu odpá lením lehkých ná lož í (na povrchu, při karotování jednoho vrtu č i při prozařování masívu mezi dvěma vrty) a v sou-č asné době č ím dá l č astěji i metoda lehké úderové seismiky. Rázová zatěž ovací zkouška deskou bývá nasazována při kontrolách 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 ívány 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 vyvoláme 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 závislá 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 rych-lost šíření vln vyšší. Pro jednovrstvé, kvázihomogenní horninové prostředí jsou běž ně udávány následující vztahy vyč íslující přetvá rné charakteristiky (např . R. E. Goodman, 1980):

( ) 2ss)seis(dyn V + 1 2= E ρν nebo (2.22)

Obr. 2.17

Lehká dynamická deska. Plocha 700 cm2, beran 10 kg, výška pá du 1 m (fy ECM, ČR)


- 25 (48) -

( )( )ν

ννρ

- 1+ 1 2- 1 V = E 2

ps)seis(dyn ;

1- VV

2- VV

21= 2

s

p

2

s

p

)seis(dyn

ν (2.22; 2.23)

kde: 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. 2ss)seis(dyn V . = G ρ (2.24)

Gdyn(seis) dynamický (seismický) modul pruž nosti ve smyku.

Reá lné horninové prostředí však není zcela homogenní a izotropní. Je ve sku-teč nosti rozděleno řadou ploch diskontinuity, obsahuje oblasti horniny sníž ené kvality (nejč astěji v důsledku zvětrání), pukliny jsou pak č asto vyplněny alte-rovaným materiá lem č i vodou. Z těchto důvodů jsou pak skuteč né (statické) hodnoty přetvá rných charakteristik niž ší („méně příznivé“) než hodnoty dyna-mické, vyč íslené z výše uvedených vztahů. Univerzá lní korelace mezi před-mětnými hodnotami statickými a dynamickými nebyla dosud nalezena; vzhle-dem 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 plochách, resp. ve větších objemech, když především upozorň ují na pásma 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. Uvádíme-li u horninové matérie, ž e: „vlastní pevnost zásadně ovlivň uje způsob zatížení (namáhání), stejně jako orientace zatížení vůč i plochám oslabení ....“ (viz laboratorní zkoušky), pak pro pevnost horninového masívu (realizovanou polními zkouš-kami v měřítku horninových bloků) to platí dvojnásob. Velmi výrazně se v tomto případě skuteč ně uplatň ují oba faktory – způsob namáhání v kombinaci s orientací zatíž ení ku plochám diskontinuity.

Z pohledu mechanismu namáhání horninového prostředí (resp. způsobu poru-šení masívu) lze odvodit následující typy pevností:

a) smyková b) jednoosá tlaková c) trojosá tlaková (triaxiální) d) jednoosá tahová


- 26 (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 soudržností, (resp. poč á teč ní smykovou pevností příp. zaklínováním) a dá le třením, tvoří hlavní vzdorující reakci proti pohybu č ásti horninového tělesa zatíž eného soustavou aktivních sil pohyb vyvolávajících. Teoretickým objas-něním 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 uspořádání 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 plochách).

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 testování zemin). Maximá lně šetrně uvolněný blok horniny (obvr-táním vzá jemně se překrývajícími, nejlépe jádrovými vrty, příp. obřezáním diamantovou pilou, při dodateč ném ruč ním dolomu) je zpevněn nasazeným ocelovým rámem a výplň ovou betoná ž í. Smykové porušení můž e nastat pouze ve velmi úzké zóně mezi dolním okrajem nasazeného rámu a plochou, v níž je blok spojen s horninovým masívem => „př edurčená plocha porušení“). S ohledem na co mož ná nejjednodušší technologické uspořádání 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 rámech 50x50x30 cm a méně obvyklých rámech 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 tíha svislé zatěž ující kolony a vlastní tíha horninového bloku s rámem

Standardní metodika zkoušky obvykle předpokládá (při stupň ovitém zvyšování smykové síly) udrž ení konstantního normá lného namáhání až do vytvoření souvislé smykové plochy (dosaž ení vrcholové pevnosti); posléze je (pro ověře-ní pevnosti reziduá lní) odlouč ený blok dá le smýkán – po dráze minimá lně 25 mm (lépe po dráze delší, což však můž e narazit na znač né potíž e s instrumentací, když hrozí zřícení normá lné kolony).


- 27 (48) -

Za samozřejmé je považ ováno sledování deformací vyvíjejících se při postup-ném zatěž ování bloku, a to jak vodorovných (pro konstrukci pracovního dia-gramu smykové zkoušky), tak i svislých (pro posouzení objemových změn v horninovém bloku, resp. pro posouzení chování bloku postiž eného případnou puklinou, probíhající v blízkosti předurč ené smykové plochy). Na kaž dém stupni je vyč káno ustá lení vývoje deformací a to urč itým smluvním postupem.

Příklad instrumentace smykové zkoušky je uveden na obr. 2.18.

1 - Smykový rám 500x500x175 mm (mohou být dva nad sebou v případě

zkoušení horniny s malou pevností) 2 - Zatěž ovací a roznášecí 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 dráhu 5 - Hydraulický zvedák 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 délkách 100, 250, 500 a

1000 mm 9 - Opěrná roznášecí deska 10 - Hydraulický zvedák (buď 1 ks 2274 kN nebo 2 ks á 1366 kN) k vyvození

tangenciá lního zatíž ení 11 - Roznášecí ocelový blok 520x180x200 mm, umož ň ující rovnoměrné roz-

nesení tangenciá lního zatíž ení max. 2730 kN ze zvedáků na č elo smyko-vého rámu

12 - Klínová vlož ka 520x175x53,5 mm, umož ň ující působení výslednice tan-genciá lního zatíž ení do středu předpokládané smykové plochy

Obr. 2.18

Uspoř á dá ní smykové zkoušky. Smykový rá m s plochou 2500 cm2, max. normá lné zatížení 9 MPa, max. tangenciá lní zatížení 11 MPa (Líbal, SG Praha, 1983)


- 28 (48) -

Po ukonč ení smykové zkoušky (tj. vytvoření souvislé smykové plochy a ná -sledném sledování vývoje reziduá lní pevnosti při dalším posouvání bloku) je nutné blok překlopit a vytvořenou plochu porušení detailně zdokumentovat a proměřit. Z takto zjištěné skuteč né plochy porušení a známých zatěž ujících sil soustavy jsou pak přepoč tena namáhání horniny v předurč ené smykové ploše. Vztáhneme-li v pracovním diagramu zkoušky vyvozené tangenciá lní zatíž ení ku posunu smýkaného bloku za souč asného sledování deformací ve směru pů-sobícího normá lného zatíž ení lze potvrdit na deformač ních křivkách 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) závislost mezi napětím a deformací blízká lineá rní – uplatň uje se pouze soudržnost. Na mezi kluzu dochází k výraznějšímu přírůstku defor-mace – k proklouznutí. Za mezí kluzu se smyková pevnost zvyšuje za cenu rozrušování horniny. V oblasti vzniku dilatance D poč íná zkušební blok na-bývat na objemu (vyvíjí se dilatance), č ímž se (v důsledku vyšší mobilizace tř ení) dá le zvyšuje tangenciá lní napětí – ovšem při dalším rozrušování horniny až do vytvoření souvislé plochy porušení (mez vrcholové pevnosti F) v tenké vrstvič ce horniny. Za mezí vrcholové pevnosti dochází k plynulému poklesu smykových napětí při rovnoměrném posouvání bloku horniny ve vzniklé smy-kové ploše až do ustá lení tangenciá lního napětí v poč á tku reziduální pevnosti (R), kdy vymizí soudrž nost a zbytková pevnost horniny je představována již jen jedním smykovým parametrem – tř ením na smykové ploše.

U hornin disponujících kontraktantním typem porušení (obr. 2.20) je proces přetvá ření (při poměrně vyšších normá lných napětích) do meze kluzu (Y) stej-ný jako v předcházejícím případě. Za mezí kluzu pak dochází k výraznému přírůstku vodorovné deformace až do porušení (F). Celý proces přetvá ření a porušování je provázen zmenšováním objemu zkušebního bloku (kontraktan-cí). Na č á ře pracovního diagramu postrádáme úsek vyjadřující výrazný ná růst smykové pevnosti. K porušení dochází 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 Mohr-Coulombova zobrazení obdrž íme č á ry charakterizující stavy napjatosti, při nichž dochází ke změnám chování horninového prostředí. Čá rou meze kluzu (Y) jsou vymezeny napjatostní vztahy, při kterých se na smykové pevnosti uplatň uje převá ž ně soudrž nost (nedochází dosud k narušení celistvosti masívu). Čá ra vrcholové pevnosti (F) pak ohranič uje napjatostní stavy, při kterých do-sud nedochází k porušení horniny s tím, ž e sama je „mezním stavem“, při kte-rém k porušení dochází. Pásmo mezi č arami meze kluzu (Y) a vrcholové pev-nosti (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.


- 29 (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 ována za velmi důlež itou slož ku pev-nosti 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 hráze VD Vír (na komplexu svorů, mezi bloky 7 a 8 hráze) V. Mencl (obr. 2.21):

Obr. 2.21 Vyhodnocení oblasti vzniku dilatance z pracovního diagramu smykové

zkoušky. VD Vír, komplex svorů (V. Mencl, 1992)


- 30 (48) -

Příslušné č á ry, vyjadřující pevnosti č i meze (Y, F, R, případně D), jsou u hor-nin představovány v Mohrově zobrazení obecnými křivkami s křivostí měnící se v závislosti na oboru normá lného napětí σ (modul 01 - obr. 2.13). S ohledem na to, ž e z praktických důvodů jsou v jedné sadě realizovány obvykle č tyři smykové bloky (tj. č tyři body – při různých normá lných přítlacích σ), bývají předmětné č á ry konstruovány jako přímka. Je-li to mož né (s ohledem na testo-vaný 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 sérií smykových 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 realizova-ným typem polní smykové zkoušky. Důvodem je relativně neslož itá instrumen-tace a provedení zkoušky, jako i příprava nízkých horninových bloků. Platí to rovněž pro vyhodnocení zkoušky (i zhodnocení série zkoušek). V některých případech instrumentování zkoušky mohou nastat problémy se zachycením


- 31 (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 ZKOUŠKY S VOLNOU PLOCHOU PO-RUŠENÍ jsou prováděny 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 uspořádání takové-to zkoušky je uveden na obr. 2.23.

Smykové zkoušky s volnou plochou porušení obecně přinášejí velmi hodno-věrné výsledky především proto, ž e zohledň ují vliv přítomných ploch nespoji-tosti v horninovém bloku (masívu). Ze stejných důvodů je však příprava „vy-sokých“ zkušebních bloků nesmírně obtíž ná . Vyhodnocení zkoušky (série zkoušek) se provádí jako prostorová úloha. Jistým problémem zůstává př i vol-ném 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)


- 32 (48) -

c) SMYKOVÉ ZKOUŠKY PO PLOCHÁ CH NESPOJI-TOSTI Nejjednodušší způsob stanovení smykové pevnosti po plochách nespojitosti spoč ívá v posouvání 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 trvání 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 ob-vykle neměří, s tím, ž e v oboru velmi nízkých napětí σ jsou před dosaž ením mezní tangenciá lní síly deformace prakticky neměřitelné a po překonání tření naráz výrazně vzrostou (obr. 2.24). Tento způsob měření lze použ ít pouze při vyšetřování ploch nespojitosti rovných, bez výstupků a prohlubní, u kterých není na závadu odlouč ení horninových bloků při přípravě a u nichž je smykový odpor stejný při protisměrných pohybech.

Koeficient tření (v klidu – vrcholový) f je dán 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 nakláněním styč né spá ry až do polohy při níž dojde k pohybu horního bloku (obr. 2.25 a 2.26)

Za jistých okolností můž e být i stanovení smykové pevnosti po plochách od-luč nosti slož itě instrumentováno obdobně jako smyková zkouška v rámu v obecné orientaci, případně přepoč ítáno ze smykové zkoušky v rámu když se přirozená plocha nespojitosti nachází v bezprostřední blízkosti plochy předur-č ené rámem.

Obr. 2.24

Stanovení smykové pevnosti po plochá ch nespojitosti posouvá ním horního bloku (I) a mě ř ením tan-genciá lní síly (T) (Pavlík, 1975)

Obr. 2.25

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


- 33 (48) -

2.3.2 Jednoosá tlaková zkouška

je realizována na vysokých horninových blocích (obvyklých průřezů 0,5 x 0,5 m, resp. ∅ 0,5 m a výšky dvojnásobku příč ného profilu – tj. 1 m). Hranol č i vá lec horniny je pak zatěž ován osově pouze hlavním zatíž ením σ1; zatěž ovací síla musí být opravena o tíhu zatěž ovací kolony a vlastní tíhu horninového blo-ku. Schéma uspořádání zkoušky je zřejmé z obr. 2.27.

Během zkoušky jsou pro konstrukci pracovního (přetvá rného) diagramu sní-mány 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 snímání 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. Nacházejí-li se v místě zkušebního bloku plochy nespojitosti oslabující skalní masív (tj. více-méně standardní stav) je příprava bloku velmi komplikovanou č inností. Podaří-li 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 zříd-ka, především s ohledem na velmi obtíž nou přípravu vysokých horninových bloků.

2.3.3 Trojosá (triaxiální) tlaková zkouška

bývá realizována na vysokém horninovém bloku tvaru hranolu rozměrů odpo-vídajících použ itému zařízení a reá lným mož nostem přípravy (např . 0,5 x 0,5 x 0,8 m). S ohledem na mimořádně slož itou instrumentaci (obr. 2.28) a nutnost zachycení reakcí zatěž ujících slož ek bývá nejvýhodnější umístit zkušební blo-ky do rozrá ž ek průzkumné štoly.

Na instrumentovaný blok působí zatíž ení σ1 svisle (ve směru převládajícího gravitač ního stavu napjatosti a zatíž ení σ2 a σ3 (obvykle σ2 = σ3) ve směru příč ném. Zatíž ení jsou vyvozována po stupních, se sledováním deformací. V prvé fázi zkoušky bývá dosaž eno hydrostatického stavu napjatosti σ1 = σ2 = σ3), v druhé fázi udrž ujeme namáhání plášťové (σ2 = σ3) při zvyšování axiá lní-ho zatíž ení až do vytvoření souvislé plochy porušení.

Trojosá tlaková zkouška patří k testům, které se v poli realizují jen výjimeč ně, při průzkumu pro zcela mimořádné stavební záměry. Příprava vysokých horni-

Obr. 2.26

Zkouška pevnosti po puklině dle Bartona


- 34 (48) -

nových bloků je velmi obtíž ná ; test musí být proveden minimá lně na třech blo-cích 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.

2.3.4 Jednoosá tahová zkouška

Tahová pevnost horninového masívu ná lež í k nejobtíž něji stanovitelným vlast-nostem. Důvodem je skuteč nost, ž e tahová pevnost je mimořádně citlivá na jakékoliv strukturně-texturní oslabení horniny (byť jen vlasovými puklinami) a to nesrovnatelně více než jednoosá tlaková pevnost, pevnost triaxiá lní č i smy-ková , případně přetvá rnost. Rovněž příprava vysokých zkušebních bloků a poměrně slož itá instrumentace s nutností maximá lně eliminovat mož né excent-ricity 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.

Obr. 2.27

Schéma uspoř á dá ní polní zkoušky v jednoosém tlaku (J. Hudek, 1980)


- 35 (48) -

Obr. 2.28 Schéma uspoř á dá ní polní triaxiá lní zkoušky (J. Hudek, 1980)

Obr. 2.29

Polní tahová zkouš-ka (J. Hudek, 1980, PÚDIS Praha – Strahovský tunel)


- 36 (48) -

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

2.4 Indexové vlastnosti Stejně jako při hodnocení vlastností horninové matérie laboratorními zkouška-mi 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 nákladnější než samotná zkouška č i měření in situ). Až na výjimky jsou pak polní zkoušky zá lež itostí bodovou, když výsledky jednotli-vých měření jsou na masív následně extrapolovány. 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 plochách (stěny) a s použ itím co nejjednoduššího přístrojového vybavení. Těmto pož adavkům vyhovuje stano-vení indexových charakteristik (č i alespoň jedné z nich) snadno korelovatel-ných do běž ně použ ívaných parametrů.

Jako polní zkoušky lze zatím realizovat dvě stanovení indexových vlastností:

• INDEX PEVNOSTI V BODOVÉ M ZATÍŽENÍ (point load test), stano-vený 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 ne-liší od laboratorního testu (viz laboratoř MH), zařízení však musí být upra-veno pro použ ití v polních podmínkách.

• SKLEROSKOPICKÁ TVRDOST HORNINY je obdobně jako v laboratoři realizována Schmidtovým kladívkem, původně konstruovaným pro testování 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 snímáním v kombinaci se záznamovým a vyhodnocovacím zařízením.

Při měření skleroskopické tvrdosti na přirozených plochách nespojitosti pro potřebu některých tunelá řských klasifikací je použ íváno, obdobně jako v laboratoři, kladívko typu L (s ná razovou energií 0,75 J).

Při praktickém provádění polního měření Schmidtovým kladívkem se ve zvo-leném kroku (5 č i 10 m) vyhledávají ve stěně vž dy tři zkušební místa, kaž dé (pokud mož no) na jiném horninovém bloku nenarušeném technologií uvolň o-vání horniny. Testované místo je zabroušeno s nástřikem 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, vyjádřena maximá lním % odskoku ze zmíněných tří míst 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, jedno-duché 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


- 37 (48) -

v laboratoři na vzorcích odebraných z míst co nejbliž ších měření in situ. Kore-lace je dána jednoduchým dvouparametrickým vztahem:

ba1 R

c

+=

σ

(2.29)

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 správnější korelovat polní měření Schmidtovým kladívkem s laboratorními tlakovými testy na tělíscích nasáknu-tých vodou.

Toto polní měření můž e velmi dobře korespondovat i s výsledky laboratorních stanovení fyziká lních vlastností horniny (pórovitost, nasákavost, objemová hmotnost - obr. 2.33).

Obr. 2.30 až 2.32

Př íklady korelačních zá vis-lostí mezi odskokem Schmid-tova kladívka typu N a pev-ností v jednoosém tlaku horniny


- 38 (48) -

Obr.2.33 Srovná ní výsledků polního mě ř ení Schmidtovým kladívkem typu N (kore-

lovaného s pevností v jednoosém tlaku) s výsledky laboratorních stanovení fyziká lních vlastností horniny po délce ražby podzemního díly. Nová od-vodňovací štola Banská Štiavnica – pyroxenický andezit

2.5 Hydraulické vlastnosti popisují horninový masív s ohledem na chování vody v něm obsaž ené. Z tohoto pohledu se nejč astěji zabýváme pohybem vody (propustnost masívu, rychlost proudění) resp. tlakem, kterým můž e podzemní voda působit na sta-vební konstrukci.

Z předchozího vyplývá , ž e předmětem zá jmu je voda pohybující se puklinami horninového masívu (voda puklinová – nejběž nější případ), poměrně zřídka


- 39 (48) -

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

2.5.1 Vodní tlakové zkoušky (VTZ)

jsou nejč astějším polním testem pro zjištění propustnosti horniny. Provádějí 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 ásti vrtu utěs-něné obturá torem (jednoduchým č i dvojitým – obr. 2.34) – tzv. etá ž e – se pod zvoleným tlakem penetruje voda, přič emž je sledována 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 nedo-chází k porušení horniny.

VTZ lze realizovat buď vzestupným č i sestupným způsobem. V prvním přípa-dě se vyhloubí vrt na koneč nou hloubku a zkouška je prováděna 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 se-stupném způsobu je vž dy cyklicky odvrtána etá ž , hloubící práce je přerušena a následně provedena VTZ. Přestož e je vzestupná metoda zdánlivě výhodnější, neposkytuje tak spolehlivé výsledky jako způsob sestupný. Po provedení VTZ velmi č asto následují injekč ní zkoušky. Vrty se uzavírají cementací.

Po odzkoušení se ztrá ty vody přepoč ítávají na 1 běž ný metr vrtu (= tzv. speci-fická č i měrná spotřeba). Použ ívají se především kritéria Lugeonova č i Jäh-deho. Ztrá ta vody 1 l min-1 m-1 vrtu Ø 60,3 mm při tlaku 1 MPa je rovna 1 Lu-geonu, přič emž jeden Lugeon (1 L) odpovídá velmi přibliž ně koeficientu pro-pustnosti 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.

Obr. 2.34

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


- 40 (48) -

Výsledky VTZ se obvykle vynášejí do histogramů společ ně se stanoveními výnosu jádra, redukovaného výnosu (RQD – Rock Quality Designation –Deere a Hendron, 1967) a s výsledky injekč ních zkoušek.

Mimořádný význam mají VTZ při zakládání významnějších vodních staveb (přehrady, štolové přivaděč e) a to proto, ž e při této polní zkoušce můž eme mo-delovat vodní tlaky (resp. podmínky) odpovídající provoznímu stádiu objektu. To je důlež ité především pro prognózu průsaků vody (obr. 2.35 a 2.36).

Obr. 2.35 Grafické zná zorně ní výsledků vodních tlakových zkoušek pod ně kolika

bloky Orlické př ehrady (př i tlaku 1 MPa). 1 – pů vodní terén, 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 –

rozpukané triasové dolomity, 2 - paleogenní bř idlice prakticky nepropustné, 3 – terasové písčité ště rky, 4 – sprašové hlíny, 5 – vá žské písčité ště rky


- 41 (48) -

Při provádění standardní VTZ však nelze v konkrétní etá ž i ověřit rozevřenost, frekvenci a orientaci puklin odvádějících vodu. Byly proto navrž eny a ověřeny metody VTZ umož ň ující zjištění těchto důlež itých doplň ujících údajů (M. Ma-tys, 1991).

2.5.2 Pressiopermeametr

Jestliž e při nasazení klasické VTZ můž e dojít ke zkreslení výsledků zkoušky různými nepříznivými vlivy (především obtékáním 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 eliminováno 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 upínání obturá torů do stěn vrtu.

Obr. 2.37

Pressiopermeametr fy Mènard. Schéma zapojení př ístroje. Mě rná buňka a její funkce (fy Mènard, France)


- 42 (48) -

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

+=

21

rHln

P H 2Qk

π (2.30)

kde: Q průtok

H výška (délka) střední (měřící) buň ky

P č istý vzestup testovacího tlaku nad hydrostatický tlak při testo-vací výšce

r profil vrtu

2.5.3 Měření tlaku podzemní vody

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 ma-sívu provedeme vrt protínající predisponovanou vodní cestu. Do vrtu upínáme 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 ení tlaku podzemní vody vyvě rající do podzemního díla

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


- 43 (48) -

3 Instrumentace a monitoring

Je souborem č inností (především měření, resp. sledování) zaměřených na hor-ninové prostředí č i stavební konstrukci (běž ně při jejich vzá jemném spolupů-sobení). Cílem monitoringu je ověřit, zda chování konstrukce č i masívu (resp. spolupůsobícího systému) odpovídá ve všech stádiích realizace, příp. i provo-zu, předpokladům návrhu nebo zda je momentá lní č i dlouhodobý stav systému bezpeč ný (observační procedura).

Pouze monitorováním můž eme potvrdit tzv. „varovné stavy“ (příp. jich nedo-sáhnout na bezpeč né straně návrhu nebo chování konstrukce).

Monitoring bývá standardně v geotechnice nasazován na významných inž enýr-ských konstrukcích – tunelech, podzemních kavernách, hlubokých zá řezech č i vysokých násypech (i na přehradních hrázích), ale i na konstrukcích spojených s dobýváním nerostů – šachtách, překopech, lomových stěnách.

Nejběž nějšími velič inami sledovanými při monitorování jsou deformace (po-suny, poklesy, pootoč ení) a stavy napjatosti resp. zatíž ení (tlaky, tahy, smyk).

Je použ ívána nesmírně široká šká la stacioná rních č i přenosných měřících pří-strojů a zařízení využ ívajících veškerých myslitelných principů měření a sle-dování (i jejich kombinací), stejně jako systémů přenosu, registrace a vyhodno-cení; standardem je vysoká odolnost při nasazení v terénu. Použ ívají se přístro-je mechanické, hydraulické, elektrické, elektromagnetické i optické (elektroop-tické).

Přenos měření můž e být od prostého odeč ítání přes drá tový až k bezdrá tovému. Nutností se stává hardwarové a softwarové vybavení. Výrobci, vydatně podpo-rovaní výzkumem a vývojem, přicházejí neustá le s novými č i inovovanými přístroji a zařízeními.

Ná vrh monitorovacího systému a jeho instalace se nazývá instrumentací. Monitoring (co nejrozsáhleji nasazený a co nejrychleji – pokud mož no v reá lném č ase – vyhodnocený) je nezbytnou podmínkou uplatnění jedné z nejprogresivnějších souč asných metod navrhování geotechnických konstrukcí – metody observační; nicméně samotný monitoring nelze s touto metodou zto-tož nit. Jako typická observač ní metoda je pak např . označ ována Nová rakouská tunelovací metoda (NATM).

Příklady instrumentace a monitorování 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.


- 44 (48) -

Obr. 3.1 Instrumentace a monitorová ní u podzemní liniové stavby (tunelu) realizované No-

vou rakouskou tunelovaní metodou (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)


- 45 (48) -

Kontrolní otázky: Polní zkoušky a měření 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 Zatěžovací 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 rámu) Dilatantní a kontraktantním chová ní skalní horniny Indexové vlastnosti stanovené polními zkouškami na horninovém masívu Hydraulické vlastnosti horninové ho masívu Vodní tlakové zkoušky (VTZ) Instrumentace a monitoring

Závěr

- 47 (48) -

4 Závěr

4.1 Shrnutí Ve třetím modulu studijních podpor pro předmět „BF05 – Mechanika hornin“ je student seznámen s polními zkouškami mechaniky hornin pro stanovení vlastností horninového masívu. Podrobně je zde pojednáno 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 Studijní prameny

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 inženýr-ská geologie, pomůcka pro cvičení. ES ČVUT, Praha, 1990

[5] Malgot, Jozef, Klepsatel, František, Trávníč ek, Ivan: Mechanika hor-nín 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 Ingenieur-bauten. 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 Enginee-ring Practice. John Wiley & Sons, 1969

[12] Šamalíková , Milena, Trávníč ek, Ivan: Inženýrská geologie a mechanika hornin. SNTL, Praha, 1984

[13] Šamalíková , Milena: Inženýrská geologie a hydrogeologie. Akademic-ké nakladatelství CERM, Brno, 1996

[14] Trávníč ek, Ivan, Hrdý, Josef: Mechanika hornin. SNTL, Praha, 1977


- 48 (48) -

[15] Zá ruba, Quido, Mencl, Vojtěch: Inženýrská geologie. Academia, Pra-ha, 1974 (respektive další edice)

[16] Zá ruba, Quido, Mencl, Vojtěch: Inženýrská geologie, kap. 3 mechanic-ké vlastnosti hornin. Stavebně inž enýrské služ by ČSSI, Brno, 1999

4.2.2 Seznam doplňkové studijní literatury

[17] ČSN P ENV 1997-3/2000 Navrhování geotechnických konstrukcí. Část 3: Navrhování na základě terénních zkoušek (Předběž ná norma, v revi-zi)

4.2.3 Odkazy na další studijní zdroje a prameny

[18] Bodare, Anders: Non destructive tests methods of stone and rock. 1998-2006

( 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/ )

http://www.geoforum.com/knowledge/texts/bodare

http://www.rockscience.com/hoek/PracticalRockEngineering.asp

http://www.ejge.com

http://www.isrm.net/gca/?id=51

http://www.springerlink.com/content/1434

Documents

Á MECHANIKA HORNINlences.cz/domains/lences.cz/skola/subory/Skripta/BF05-Mechanika_… · ně č asto nesprávně uváděno; mimo jiné i v základní geotechnické č eské nor-mě)