master

Prace Naukowe

Głównego Instytutu Górnictwa

STUDIA – ROZPRAWY

− MONOGRAFIE

Nr 866

Mirosława BUKOWSKA

Prognozowanie skłonności do tąpań górotworu metodą

wskaźnikowej oceny geologiczno-geomechanicznej

w warunkach Górnośląskiego Zagłębia Węglowego

The forecasting of the liability of rock mass to rock-bumps by means

of the method of indicatory geological-geo-mechanical assessment

in conditions of Upper Silesian Coal Basin

KATOWICE 2005

Recenzenci:

prof. dr hab. inż. Joanna Pinińska

doc. dr hab. inż. Józef Kabiesz

ISSN 1230-2643

Printed in Poland

Sprzedaż wydawnictw Głównego Instytutu Górnictwa prowadzi

Zespół Wydawnictw i Usług Poligraficznych

40-166 Katowice

Pl. Gwarków 1

tel. 032-259-24-03, 032-259-24-04, e-mail: m.kusmirek@gig.katowice.pl

SPIS TREŚCI

Wprowadzenie................................................................................................................ 8

1. Tąpnięcie jako zjawisko geodynamiczne.................................................................... 12

2. Dotychczasowe metody oceny skłonności do tąpań i oceny zagrożenia tąpaniami .... 19

2.1. Metody analityczne i laboratoryjne oceny skłonności skał do tąpań,
opracowane na podstawie przedzniszczeniowej charakterystyki
naprężeniowo-odkształceniowej.............................................................................. 19
2.2. Wskaźnikowe metody oceny skłonności do tąpań, opracowane na podstawie
pełnej charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej ........................................... 20
2.3. Metody oceny stanu zagrożenia tąpaniami .............................................................. 24

3. Zarys budowy geologicznej Górnośląskiego Zagłębia Węglowego............................ 27

4. Charakterystyka składu petrograficznego skał karbonu produktywnego
Górnośląskiego Zagłębia Węglowego w aspekcie skłonności do tąpań...................... 32

4.1. Budowa petrograficzna próbek węgli a ich wytrzymałość na ściskanie .................... 32
4.2. Charakterystyka składu mineralnego próbek piaskowców z warstw potencjalnie
wstrząsogennych .................................................................................................... 38

5. Charakterystyka naprężeniowo-odprężeniowa.......................................................... 42

5.1. Miękka i sztywna maszyna wytrzymałościowa........................................................ 42
5.2. Sztywność próbki skalnej na tle sztywności maszyny wytrzymałościowej ............... 43
5.3. Fazy niszczenia próbki skalnej podczas jej ściskania ............................................... 45
5.4. Sposoby sterowania sztywną maszyną wytrzymałościową i ich wpływ na kształt
charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej ..................................................... 48
5.5. Czynniki wpływające na wartości parametrów geomechanicznych .......................... 52

5.5.1. Wpływ wymiarów próbki na wytrzymałość na ściskanie
i moduł pokrytyczny...................................................................................... 52
5.5.2. Wpływ prędkości odkształcenia na parametry geomechaniczne...................... 53

6. Wskaźnik skłonności do tąpań górotworu W

.......................................................... 57

6.1. Właściwości geomechaniczne skał Górnośląskiego Zagłębia Węglowego
w aspekcie wystąpienia tąpnięcia układu „strop – pokład – spąg” ............................ 58

6.1.1. Moduł sprężystości podłużnej........................................................................ 59
6.1.2. Moduł pokrytyczny ....................................................................................... 60

6.2. Sposób wyznaczania wskaźnika skłonności do tąpań górotworu W

wraz z klasyfikacją skłonności do tąpań .................................................................. 63
6.3. Wpływ prędkości odkształcenia na skłonność do tąpań
układu „strop – pokład – spąg” .............................................................................. 69
6.4. Propozycja zastosowania wskaźnika W

do oceny zagrożenia tąpaniami

wynikającego z naturalnych właściwości górotworu karbońskiego .......................... 72

7. Wskaźnik energii kinetycznej górotworu W

........................................................... 76

7.1. Bilans energetyczny zjawiska tąpnięcia na przykładzie gwałtownego niszczenia
próbki skalnej......................................................................................................... 76
7.2. Energia kinetyczna skał o cechach sprężysto-plastycznych z osłabieniem ................ 78
7.3. Metody szacowania wytrzymałości górotworu na podstawie wyznaczania
wskaźnika energii kinetycznej górotworu W

......................................................... 80

7.4. Sposób wyznaczania wskaźnika energii kinetycznej górotworu W

wraz z klasyfikacją skłonności górotworu do tąpań ................................................. 84

8. System geologiczno-geomechanicznej oceny skłonności górotworu
do tąpań „GEO” ......................................................................................................... 88

Podsumowanie................................................................................................................ 96

Literatura ....................................................................................................................... 99

Karty charakterystyki petrograficznej próbek węgli i piaskowców.............................. 111

STRESZCZENIE

Eksploatacja górnicza prowadzona w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym (GZW) jest

główną przyczyną występowania wstrząsów górniczych i tąpań. Zjawiska geodynamiczne
opisywane jako tąpnięcia występują w obszarze GZW od końca XIX wieku. Mechanizm zja-
wiska tąpnięcia z uwagi na swoją złożoność (rozdział 1), nie pozwolił dotychczas na opraco-
wanie w pełni skutecznej metody jego prognozowania. Jednakże zwiększająca się, wraz
z rozwojem eksploatacji górniczej, liczba oraz skala tąpnięć, wymuszały na środowiskach
naukowych prace nad coraz nowszymi i lepszymi metodami oceny skłonności do tąpań oraz
oceny zagrożenia tąpaniami (rozdział 2).

Złożoność budowy geologicznej GZW (rozdział 3) odzwierciedla się dużym zróżnicowa-

niem właściwości geomechanicznych węgli poszczególnych grup stratygraficznych, jak rów-
nież skał płonnych. Zmienność budowy geologicznej, w tym wykształcenia litologicznego
i petrograficznego, w profilu pionowym, jak i po rozciągłości warstw, skutkuje liczbą i inten-
sywnością tąpnięć, zróżnicowaną regionalnie w GZW. Poznanie więc właściwości węgli i skał
płonnych zarówno w zakresie wykształcenia petrograficznego, jak i cech geomechanicznych
dla różnych części GZW, ma istotne znaczenie przy rozpatrywaniu potencjalnej skłonności
skał i górotworu do tąpań (rozdział 4, 6). Przy czym naturalne właściwości górotworu, w za-
sadniczy sposób wpływające na jego skłonność do tąpań, muszą być oceniane razem z innymi
czynnikami, które mają wpływ na zagrożenie tąpaniami.

Budowa geologiczna górotworu karbońskiego, w tym litologia wraz z naturalną skłonno-

ścią węgla i skał płonnych do tąpań, należą do czynników naturalnych, warunkujących jego
wystąpienie.

Naturalną skłonność węgla i skał płonnych do tąpań określa zespół niektórych właściwo-

ści geomechanicznych, a zwłaszcza: wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie (naprężenie kry-
tyczne), moduł sprężystości oraz zdolność do gromadzenia energii sprężystej w procesie obcią-
żania i gwałtownego jej wydzielania po przekroczeniu naprężenia maksymalnego. Do grupy tej
autorka zaliczyła również moduł pokrytyczny, który uzyskuje się na podstawie krzywej naprę-
żeniowo-odkształceniowej ściskanej próbki skalnej w sztywnej maszynie wytrzymałościowej
(rozdział 5, 6).

Biorąc pod uwagę przyczyny wywołujące tąpnięcie, związane z naturalnymi właściwo-

ściami górotworu, między innymi: głębokość zalegania i miąższość pokładu, litologię i wy-
kształcenie petrograficzne skał, właściwości geomechaniczne i skłonność skał do gromadzenia
energii sprężystej i wyzwalania jej w procesie niszczenia, autorka sformułowała cel pracy jako:
opracowanie systemu oceny skłonności górotworu do tąpań w Górnośląskim Zagłębiu
Węglowym na tle modelu warunków geologiczno-geomechanicznych górotworu,
z uwzględnieniem energetycznych aspektów tego zjawiska.

W dążeniu do zrealizowania celu pracy autorka przeprowadziła badania laboratoryjne

właściwości geomechanicznych i energetycznych skał pochodzących z karbonu produktywne-
go w obszarze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego, w 43 poligonach zlokalizowanych w 28
kopalniach GZW (rozdział 6). W każdym z poligonów zostały wykonane badania właściwości
geomechanicznych i energetycznych skał płonnych i węgli, w interwale 100 m nad stropem
pokładu i 30 m poniżej jego spągu, w liczbie ponad 30 tysięcy oznaczeń. Układ ten został
przyjęty jako modelowy do oceny skłonności górotworu do tąpań w warunkach GZW. Wyniki
badań laboratoryjnych zostały rozszerzone o analizy składu petrograficznego próbek węgli
i piaskowców. Regionalne zróżnicowanie wykształcenia petrograficznego skał formacji górne-
go karbonu w obszarze GZW znalazło odzwierciedlenie w budowie petrograficznej przebada-
nych próbek węgli oraz piaskowców z warstw potencjalnie wstrząsogennych, które zostały
pobrane z różnych rejonów GZW (rozdział 4).

Dążąc do zrealizowania celu pracy zostały opracowane:
ü wskaźnik skłonności do tąpań górotworu W

, w którym zostały uwzględnione wła-

ściwości geomechaniczne skał (moduł sprężystości skał otaczających i moduł pokry-
tyczny węgla) (rozdział 6),

ü wskaźnik energii kinetycznej górotworu W

, w którym została uwzględniona energia

kinetyczna pokładu i górotworu otaczającego pokład węgla (rozdział 7),

ü system geologiczno-geomechanicznej wskaźnikowej oceny skłonności górotworu do

tąpań „GEO”, którego podstawę stanowią wskaźniki skłonności do tąpań górotworu
(rozdział 8).

Ponadto, został opracowany tzw. skorygowany wskaźnik naturalnego zagrożenia tąpania-

mi W

, w którym uwzględniono właściwości geomechaniczne skał i głębokość zalegania

pokładu, oraz aktywność sejsmiczną górotworu indukowaną działalnością górniczą powiązaną
z wielkością wydobycia (rozdział 7). Wskaźnik W

umożliwia ocenę zagrożenia tąpaniami

wynikającego z naturalnych warunków górotworu i może być wykorzystany w prognozowaniu
tego zagrożenia w nowo udostępnianych rejonach eksploatacji.

Opracowany na podstawie wyników badań geologiczno-geomechaniczny wskaźnikowy

system oceny skłonności górotworu do tąpań może ułatwiać zaliczanie pokładów do odpo-
wiednich stopni zagrożenia tąpaniami oraz może być pomocny w sporządzaniu geologiczno-
-inżynierskiej części Dokumentacji Geologiczno-Złożowej i Projektów Zagospodarowania
Złoża. W ten sposób system wskaźnikowej oceny skłonności górotworu do tąpań może przy-
czynić się do lepszego doboru metod prewencji tąpaniowej, a tym samym do poprawy bezpie-
czeństwa pracy załóg górniczych.

ABSTRACT

Coal mining realised in Upper Silesian Coal Basin (GZW) is the main course of occur-

rence of bumps and rock-bumps. Geodynamical phenomena described as the rock-bumps occur
in the area of GZW from the end of the 19

century. The mechanism of the rock-bumps phe-

nomenon, due to the complexity (chapter 1), didn’t allow elaborate the completely effective
method of its forecasting. However, increasing amount and the scale of rock-bumps, due to the
development of mining, have extorted the scientific circles to perform works devoted to the
elaborating newer and newer and better and better methods of the assessment of liability to
rock-bumps, likewise methods of rock-bumps hazard assessment (chapter 2).

The complexity of the geological structure of GZW (chapter 3) is reflected in great diffe-

rentiation of geomechanical properties of coals in each stratigraphical group, likewise in waste
rocks. The variability of the geological structure, including lithological and petrographical
formations, in vertical section, likewise along the strike, results in the number and the intensity
of rock-bumps, locally differentiated in GZW. It is essential, for the investigation of the poten-
tial liability of rocks and rock mass to the rock-bumps, to recognise properties of coals and
waste rocks both in the scope of their petrographical formations likewise in the scope of their
geomechanical features for different parts of GZW (chapters 4, 6). It is important that natural
properties of the rock mass, fundamentally influencing on it liability to rock-burst, must be
assessed together with another factors influencing the hazard of rock-bump.

The geological structure of Carboniferous rock mass, including the lithology together with

the natural liability of coal and waste rocks to rock-bumps, belongs to natural factors condi-
tioning it occurrence.

The natural liability of coal and waste rocks to rock-bumps designates the group of some

geomechanical properties, especially: uniaxial compression strength (critical stress), modulus

of elasticity and ability to cumulate the elastic energy during then loading and to emit this
energy violently after the maximum stress had been exceeded. The author has numbered the
postcritical modulus to this group also. This value is obtained basing on the stress – deforma-
tion curve for the sample compressed in the rigid strength machine (chapters 5, 6).

Taken into consideration reasons causing rock-bumps, arising from natural properties of

rock mass, like: the seam depth and thickness, rocks lithological and petrographical formation,
geomechanical properties of rocks, its liability to accumulation of the elastic energy and its
liability to energy release during the destruction process, the author has stated the following
goal of works: the elaboration of the system of assessment of the liability of mass rock to
rock bumps for Upper Silesian Coal Basin against the background of the rock mass geo-
logical-geomechanical conditions model, taking into consideration energetic bearing of
this phenomenon.

Aiming for the realisation of works goal the author has examined in laboratory conditions

geomechanical and energetic properties of rocks originated from the productive Carboniferous
in the area of GZW, in 43 proof grounds located in 28 collieries of GZW (chapter 6). Tests of
geomechanical and energetic properties of waste rocks and coals were performed in each proof
ground. Tests were performed in 100 m intervals in a seam roof and in 30 m intervals below
a floor. The number of tests have exceeded 30 000. This structure was accepted as a model for
the liability of rock mass to the rock bumps assessment for GZW conditions. Results of labora-
tory tests were completed by determinations of petrographical analyses of coals and sand rocks.
The local differentiation of the petrographical formation of Upper Carboniferous in the area of
GZW was reflected in the petrographical structure of tested coal and sand rocks samples, taken
from different regions of GZW, from potentially bumpsorignated strata (chapter 4).

Aiming for the realisation of work goal, it was elaborated as follow:
ü index of the liability of rock mass to rock-bumps W

, where geomechanical proper-

ties of rocks were taken into consideration (the modulus of elasticity of surrounding
rocks and the postcritical modulus of coal) (chapter 6),

ü index of rock mass kinetic energy W

, where kinetic energy of seam and coal seam

surrounding rocks were taken into consideration (chapter 7),

ü system of the geological-geomechanical indicatory assessment of the liability of rock

mass to rock-bumps “GEO”, based on indices of the rock mass liability to rock-
-bumps (chapter 8).

Furthermore, so called corrected index of natural rock-bumps hazard W

, where geo-

mechanical properties of rocks, seam depth and also seismic activity of the rock mass due to
mining effects are taken into consideration (chapter 7). The index W

enables the assessment

of rock-bumps risk resulted from natural rock mass conditions and it can be used for newly
opening mining district.

The indicatory system of assessment the liability of rock mass to rock-bumps, elaborated

on the basis of geological and geomechanical tests can facilitate the numbering of seams to the
appropriate rating of rock-bumps hazard. It can also facilitate elaborating of geological-
-engineering part of Geological Records of Deposits and Projects of Deposits Management.
This way, the indicatory system of assessment the liability of rock mass to the rock-bumps can
contribute to the better choice of the method anti rock-bumps prevention. It can also improve
the occupational safety of mining personnel.

WPROWADZENIE

W okresie intensywnego rozwoju górnictwa węgla kamiennego w Polsce w latach

70. i 80. ubiegłego wieku, osiągnięto maksymalną w historii wielkość wydobycia wę-
gla z obszarów ponad sześćdziesięciu istniejących wówczas kopalń (tzw. okres indu-
strialny). Równocześnie z rozwojem górnictwa nasilały się częstość i skutki występo-
wania wstrząsów indukowanych działalnością górniczą i tąpnięć, które na przełomie
lat 40. i 50. XX wieku osiągnęły liczbę kilkuset, a w latach późniejszych kilkudziesię-
ciu w roku. W latach 90., gdy rozpoczęto proces restrukturyzacji przemysłu węglowe-
go i prowadzono intensywną profilaktykę tąpaniową, a zwłaszcza od 1994 roku, gdy
proces restrukturyzacji nasilił się, odnotowano wyraźny spadek liczby tąpnięć w pol-
skich kopalniach węgla kamiennego.

Do zmniejszenia liczby tąpnięć w znacznej mierze przyczyniły się dokonania

uczelnianych i branżowych ośrodków naukowych, między innymi Akademii Górni-
czo-Hutniczej, Politechniki Śląskiej i Głównego Instytutu Górnictwa. Skuteczność
prognozowania tąpnięć i profilaktyki tąpaniowej nie byłaby jednak możliwa bez wzro-
stu świadomości tego zagrożenia wśród załóg górniczych oraz bez wdrażania, przez
kierownictwo kopalń, najnowszych osiągnięć nauki i techniki. Nie do przecenienia
jest także działalność nadzoru górniczego w zakresie wprowadzania osiągnięć nauki
do przepisów wykonawczych Prawa geologicznego i górniczego i ich rygorystycznego
stosowania przy prowadzeniu robót górniczych.

Od 1996 do 2003 roku częstość występowania tąpnięć ustabilizowała się na po-

ziomie od dwóch do pięciu w roku, przy czym w ostatnich trzech latach utrzymywała
się w pobliżu górnej granicy tego przedziału. Wskazuje to na zatrzymanie się tenden-
cji spadkowej liczby tąpnięć. Niewątpliwie było to związane ze spowolnieniem tempa
likwidacji kopalń (zmniejszania się obszarów czynnych górniczo), a także ze wzro-
stem głębokości eksploatacji i eksploatowaniem niebezpiecznych, z uwagi na koncen-
trację naprężeń, resztkowych partii górotworu. Nowe partie złoża tylko sporadycznie
były w tym okresie eksploatowane.

Kopalnie, które nadal będą prowadzić eksploatację górniczą, muszą liczyć się ze

wzrostem jej średniej głębokości. W miarę rozwoju wydobycia i prowadzenia eksplo-
atacji na coraz większych głębokościach przypuszczalnie zwiększy się liczba kopalń
zagrożonych tąpaniami. Zmniejszenie tego zagrożenia będzie możliwe przede wszyst-
kim dzięki właściwej gospodarce złożem i stosowanej profilaktyce tąpaniowej.

Eksploatowanie coraz głębiej położonych partii górotworu prowadzi do zmian

właściwości mechanicznych skał i górotworu otaczającego perspektywiczne partie
złoża. Zmiany środowiska geologicznego, wraz ze wzrostem głębokości, powodują, że
warunki stają się coraz trudniejsze i bardziej niebezpieczne z uwagi na możliwość
wystąpienia tąpań (zmienia się litologia i tektonika, zwiększają się wartości parame-
trów wytrzymałościowych i energetycznych skał, maleją parametry odkształceniowe,
wzrasta temperatura skał, a jednocześnie maleje wpływ naturalnego nasycenia skał
wodą na ich wytrzymałość). W związku z tym prace badawcze nad coraz lepszymi
sposobami prognozowania tąpań oraz metodami dokładniej charakteryzującymi wa-
runki ich powstawania i metodami oceny skłonności górotworu i zagrożenia tąpania-

mi, można uznać za potrzebne i uzasadnione. Skłonności górotworu i skał do tąpań nie
można utożsamiać z zagrożeniem tąpaniami. To ostatnie jest warunkowane również
innymi czynnikami naturalnymi oraz czynnikami natury górniczej, technicznej i orga-
nizacyjnej, wśród których skłonność do tąpań jest jednym z czynników. Zagrożenie
tąpaniami zostało dokładnie opisane, między innymi w publikacjach Filcka, Kłeczka
i Zorychty (1984), Dubińskiego i Konopki (2000), Kabiesza (2002) i Tajdusia i in.
(2003b).

Budowa geologiczna, w tym litologia wraz z naturalną skłonnością węgla i skał

płonnych do tąpań, należy do czynników naturalnych, warunkujących wystąpienie
tąpnięcia. Dotyczy to zarówno grubości pokładów węglowych, jak również występo-
wania w ich otoczeniu grubych ławic piaskowców i mułowców zdolnych do groma-
dzenia dużych ilości energii sprężystej i wydzielania jej w procesie niszczenia skały.

Naturalną skłonność do tąpań określają właściwości mechaniczne, takie jak: wy-

trzymałość na jednoosiowe ściskanie (naprężenie krytyczne), moduł sprężystości oraz
zdolność do gromadzenia energii sprężystej podczas obciążania i gwałtownego jej
wydzielania po przekroczeniu naprężenia maksymalnego. Właściwości te można okre-
ślać na podstawie zachowania się materiału skalnego podczas ściskania w maszynie
wytrzymałościowej,

wynikiem

którego

jest

charakterystyka

naprężeniowo-

-odkształceniowa uzyskana w pełnym zakresie odkształcenia próbki skalnej i z róż-
nymi prędkościami odkształcenia.

Z uwagi na złożoność zjawiska tąpań, którego źródłem są naturalne właściwości

górotworu, dotychczas nie opracowano w pełni skutecznej metody jego prognozowa-
nia i oceny. Mając więc na względzie potrzebę stałego doskonalenia metodyki oceny
skłonności do tąpań oraz różnorodność czynników naturalnych, które wpływają na to
zagrożenie, uzasadniony był cel pracy polegający na:
opracowaniu systemu oceny skłonności górotworu do tąpań w Górnośląskim
Zagłębiu Węglowym na tle modelu warunków geologiczno-geomechanicznych
górotworu, z uwzględnieniem energetycznych aspektów tego zjawiska.

W celu oceny skłonności górotworu do tąpań autorka opracowała:
ü wskaźnik skłonności do tąpań górotworu W

, w którym zostały uwzględnio-

ne właściwości geomechaniczne skał (moduł sprężystości skał otaczających
i moduł pokrytyczny węgla),

ü wskaźnik energii kinetycznej górotworu W

, w którym została uwzględniona

energia kinetyczna pokładu i górotworu otaczającego pokład węgla,

ü system geologiczno-geomechanicznej wskaźnikowej oceny skłonności góro-

tworu do tąpań „GEO”, w którym zostały wykorzystane opracowane wskaź-
niki skłonności do tąpań górotworu.

Ponadto został opracowany, tzw. skorygowany wskaźnik naturalnego zagrożenia

tąpaniami W

, który uwzględnia właściwości geomechaniczne skał i głębokość zale-

gania pokładu. Wskaźnik ten został skorygowany o sejsmiczność górotworu induko-
waną działalnością górniczą zależną od wielkości wydobycia. Wskaźnik W

umożli-

wia wstępną ocenę zagrożenia tąpaniami wynikającego z naturalnych warunków góro-
tworu.

Realizacja celu pracy polegała na wykonaniu badań laboratoryjnych właściwości

geomechanicznych i energetycznych skał pochodzących z karbonu produktywnego
w obszarze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego. Próbki skał zostały pobrane w 43
poligonach badawczych zlokalizowanych w 28 kopalniach GZW (rys. 1).

0 5 10 km

2 6

- kopalnia
zlikwidowana

- numer kopalni (nazwa
wg opisu rysunku)

- poligon badawczy
w obrębie kopalni

- zasięg utworów karbonu
produktywnego

- obszar kopalni, w której
prowadzono badania

1 - KWK Anna
2 - KWK Borynia
3 - KWK Brzeszcze
4 - ZG Bytom II
5 - ZG Bytom III
6 - KWK Chwałowice
7 - KWK Grodziec
8 - ZWSM Jadwiga
9 - KWK Janina
10 - KWK Jankowice
11 - ZGE Jaworzno
12 - KWK Kazimierz-Juliusz
13 - KWK Knurów
14 - KWK Makoszowy
15 - KWK Mysłowice
16 - KWK Niwka-
Modrzejów
17 - ZG Piekary
18 - KWK Polska-Wirek
19 - KWK Rydułtowy
20 - KWK Silesia
21 - KWK Sośnica
22 - KWK Szczygłowice
23 - KWK Śląsk
24 - KWK Wesoła
25 - KWK Wieczorek
26 - KWK Wujek
27 - KWK Bielszowice
28 - KWK Ziemowit

Rys. 1. Szkic sytuacyjny obszarów górniczych kopalń, w których zlokalizowano poligony badawcze

(liczba „gwiazdek” oznacza liczbę poligonów badawczych w obrębie jednej kopalni)

Fig. 1. The location sketch of mining areas of collieries, where proof grounds were located

(the number of “stars” means the number of proof grounds in one colliery)

W każdym z poligonów, w interwale 100 m nad stropem pokładu i 30 m poniżej

jego spągu, zostały wykonane badania właściwości geomechanicznych i energetycz-
nych skał płonnych i węgli. W 43 poligonach badawczych wykonano łącznie około 30
tysięcy oznaczeń. Interwał wysokościowy względem danego pokładu został przyjęty
jako modelowy do oceny skłonności górotworu do tąpań. Badania właściwości skał
pobranych w wytypowanych poligonach uzupełniły badania składu petrograficznego
węgli i skał płonnych.

Całokształt badań i opracowane autorskie metody wskaźnikowe oceny skłonności

górotworu do tąpań zmierzają do poprawy dokładności prognozowania zagrożenia
tąpaniami, a tym samym do poprawy bezpieczeństwa pracy i lepszego doboru metod
prewencji tąpaniowej.

Zrealizowanie celu pracy pozostaje w zgodzie ze znowelizowanymi przepisami

Prawa geologicznego i górniczego w zakresie zaliczania pokładów do odpowiednich
stopni zagrożenia tąpaniami. Rozporządzenie Ministra Spraw Wewnętrznych
i Administracji z dnia 14 czerwca 2002 r. (Dz. U. Nr 94, poz. 841) w odniesieniu do
uprzednio obowiązującego Zarządzenia Prezesa Wyższego Urzędu Górniczego z dnia
3 sierpnia 1994 roku (M.P. Nr 45, poz. 368) rozszerza pojęcie skłonności do tąpań.
Wprowadza bowiem pojęcie skłonności górotworu i skał do tąpań (zdolność do kumu-
lowania energii w górotworze lub skałach i nagłego jej wyzwalania w momencie
zmiany lub zniszczenia struktury skał), wiążąc je z całokształtem właściwości skał
otaczających i pokładu.

1. TĄPNIĘCIE JAKO ZJAWISKO GEODYNAMICZNE

Tąpania są związane z eksploatacją podziemną złóż różnych surowców. Są

zjawiskiem powszechnym przede wszystkim w podziemnym górnictwie węglowym w
Europie (Polska, Czechy, Niemcy, Francja, Słowenia), Azji (Rosja, Indie, Chiny),
Ameryce (USA, Kanada, Chile), Afryce (RPA) i Australii (Nowa Południowa Walia,
Queensland, Zachodnia Australia) (Kidybiński 2003). Tąpania występują również
w górnictwie rudnym (Polska – kopalnie KGHM, Czechy – kopalnie uranu; Wielka
Brytania – kopalnia Derbyshire, wapienie ołowionośne; Afryka Południowa – złoże
Witwatersrand, kopalnie złota i diamentów w kwarcytach; Australia – kopalnie złota
w złożach kwarcytowych), solnym (Niemcy – kopalnie soli kamiennej; Francja – ko-
palnie soli potasowej) (Ragus, Zygadłowicz 1994). Znane są również tąpnięcia
w górnictwie skalnym, związane z eksploatacją marmuru w odkrywce „Vermont”
w USA.

Pierwsze opisane tąpnięcie wystąpiło podczas eksploatacji w kopalni rudy ołowiu

„Derbyshire” w Wielkiej Brytanii w 1738 roku. W XIX wieku notowano tąpania
w kopalniach węgla kamiennego w Zagłębiu Ruhry. Najstarszy opis tąpań zaistniałych
w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym (GZW) pochodzi z 1858 roku i dotyczy zjawisk
występujących w kopalni „Fanny” (obszar na granicy kopalń „Gottwald”, „Polska”
i „Siemianowice”) i w kopalni „Król” w 1875 roku.

Wstrząsy górotworu indukowane działalnością górniczą i tąpania są zaliczane

do górniczych zagrożeń naturalnych, które wynikają bezpośrednio z naturalnych wła-
ściwości środowiska geologicznego, a ich występowanie jest warunkowane sposobem
prowadzonych robót górniczych.

Stan naprężeń w górotworze w sposób istotny wpływa na zagrożenie tąpaniami.

Jest on wywołany naprężeniami pierwotnymi – grawitacyjnymi oraz eksploatacyjny-
mi. Niektórzy badacze natomiast uważają, że występujące w skorupie ziemskiej na-
prężenia tektoniczne nie mają istotnego wpływu na tąpania, nawet w obszarach,
w których wielkość naprężenia poziomego kilkakrotnie przewyższa wartość składowej
grawitacyjnej (Kidybiński 2003).

Eksploatacja pokładów węgla powoduje zmiany rozkładu naprężeń i deformację

górotworu oraz aktywność sejsmiczną. Na tej podstawie Kabiesz (2003) wykazał re-
gionalne zróżnicowanie występowania zagrożenia tąpaniami w GZW stwierdzając, że:

•

w przypadku małych wartości naprężeń, przy słabej aktywności sejsmicznej, za-

grożenie tąpaniami zwykle nie występuje,

•

przy większych wartościach naprężeń i silniejszych wstrząsach w pokładach,

w których węgiel jest skłonny do tąpań, zagrożenie to może występować z natęże-
niem proporcjonalnym do nasilenia zagrożenia sejsmicznego i wytężenia górotwo-
ru (kopalnie niecki bytomskiej i należące do Katowickiego Holdingu Węglowe-
go),

•

w przypadku węgli słabych, nieskłonnych do tąpań, zagrożenie to może utrzymy-

wać się na niskim poziomie nawet przy znacznym nasileniu występowania wstrzą-
sów i pokrytycznych stanach wytężenia skał (kopalnie Jastrzębskiej Spółki Wę-
glowej),

•

w przypadku węgli bardzo mocnych, silnie skłonnych do tąpań, przy braku lub

przy występowaniu niskoenergetycznych wstrząsów, zagrożenie tąpaniami może
pojawić się dopiero przy krytycznych stanach wytężenia ociosów wyrobisk górni-
czych (na dużych głębokościach, w strefach silnych koncentracji naprężeń – ko-
palnie byłej Nadwiślańskiej Spółki Węglowej).

Wyróżnia się trzy zasadnicze modele rozwoju procesu niszczenia struktury góro-

tworu jako skutek prowadzonej eksploatacji górniczej, których wynikiem może być
wstrząs górotworu powodujący tąpnięcie, a mianowicie:

•

Model dylatancyjny, który powoduje wystąpienie zjawisk sejsmicznych głównie

typu pokładowego i tąpnięć pokładowych – rozwój procesu niszczenia cechuje się
wzrostem aktywności sejsmicznej w chwili przejścia w stadium dylatancji, a dal-
szy jej wzrost wynikający z niestabilnego pękania kończy wstrząs zasadniczy
o maksymalnej energii (Bieniawski 1967a). Według Dubińskiego, Mutke i Stec
(1999) oraz Stec (2002) wstrząsy występujące w pokładzie lub w jego bezpośred-
nim otoczeniu charakteryzują się mechanizmem ognisk o dużym udziale składo-
wej eksplozyjnej.

•

Model poślizgowy jest związany ze zjawiskami sejsmicznymi i tąpaniami stropo-

wymi. Zjawiska mają formę poślizgów i przemieszczeń mas skalnych wzdłuż
płaszczyzn o różnej orientacji przestrzennej (Goszcz 1991; Teper, Idziak, Sagan,
Zuberek 1992, Marcak, Zuberek 1994; Dubiński, Drzewiecki 1994). Goszcz
(1986) wykazał, że ogniska wstrząsów górniczych o energii powyżej 10

J kon-

centrują się wyłącznie w rejonach, w których w przeszłości geologicznej (podczas
ruchów górotwórczych) wszystkie trzy naprężenia główne były ściskające (kom-
pakcja, wzrost wytrzymałości i własności sprężystych skał). Ognisko sejsmiczne
jest natomiast przestrzenią, w której zachodzą procesy prowadzące do wystąpienia
wstrząsu, który może być przyczyną tąpnięcia (Dubiński 1994). Stec (1994)
stwierdziła, że w przypadku eksploatacji prowadzonej w warunkach górotworu
nienaruszonego dominującym typem ognisk są ogniska charakteryzujące się me-
chanizmem poślizgowym z poziomym kierunkiem ruchu w ognisku, a w przypad-
ku eksploatacji w rejonach odprężonych przez wybieranie pokładów wyżej zale-
gających, dominujący jest mechanizm poślizgowy normalny, natomiast przy eks-
ploatacji pod krawędziami dominuje mechanizm poślizgowy normalny lub od-
wrócony o azymutach płaszczyzn pękania równoległych do rozciągłości uskoków.

•

Model fazowy niszczenia struktury mocnych warstw stropowych charakteryzuje

się występowaniem kilku faz niszczenia, w efekcie czego powstaje struktura, która
w początkowej fazie rozwija się według modelu dylatancyjnego, a w fazie końco-
wej według modelu poślizgowego (Drzewiecki 1995; Walaszczyk, Drzewiecki,
Mutke 2002).
Zjawisko sejsmiczności indukowanej można opisać na podstawie analizy stabilno-

ści układu górotwór – wyrobisko górnicze, co oznacza, że wstrząs sejsmiczny jest
przejawem niestabilności układu w procesie deformacji. Według Druckera (Zuberek
1993) układ w równowadze trwałej (układ stabilny) to taki, który charakteryzuje się
małą zmianą reakcji pod wpływem małych zaburzeń warunków, w których się znajdu

je. Układ w stanie równowagi nietrwałej to taki natomiast, w którym w wyniku małej
zmiany warunków następuje duża zmiana reakcji układu i dynamiczne przejście
do nowego stanu równowagi trwałej, połączone ze zmianą konfiguracji i zamianą
części energii potencjalnej w energię kinetyczną (Zuberek 1993; Zorychta, Chlebow-
ski 1998). Salamon (Zuberek 1993) podał warunki konieczne do powstania wstrząsu
generowanego przez roboty górnicze: rejon górotworu musi znajdować się w stanie
równowagi nietrwałej (wcześniejsze powstanie obciążonych powierzchni osłabień,
odpowiednia zmiana stanu naprężeń, nagła utrata stabilności układu obudowa – góro-
twór), przejście ze stanu równowagi nietrwałej do nowego położenia równowagi musi
być krótkotrwałe (dynamiczny proces), a przez działanie sił grawitacji, sił tektonicz-
nych i naprężeń eksploatacyjnych musi zostać nagromadzona energia sprężysta,
która zamieniona w energię kinetyczną może skutkować tąpnięciem w wyrobisku
górniczym.

Opisane mechanizmy generowania wstrząsów wysokoenergetycznych należy uzu-

pełnić o mechanizm związany z przesunięciem mas skalnych w płaszczyźnie uskoku,
zwłaszcza tam, gdzie eksploatacji górniczej towarzyszy intensywne odwadnianie gó-
rotworu. Dotyczy to głównie miąższych pojedynczych kompleksów skał wodono-
śnych, np. krakowskiej serii piaskowcowej (trudne do wyjaśnienia wysokoenergetycz-
ne wstrząsy w kopalni „Ziemowit”, które nie powodują zniszczenia wyrobisk górni-
czych). Mechanizm taki może zaistnieć także w górotworze zbudowanym z wielu
warstw wodonośnych, w których następuje jednoczesny, intensywny drenaż, spowo-
dowany dużą koncentracją robót górniczych, prowadzonych w kilku pokładach jedno-
cześnie.

Pojęcia „wstrząs sejsmiczny indukowany eksploatacją górniczą” i „tąpnięcie” są

genetycznie pojęciami tożsamymi. Zachodzą na skutek zniszczenia struktury warstwy
skalnej (węgla) w określonej objętości. W przypadku zniszczenia lub uszkodzenia lub
przerwania funkcjonalności wyrobiska górniczego zjawisko to nazywane jest tąpnię-
ciem. Tąpnięcie jest więc szczególnym przypadkiem wstrząsu sejsmicznego, które
stanowi zagrożenie dla załogi oraz niejednokrotnie wywołuje inne zagrożenia (np.
metanowe, pożarowe, pyłowe) (Konopko 1994b). Dubiński i Konopko (1995) podali,
że tylko około 1% zjawisk sejsmicznych, które mogą spowodować tąpnięcie, kończy
się tąpnięciem.

Pierwotnie, pod pojęciem tąpnięć rozumiano „łuszczenie się ociosów wyrobisk,

odpryskiwanie z nich węgla, którym towarzyszyły różne zjawiska akustyczne, takie
jak: stuki, trzaski” (Gustek, Kociela 1986). Stopniowo weryfikowano również meryto-
ryczną treść pojęcia „tąpnięcie” (Sałustowicz 1955, 1960; Borecki, Chudek 1972;
Pietuchow 1976; Filcek 1980; Wytyczne…1981; Kłeczek, Zorychta 1985, 1986; Kłe-
czek 1994; Filcek, Kłeczek, Zorychta 1984; Filcek 1986; Konopko 1991, 1994a).

Jednym z efektów prac nad tąpnięciami jest definicja tąpnięcia ustalona przez

grupę roboczą do spraw tąpań Międzynarodowego Biura Mechaniki Górotworu
(1979), która brzmi: Tąpnięcie jest kruchym pęknięciem znajdującej się w krytycznym
stanie naprężenia części pokładu węgla (skały) przylegającej do wyrobiska górniczego
powstającym w warunkach, kiedy prędkość uwalniania energii przewyższa graniczną
prędkość rozpraszania energii wskutek odkształceń nieodwracalnych. W tąpnięciu

uczestniczy energia sprężysta pokładu węgla (skały) w ognisku pęknięcia i energia
skał otaczających. Tąpnięciu towarzyszy silny dźwięk, wyrzut węgla, zniszczenie obu-
dowy, maszyn, urządzeń, tworzenie się pyłu i fali powietrznej. Sprężyste odkształcenie
górotworu przylegającego do ogniska spękania rodzi fale sejsmiczne rozprzestrzenia-
jące się przy silnym tąpnięciu na dziesiątki i setki kilometrów. W definicji tej zwróco-
no uwagę na udział w tąpnięciu nie tylko skał pokładu, ale również skał otaczających
oraz na prędkość pochłaniania i uwalniania energii.

W literaturze poświęconej zagrożeniom górniczym, w tym zagrożeniom tąpania-

mi, spotyka się różne podziały tąpnięć. W miarę rozwoju wiedzy na temat mechani-
zmów tąpnięć, podziały te są również modyfikowane.

W zależności od położenia strefy, w której wystąpiło przekroczenie krytycznej

wytrzymałości skał, tąpania podzielono na stropowe (najczęściej występujące w for-
mie zawału stropu wyrobiska połączonego ze znacznym uszkodzeniem lub zniszcze-
niem obudowy), pokładowe i spągowe. Tąpnięcie pokładowe, zwane też naprężenio-
wym polega na gwałtownym wyzwalaniu się energii sprężystej nagromadzonej
w pokładzie, którego wynikiem jest zniszczenie calizny pokładu poprzez przemiesz-
czenie się mas węglowych do wyrobiska, a często także wypiętrzenie się spągu
i znaczne uszkodzenie obudowy (Biliński 1985). Najczęściej wymienianymi rodzaja-
mi tąpnięć są:

•

Naprężeniowe (pokładowe) – zachodzące pod wpływem powolnego narastania

naprężeń w pokładzie w sąsiedztwie wyrobisk i gwałtownego uwalniania nagro-
madzonej energii sprężystej (istotną przyczyną tąpnięcia pokładowego jest ugina-
nie się warstw stropowych na pokład węgla w strefie przyfrontowej, a następnie,
po przekroczeniu wytrzymałości węgla, dynamiczne wyrzucenie go do wyrobiska;
hipocentrum wstrząsu sejsmicznego jest zlokalizowane w pokładzie).

•

Udarowe – zachodzące pod wpływem nagłego przyłożenia siły powstałej w wyni-

ku pęknięcia monolitycznej warstwy skalnej zalegającej w stropie lub w spągu
pokładu i jej przemieszczenia (bezpośrednie otoczenie wyrobiska zostaje poddane
dużym obciążeniom dynamicznym, a gdy stan naprężeń w pokładzie przekracza
wartość krytycznego wytężenia, następuje wyrzucenie węgla do przestrzeni wyro-
biska). Wyzwalająca się zakumulowana energia sprężysta rozprasza się, część jest
zamieniana na ciepło, część na pracę związaną z utratą kohezji między cząstkami
skały oraz na energię akustyczną i tylko pewna część energii wyzwolonej jest
przekazywana, w postaci impulsu dynamicznego, do skał otaczających wyrobisko.
Wielkość tej energii musi być na tyle duża, aby mogła wywołać powstanie skut-
ków.
Kidybiński (1994, 2003) podzielił tąpania, z uwagi na mechanizm ich powstawa-

nia, na następujące grupy:

tąpania pokładowe – spowodowane przekroczeniem wytrzymałości calizny wę-
glowej w strefie dużej koncentracji naprężeń,

tąpania pokładowe – zainicjowane wstrząsem sejsmicznym, lecz będące wynikiem
głównie dużej koncentracji naprężeń w pokładzie,

tąpania wstrząsowe – szkody w wyrobiskach spowodowane głównie energią
i położeniem ogniska wstrząsu sejsmicznego.

Autor ten wysunął hipotezę, że w miarę wzrostu głębokości eksploatacji w kopalniach
GZW, tąpania zmieniają swój charakter z pokładowych na wstrząsowe oraz, że obec-
nie tąpania grupy drugiej stanowią około 70% wszystkich tąpnięć (Kidybiński 2003).

Biliński (1985) występowanie tąpnięć powiązał przede wszystkim z grubopłytową

budową górotworu, o stosunkowo dużej wytrzymałości na ściskanie oraz jednorodno-
ścią budowy wyrażającą się brakiem wyraźnych płaszczyzn uławicenia, przy czym
grubość warstw potencjalnie wstrząsogennych nie może być mniejsza niż 20 m. We-
dług tego Autora mniej istotna jest natomiast wytrzymałość na ściskanie skał tworzą-
cych poszczególne warstwy. Zależność między występowaniem warstw o dużej miąż-
szości a występowaniem tąpnięć tłumaczy na podstawie modelu górotworu naruszo-
nego, w którym zwarty początkowo masyw skalny przekształca się w zespół warstw,
które tracą stateczność w wyniku spękań i rozwarstwień powstałych pod wpływem
eksploatacji górniczej.

Według Dubińskiego (1994) tąpnięcie jest opóźnione w stosunku do wstrząsu

maksymalnie o kilkadziesiąt milisekund, zależnie od położenia ogniska wstrząsu
w stosunku do wyrobiska. W przypadku tąpań pokładowych energia sejsmiczna (nisz-
cząca) na horyzoncie pokładu, w bezpośrednim sąsiedztwie wyrobiska może być utoż-
samiana z wartością energii wstrząsu w ognisku. W przypadku tąpań stropowych,
ogniska wstrząsów są związane z warstwami wstrząsogennymi zalegającymi w oto-
czeniu pokładu, które występują często w dużych odległościach od niego, a tylko
część energii sejsmicznej zostaje przetransportowana w pobliże wyrobiska, w którym
zaistniały skutki tąpnięcia.

Konopko (1994b, c, 1999) uważa, że aby zaistniało tąpnięcie, wstrząs górotworu

musi charakteryzować się pewnym minimum wartości energii sejsmicznej (tzw. ele-
mentarna energia tąpnięcia), która dla warunków GZW wynosi 5

⋅

J. Tąpnięcie

przy tej minimalnej energii może zaistnieć wtedy, gdy ognisko wstrząsu jest zlokali-
zowane w pobliżu wyrobiska, a pokład znajduje się pod wpływem czynników zwięk-
szających zagrożenie tąpaniami. Drzewiecki (2004) natomiast oszacował wielkość
energii zakumulowanej w warstwie wstrząsogennej, przed jej pęknięciem, która zosta-
nie wyemitowana w postaci energii sejsmicznej, jako impulsu inicjującego proces
rozpadu skały.

O tąpnięciu decyduje energia kinetyczna, a jej miarą może być prędkość począt-

kowa spękanej masy skalnej (A

= 0,5

). Minimalne wartości prędkości początko-

wej zmieniają się w zakresie od 3 m/s (Pietuchow 1976) do 10 m/s (Filcek 1980).

Węgle występujące w polskich zagłębiach są uznawane za samoistnie nietąpiące

(z wyjątkiem węgla kennelskiego, w przypadku którego ze względu na budowę petro-
graficzną i jednorodność można założyć samoistną tąpliwość) (Filcek, Kłeczek, Zo-
rychta, 1984). Natomiast Szuścik mówi o zjawisku „tąpania materiału węglowego”
i powtarzalności występowania tego zjawiska (Szuścik, Zastawny 1980; Szuścik, Za-
stawny, Bobkowski 1984). Konopko (1984, 1994b) określił skłonność do tąpań mate-
riału węglowego jako jeden z parametrów, oprócz właściwości skał otaczających,
charakteryzujących tąpliwość pokładu i jeden z wielu czynników warunkujących za-
istnienie tąpnięcia w wyrobisku górniczym.

Filcek (1980) utożsamiał tąpnięcie z „wybuchem fizycznym górotworu”, nato-

miast Drescher i Leitz (1981) stwierdzili, że najważniejszą cechą tąpnięcia jest sko-
kowa zmiana jednego stanu równowagi w inny (skokowa zmiana stanu naprężenia
w górotworze w wyniku wstrząsu). Biorąc pod uwagę definicję tąpnięcia podaną przez
Filcka, Kłeczka i Zorychtę (1984) tąpnięcie jest procesem utraty stateczności skał
wokół wyrobiska. W rozważaniach nad mechanizmem skokowych zmian równowagi
układu fizycznego, jakim jest górotwór, niektórzy badacze wykorzystują „teorię kata-
strof”. Ma się wtedy do czynienia z niestatecznym zachowaniem się układu fizyczne-
go, a dla funkcji opisującej ten układ istnieje punkt krytyczny, który w określonych
warunkach może stać się katastroficznym (Zorychta 2002). Określone na podstawie
teorii katastrof warunki niestateczności pozwalają na wyróżnienie dwóch mechani-
zmów tąpnięcia: powstałego w wyniku przeskoku i w wyniku utraty nośności.

Według Zorychty (1999, 2001, 2002), zjawisko przeskoku (skokowe zmiany stanu

równowagi w układzie „strop – pokład – spąg”), które jest związane z istnieniem nie
tylko punktu katastroficznego, ale też pewnego przedziału odkształceń, może wystę-
pować jedynie w obszarze pozniszczeniowym charakterystyki naprężeniowo-
-odkształceniowej, tj. po utworzeniu się strefy spękań. Ma się wtedy do czynienia
z oddawaniem energii zakumulowanej w stropie i spągu pokładu do pokładu. Prowa-
dzi to do skokowego zmniejszania się energii w tych utworach i zdynamizowania
procesu niszczenia pokładu (nadmiar energii, przekształcając się w energię kinetycz-
ną, powoduje ruch mas skalnych w kierunku wyrobiska). Sposób przekazywania ener-
gii zależy od właściwości skał otaczających. W przypadku skał o małej lepkości ma
się do czynienia z przeskokiem (jednemu stanowi odkształcenia odpowiadają dwa
stany naprężenia – rys. 1.1, 1.2). W przypadku skał o dużych lepkościach, mimo wy-
stąpienia zniszczenia w pokładzie, przeskok nie występuje (Zorychta 1999, 2002).
W przypadku, gdy brak jest punktu katastroficznego, ale energia całkowita osiąga
maksymalną wartość, to dla odkształceń większych od krytycznych dochodzi do utraty
stateczności. Również w tym przypadku energia zewnętrzna jest większa od tej, którą
pokład może pochłonąć – tąpnięcie w wyniku utraty nośności. Zorychta (2002) wyka-
zał ponadto, że tąpnięcie w wyniku utraty stateczności dotyczy zarówno jednoosiowe-
go, jak i trójosiowego stanu naprężenia. Z uwagi na zaistnienie tąpnięcia, najbardziej
niekorzystny według tego Autora, jest jednoosiowy stan naprężenia, gdyż jest naj-
mniej chłonny energetycznie. Stan ten cechuje się również tym, że moduły pokrytycz-
ne są większe niż dla stanów trójosiowych.

Rozważania nad charakterystyką naprężeniowo-odkształceniową, która przestawia

proces niszczenia skały jako „katastroficzny” odnosić się mogą do kształtu przedsta-
wiającego niszczenie skał zgodnie z krzywymi, które przechodzą przez punkty:

•

I, II, V (krzywa zgodnie z klasą I według Wawersika i Fairhursta, 1970, patrz

rozdz. 5, rys. 5.3) (Nowakowski, Walaszczyk 2000) (rys. 1.2.),

•

I, II, III i IV (krzywa zgodnie z klasą II według Wawersika i Fairhursta, 1970).

Rys. 1.1. Rozkład naprężeń pionowych dla stanów
trójosiowych w elemencie nieliniowo-odkształcal-
nym: t – czas,

– stosunek naprężeń poziomych

do naprężeń pionowych (Zorychta 2002)
Fig. 1.1. The distribution of vertical stresses for

triaxial states in the non-linear – deformed ele-
ment: t – time,

– the ratio of the horizontal

stresses to the vertical stresses (according to
Zorychta 2002)

Rys. 1.2. Charakterystyka naprężeniowo-odkształ-
ceniowa zniszczenia modelu fizycznego górotworu:

– odkształcenie,

– naprężenie (Nowakowski,

Walaszczyk 2000)
Fig. 1.2. The stress-deformation characteristic of

the destruction of the physical model of rock mass:

– deformation,

– stress (according to Nowa-

kowski, Walaszczyk 2000)

Złożoność mechanizmu tąpnięcia była powodem, że do tej pory nie opracowano

skutecznej metody prognozowania tego zjawiska. Zjawiska geodynamiczne opisywa-
ne jako tąpnięcia występują w obszarze Górnośląskiego Zagłębia Węglowego od koń-
ca XIX wieku. Wzrastająca, wraz z rozwojem eksploatacji górniczej, ich liczba powo-
dowała rozszerzenie zakresu badań nad opracowywaniem coraz to nowszych metod
oceny skłonności do tąpań oraz oceny stanu zagrożenia tąpaniami.

2. DOTYCHCZASOWE METODY OCENY SKŁONNOŚCI DO TĄPAŃ

I OCENY ZAGROŻENIA TĄPANIAMI

Efektem wieloletnich badań nad skłonnością do tąpań było opracowanie wielu

metod wskaźnikowych (Bukowska 2005b). Większość wskaźników odnosi się głów-
nie do skłonności do tąpań węgli, a podrzędnie do skał otaczających pokłady węglo-
we. Jedynie nieliczne z nich służą do oceny skłonności do tąpań górotworu, komplek-
sowo uwzględniając jego cechy geologiczne.

Niektóre spośród wskaźników skłonności do tąpań zostały opracowane na pod-

stawie przedzniszczeniowej charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej uzyska-
nej w próbie ściskania, w tzw. miękkiej maszynie wytrzymałościowej. Rozwój metod
badawczych dotyczących oceny skłonności skał do tąpań spowodował zastosowanie
w badaniach geomechanicznych sztywnych maszyn wytrzymałościowych z serwome-
chanizmem, które dają możliwość uzyskania pełnej charakterystyki naprężeniowo-
-odkształceniowej zarówno w części przedkrytycznej, jak i pokrytycznej.

2.1. Metody analityczne i laboratoryjne oceny skłonności skał do tąpań, opraco-

wane na podstawie przedzniszczeniowej charakterystyki naprężeniowo-
-odkształceniowej

Wskaźniki charakteryzujące przedkrytyczne właściwości skał (odkształceniowe,

wytrzymałościowe, energetyczne, reologiczne) są wykorzystywane w grupach metod
oceny skłonności skał i górotworu do tąpań, którymi są:

•

metody, których podstawę stanowią własności deformacyjne skał – wskaźnik po-

tencjalnej tąpliwości K (Bicz 1962),

•

metody wytrzymałościowe – wskaźnik K

(Jegorow 1974), wskaźnik kruchości k,

metoda Szuścika (Szuścik, Zastawny 1980), metoda według Konopki (1994b),

•

metody energetyczne – liczba tąpliwości T (Znański 1953), tąpliwość węgla we-

dług Drzewieckiego (1989), wskaźnik sprawności tąpnięcia

według Motyczki

(1979), energetyczny wskaźnik naturalnej skłonności węgla do tąpań W

(Szecówka, Domżał, Ożana 1973), wskaźnik potencjalnej energii sprężystej PES
(Smołka i in. 1978), kinetyczny wskaźnik tąpliwości

Ω

(Filcek 1980), wskaźnik

zagrożenia tąpaniami W

, zwany także wskaźnikiem kruchości (Gustkiewicz

i inni 1987), zmodyfikowany wskaźnik kruchości BIM (Aubertin i Gill 1988),

•

metody reologiczne – reologiczne kryterium skłonności węgla do tąpań (Hładysz

1979), wskaźnik reologiczny skłonności węgla do tąpań W

według Boreckiego

(Konopko 1994b),

•

metody uwzględniające strukturalno-geologiczne cechy górotworu – wskaźnik

facjalności w

(Kaszuba 1977), liczba górotworu L

(Konopko 1994b).

Wyszczególnione wyżej metody zostały opisane w publikacji Konopki (1994b).

Jednym ze wskaźników, który uzyskuje się w badaniach laboratoryjnych jedno-

osiowego ściskania i ma praktyczne zastosowanie do oceny skłonności węgla do tą-
pań, jest energetyczny wskaźnik naturalnej skłonności do tąpań W

(Szecówka, Dom-

żał, Ożana 1973). Wielu badaczy jednak, między innymi Kidybiński i Smołka (1988)
krytykują znaczenie tego wskaźnika jako wyznacznika skłonności węgla do tąpań.

Oprócz wyżej przedstawionych metod analitycznych i laboratoryjnych została

opracowana geofizyczna metoda oceny skłonności pokładu węgla do tąpań w warun-
kach in situ (Goszcz, Dworak 1982).

2.2. Wskaźnikowe metody oceny skłonności do tąpań, opracowane na podstawie

pełnej charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej

Od czasu zastosowania, w niektórych polskich ośrodkach naukowych, w bada-

niach laboratoryjnych własności geomechanicznych skał sztywnych maszyn wytrzy-
małościowych, zostały opracowane nowe wskaźniki skłonności skał do tąpań. Do
najważniejszych z nich należą:

•

okres dynamicznego rozpadu ODR (Kidybiński, Smołka 1988),

•

wskaźnik osłabienia tąpnięcia W

(Krzysztoń 1989),

•

wskaźnik naprężeniowej intensywności rozpadu (Smołka 1994b),

•

wskaźnik intensywności rozpraszania energii R

(Bukowska, Smołka 1994),

•

wskaźnik zagrożenia spowodowanego przeskokiem

Ω

(Zorychta 2002),

•

wskaźnik potencjalnej skłonności skały do tąpań W

(Tajduś i in. 2003b).

Większość z wymienionych wyżej wskaźników ma znaczenie jedynie teoretyczne

i nie znalazło zastosowania w praktyce górniczej. Niektóre z nich są dopiero weryfi-
kowane w konkretnych warunkach geologiczno-górniczych. Spośród wymienionych
jedynie wskaźnik ODR znalazł zastosowanie w praktyce górniczej do określania
„wrażliwości” skał na obciążenia dynamiczne w aspekcie występowania wstrząsów
lub tąpań.

KRES DYNAMICZNEGO ROZPADU WĘGLA

Wskaźnik, który został nazwany okresem dynamicznego rozpadu i oznaczony

symbolem ODR opracowali Kidybiński i Smołka (1988). Wskaźnik ten określa się
w próbie jednoosiowego ściskania z prędkością odkształcenia 2

⋅

-2

⋅

-1

(1 mm/s).

Podstawą do określenia wskaźnika jest krzywa

= f(

ε,

t), rejestrowana podczas badań.

Wskaźnik ODR jest różnicą czasu między momentem początku rozpadu próbki

= R

a momentem osiągnięcia wartości naprężenia resztkowego

(rys. 2.1).

Wieloletnie badania prowadzone w GIG pozwoliły na sformułowanie klasyfikacji

skłonności węgli do tąpań na podstawie wskaźnika ODR (tabl. 2.1).

Tablica 2.1. Klasyfikacja skłonności węgli do tąpań według wskaźnika ODR

Wartość ODR, ms

Skłonność węgla do tąpań

ODR > 300

nieskłonny do tąpań

ODR

≤

300

słabo skłonny do tąpań

ODR

≤

silnie skłonny do tąpań

= R

(t)

ODR

Rys. 2.1. Interpretacja wyznaczania wskaźnika ODR oraz W

(t) – odkształcenie,

– naprężenie, R

–

wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie, A

– energia odkształcenia sprężystego, W

– energia pokry-

tycznego niszczenia
Fig. 2.1. The interpretation of determining the ODR index and W

(t) – deformation,

– stress, R

–

uniaxial compression strength, A

– energy of elastic strain, W

– energy of postcritical destruction

SKAŹNIK OSŁABIENIA TĄPNIĘCIA

Wskaźnik osłabienia tąpnięcia W

według Krzysztoń (1989), zależy od wartości

energii potrzebnej na statyczne zniszczenie próbki, odwzorowane w części pokrytycz-
nej charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej (Krzysztoń 1989). Im większy
jest udział energii sprężystej (A

) w energii pokrytycznego odkształcenia próbki (W

tym mniejsza jest skłonność do tąpań. Wskaźnik ten określa się wzorem (rys. 2.1)

(2.1)

gdzie:

– energia sprężysta, kJ/m

;

– energia pokrytycznego niszczenia, kJ/m

SKAŹNIK NAPRĘŻENIOWEJ INTENSYWNOŚCI ROZPADU

Wskaźnik naprężeniowej intensywności rozpadu, według Smołki (1994b), został

opracowany na podstawie badań węgli i skał płonnych GZW. Badania prowadzono na
próbkach o smukłości równej 1,0. Do sterowania przebiegiem badania zastosowano
sygnał przemieszczeń tłoka maszyny wytrzymałościowej, przy czym prędkość przyro-
stu odkształceń wynosiła 1,0 mm/s. Wskaźnik naprężeniowej intensywności rozpadu
określa wzór

−

(2.2)

gdzie:

– naprężenie resztkowe odpowiadające wytrzymałości resztkowej, MPa;

– czas rozpadu, s.

Wskaźnik ten, w opinii jego Autora, w dość wierny sposób odzwierciedla nisz-

czenie skały zachodzące w czasie tąpnięcia z uwagi na quasi-dynamiczny sposób
przeprowadzania testu laboratoryjnego – prędkość narastania obciążeń do 425 MPa

⋅

-1

dla węgli i do 1651 MPa

⋅

-1

dla skał płonnych. Zakres zmienności wskaźnika naprę-

żeniowej intensywności rozpadu, wynoszący od 72,4 do 732,8 MPa

⋅

-1

pozwolił auto-

rowi na wydzielenie trzech grup skłonności skał do tąpań:

< 250 MPa

⋅

-1

skały nieskłonne do tąpań

250–500 MPa

⋅

-1

skały słabo skłonne do tąpań

> 500 MPa

⋅

-1

skały silnie skłonne do tąpań

SKAŹNIK INTENSYWNOŚCI ROZPRASZANIA ENERGII

Wskaźnik intensywności rozpraszania energii R

został opracowany przez Bukow-

ską i Smołkę (1994) na podstawie badań węgli, piaskowców, mułowców i iłowców
karbonu produktywnego GZW. Badania wykonano na próbkach o smukłości 1. Do
sterowania przebiegiem badania stosowano sygnał przemieszczeń tłoka maszyny wy-
trzymałościowej, przy czym prędkość przyrostu odkształceń wynosiła 1,0 mm/s, co
z uwagi na wymiary próbek odpowiadało prędkości odkształcenia rzędu 10

-1

⋅

-1

Prędkość odkształcenia tego rzędu mieści się w przedziale wartości prędkości od-
kształcenia odpowiadających zjawiskom tąpań, wyrzutów skał, trzęsieniom ziemi,
urabianiu skał narzędziami skrawającymi i udarowymi (Kwaśniewski 1986a).

Do wyznaczania wartości wskaźnika naprężeniowej intensywności rozpadu Auto-

rzy podali wzór

ENr

(2.3)

gdzie:

ENr – różnica między wartością energii w chwili początkowej rozpadu PES (przy

= R

) i końcem pozpadu PES

(przy

= R

), kJ;

– bezwzględny czas rozpadu, s.

Zakres zmienności wskaźnika intensywności rozpraszania energii R

, wynoszący

od 200 do ponad 5000 kJ

⋅

-1

pozwolił na wydzielenie trzech grup skłonności skał do

tąpań:

< 1000 kJ

⋅

-1

skały nieskłonne do tąpań

1000–2500 kJ

⋅

-1

skały słabo skłonne do tąpań

> 2500 kJ

⋅

-1

skały silnie skłonne do tąpań

SKAŹNIK ZAGROŻENIA SPOWODOWANEGO PRZESKOKIEM

Zorychta (2002) wskaźnik zagrożenia spowodowanego przeskokiem

Ω

zdefinio-

wał za pomocą wzoru

max

)

(

〉

Ω

(2.4)

gdzie:

sod

– moduł sprężystości przy odciążaniu,

– przedział odkształceń, w którym możliwy jest przeskok.

Autor rozróżnił dwa przypadki:

Ω

< 1 – układ nieskłonny do przeskoku (nietąpiący),

Ω

≥

1 – układ skłonny do przeskoku (tąpiący).

Wartość wskaźnika zagrożenia wywołanego przeskokiem Autor określił na pod-

stawie wyników badań laboratoryjnych realizowanych w sztywnej maszynie wytrzy-
małościowej, wyznaczając właściwości pozniszczeniowe węgla z pokrytycznej części
charakterystyki naprężeniowo-odkształceniwej, a moduły sprężystości skał stropo-
wych i spągowych dla fazy odciążania z przedkrytycznej gałęzi charakterystyki.

SKAŹNIK POTENCJALNEJ SKŁONNOŚCI SKAŁY DO TĄPAŃ

Wskaźnik potencjalnej skłonności skały do tąpań W

został opracowany przez

Tajdusia z zespołem (2003b). Autorzy wyznaczyli go według wzoru

gdy



≤



(2.5)

gdzie:

– wytrzymałość na ściskanie pokładu lub złoża,

– energia odzyskana w procesie niszczenia,

– potencjalna energia odkształcenia sprężystego,

– energia stracona na odkształcenia trwałe.

Rys. 2.2. Rodzaje energii niezbędne do wyznaczenia wskaźnika potencjalnej skłonności skały do tąpań:

– odkształcenie,

– naprężenie (Tajduś i in. 2003b)

Fig. 2.2. Types of energy necessary for determination of the index of potential liability of rock to rock-
-bumps:

– deformation,

– stress (according to Tajduś i in. 2003b)

Z graficznego przedstawienia (rys. 2.2) energii wynika, że:

(2.6)

)

(

(2.7)

a wskaźnik W

wyraża się wzorem

gdy



≤



(2.8)

gdzie:

– moduł sprężystości przy odciążaniu próbki w części przedzniszczeniowej,

M – moduł pokrytyczny (wyznaczono jako tg

Tajduś wraz z zespołem zdefiniowali warunki wyznaczania wskaźnika W

w następujący sposób:

•

jeżeli skała zachowuje się zgodnie z klasą I według Wawersika, wówczas określa

się stosunek pozniszczeniowej do przedzniszczenowej pracy odkształceń sprężys-
tych,

•

jeżeli skała zachowuje się zgodnie z klasą II, według Wawersika, przyjmuje się

= 1,

•

jeżeli W

= 0 to skała zdolna jest tylko do plastycznego odkształcenia i jest nie-

skłonna do tąpań.

Autorzy zaproponowali następujące przedziały wartości wskaźnika W

charak-

teryzujące skłonność skał do tąpań:

•

≤

< 0,5 skały nieskłonne do tąpań,

•

0,5

≤

< 0,75 skały słabo skłonne do tąpań,

•

0,75

≤

1 skały silnie skłonne do tąpań.

2.3. Metody oceny stanu zagrożenia tąpaniami

Stan zagrożenia tąpaniami w polskim górnictwie węglowym ocenia się tzw. meto-

dą kompleksową. Metoda ta służy do oceny potencjalnego i rzeczywistego stanu za-
grożenia tąpaniami (rys. 2.3). Wymagania merytoryczne i formalne dotyczące metody
kompleksowej są zawarte w Instrukcji nr 1 wydanej w GIG w 1996 roku pt.: „Zasady
i zakres stosowania kompleksowej metody oceny stanu zagrożenia tąpaniami w zakła-
dach górniczych wydobywających węgiel kamienny” (Konopko i in. 1996; Dubiński
i in. 1996; Kornowski i in. 1996; Krzyżowski i in. 1996). W skład metody wchodzą
metody szczegółowe, co przedstawiono na rysunku 2.3. W kopalniach węgla kamien-
nego do oceny stanu zagrożenia tąpaniami jest możliwe stosowanie również innych
metod, które mogą być traktowane jako zastępcze lub uzupełniające w stosunku do

metod szczegółowych, wchodzących w skład metody kompleksowej. Są to metody:
sejsmiczna, grawimetryczna, konwergencji, elektrooporowa, zespolona, metody anali-
tyczne i inne.

Podstawy merytoryczne każdej z metod szczegółowych zostały podane w publi-

kacjach Goszcza (1999) oraz Dubińskiego i Konopki (2000).

umożliwia oszacowanie potencjalnego zagrożenia tąpaniami
wynikającego z właściwości pokładu i górotworu, warunków
zalegania złoża, zaszłości eksploatacyjne itp. (tąpania stropowe
i pokładowe); wykorzystywana jest głównie na etapie
projektowania robot górniczych, dla doboru długookresowych
metod zwalczania bądź ograniczania stanu zagrożenia poprzez
optymalizację kolejności wybierania pokładów, lokalizacji
wyrobisk, obudowy itp.; metoda jest uwzględniana przy ocenie
rzeczywistego stanu zagrożenia tąpaniami

umożliwia określenie stanu zagrożenia tąpaniami stropowymi
na podstawie rejestracji wstrząsów górotworu

umożliwia określenie podwyższonego stanu naprężenia w
pokładzie (określenie stanu zagrożenia tąpaniami pokładowymi)

że

ąp

metoda rozeznania
górniczego

metoda sejsmologii
górniczej

metoda
sejsmoakustyczna

metoda wierceń
małośrednicowych

że

ąp

Rys. 2.3. Metody szczegółowe w metodzie kompleksowej

Fig. 2.3. Detailed methods in the complex method

í í í

W metodzie rozeznania górniczego stosowanej obligatoryjnie do oceny potencjal-

nego zagrożenia tąpaniami, która wchodzi w skład metody kompleksowej, są
uwzględnione wprawdzie niektóre naturalne właściwości górotworu, ale szczególną
uwagę zwraca się na czynniki wynikające z eksploatacji górniczej.

Rozwój nauki, a także postęp w rozwoju bazy sprzętowej, przyczyniają się do

opracowywania coraz to nowocześniejszych i bardziej wiarygodnych oraz oryginal-
nych metod wskaźnikowych oceny skłonności do tąpań. Jednakże większość z tych
metod ma charakter jedynie teoretyczny i jak dotąd nie były weryfikowane w konkret-
nych warunkach górniczych. Ponadto, wskaźniki skłonności do tąpań wyznaczane na
podstawie badań w maszynie wytrzymałościowej odnoszą się jedynie do poszczegól-
nych rodzajów skał, np. określa się je oddzielnie dla węgla, a oddzielnie dla poszcze-
gólnych warstw i typów skał otaczających pokłady węglowe (piaskowców, mułowców
i iłowców), podając wartości wyznaczanych wskaźników odrębnie. Przyjmując taki
schemat postępowania nie uwzględnia się wpływu na zagrożenie tąpaniami układu
składającego się z pokładu węgla i otaczającego go kompleksu skał jako zespołu wielu

warstw skalnych o różnych właściwościach i zmiennej miąższości, który autorka przy-
jęła jako modelowy dla warunków Górnośląskiego Zagłębia Węglowego.

Tąpania w Górnośląskim Zagłębiu Węglowym występują w północnej części za-

głębia (niecka bytomska, niecka kazimierzowska, niecka główna i siodło główne),
a ich występowanie jest związane ze zróżnicowaną budową geologiczną. Stąd znajo-
mość budowy geologicznej zagłębia, a zwłaszcza jego tektoniki, litologii oraz składu
petrograficznego skał uznano za warunek konieczny do spójności dalszych rozważań.

3. ZARYS BUDOWY GEOLOGICZNEJ GÓRNOŚLĄSKIEGO

ZAGŁĘBIA WĘGLOWEGO

Metody oceny potencjalnego stanu zagrożenia tąpaniami, takie jak metoda roze-

znania górniczego w metodzie kompleksowej lub system geologiczno-geomecha-
nicznej oceny skłonności górotworu do tąpań „GEO”, opracowany przez autorkę
i przedstawiony w dalszych rozdziałach pracy, wymagają szczegółowej znajomości
warunków geologicznych Górnośląskiego Zagłębia Węglowego.

Zasadnicze ukształtowanie GZW jest związane z orogenezą waryscyjską. Było

ono początkowo zapadliskiem przedgórskim, które przekształciło się w dalszych eta-
pach swego rozwoju w zapadlisko śródgórskie w wyniku podnoszenia się strefy fał-
dowej Myszków – Kraków (Bukowy 1972; Kotas 1982; Zdanowski, Żakowa 1995).
Zapadlisko jest rozwinięte na masywie górnośląskim (prekambryjskim) i jest wypeł-
nione utworami produktywnymi karbonu, tworzącymi zespół pięter molasowych.

W budowie Górnośląskiego Zagłębia Węglowego wyróżnia się trzy zasadnicze

piętra strukturalne:

•

Kaledońsko-waryscyjskie piętro strukturalne podłoża obejmuje utwory prekambru

(metamorficzne i magmowe), kambru o miąższości 110 m i dolnego dewonu (te-
rygeniczne) o maksymalnej miąższości 78 m w południowej części zagłębia, de-
wonu środkowego, górnego i karbonu dolnego (seria węglanowa) o sumarycznej
maksymalnej miąższości około 1400 m oraz z wyżej występującej serii morskich
osadów terygenicznych – formacja fliszowa (mułowce i iłowce z wkładkami pia-
skowców) o miąższości 1500 m datowanych na przełom karbonu dolnego (wizen
górny) i górnego (spągowa część namuru A) – warstwy malinowickie i zalaskie.

•

Waryscyjsko-górnokarbońskie piętro molasowe – dolna seria paraliczna charakte-

ryzuje się cyklicznością budowy. Są to skały klastyczne i fitogeniczne: zlepieńce,
piaskowce, mułowce oraz iłowce z fauną morską, brakiczną i słodkowodną, jak
również łupki węglowe i węgle oraz górna seria lądowa, na którą składają się trzy
serie litologiczne: górnośląska seria piaskowcowa, seria mułowcowa i krakowska
seria piaskowcowa. Powtarzające się w profilu pokłady węgla świadczą o tym, że
ważnym czynnikiem warunkującym powstawanie wielopokładowych serii węglo-
nośnych była równowaga między osiadaniem podłoża a dopływem materiału,
który wypełniał basen (Kotas 1982). Stan równowagi trwał od dolnej części namu-
ru A do połowy westfalu D (ponad 30 mln lat) i był okresowo przerywany
i modyfikowany czynnikami diastoficznymi związanymi z podłożem. Cykliczność
sedymentacji utworów węglonośnych wyraża się określonym następstwem typów
litologicznych skał i typów warstwowań. Ponadto często jest ona podkreślana wy-
stępowaniem poziomów gleb stygmariowych. Cyklotemy sedymentacyje, w róż-
nych częściach zagłębia różnią się między sobą, również w zakresie miąższości,
która najczęściej wynosi od kilku do kilkudziesięciu metrów dla każdego z nich.

•

Utwory pokrywowe karbonu produktywnego – głównie utwory czwartorzędu,

miocenu oraz triasu w północnej części zagłębia, a ponadto, w części wschodniej
występujące lokalnie na utworach karbonu klastyczne utwory permu i węglanowe
utworu jury.

Klasyfikację stratygraficzną formacji górnego karbonu GZW według Państwowe-

go Instytutu Geologicznego (Dembowski 1972) ze zmianami (Jureczka 1988, Kotas
i in. 1988) przedstawiono w tablicy 3.1, a występowanie serii litostratygraficznych
GZW na rysunku 3.1.

Tablica 3.1. Klasyfikacja stratygraficzna formacji górnego karbonu GZW

(Dembowski 1972; Jureczka 1988; Kotas, Buła, Jureczka 1988)

Podział chronostratygraficzny

Ogniwa litostratygraficzne

Miąższość

(maksymalna)

warstwy libiąskie

(p. 110–119)

560 m

ria

warstwy łaziskie

(p. 201–209)

1080 m

warstwy orzeskie

(p. 301–326)

ria

uł

warstwy załęskie

(p. 327–406)

2000 m

warstwy rudzkie

(p. 407–419)

810 m

warstwy

siodłowe

(p. 501–510)

140 m

gó

oś

lą

ria

warstwy

jejkowickie

(NW część)

150 m

warstwy porębskie

(p. 601–630)

1100 m

gó

żn

warstwy

jaklowieckie

(p. 701–723)

380 m

warstwy

gruszowskie

(p. 801–848)

1300 m

ria

żn

warstwy

pietrzkowickie

(p. 901–915)

760 m

ór

)

warstwy

zalaskie

1500 m

Rys. 3.1. Szkic budowy geologicznej Górnośląskiego Zagłębia Węglowego

według Państwowego Instytutu Geologicznego (1994)

Fig. 3.1. The sketch of geological structure of Upper Silesian Coal Basin

according to the State Geological Institute (1994)

Diastroficzno-sedymentacyjny typ budowy geologicznej GZW jest związany

z rozwojem orogenu waryscyjskiego, który powstał na obszarze skonsolidowanym
podczas orogenezy kaledońskiej (Bukowy (red.) 1972; Kotas 1995). Górnośląskie
Zagłębie Węglowe zostało utworzone podczas karbonu górnego, wewnątrz dwóch
gałęzi orogenu waryscyjskiego – śląsko-morawskiej gałęzi waryscydów (od zachodu)
i krakowskiej gałęzi waryscydów (od wschodu). Podstawowe przejawy tektoniki za-
głębia są związane z ruchami przesuwczymi w głębokim podłożu, wzdłuż rozłamów
ograniczających kry struktury podłoża. Ruchy przesuwcze są wynikiem lewoskrętnej
rotacji masywu w kierunku zachodnim pod masyw czeski i objęcia zachodniej części
zagłębia wpływami kompresji z zachodu. Ruch prawoskrętny przesuwczy w podłożu
jest przypisywany północnemu i północno-wschodniemu obrzeżeniu zagłębia oraz
strefie wzdłuż rozłamu północnego kry cieszyńskiej.

Tektonika GZW jest związana głównie z orogenezą hercyńską, w czasie której

utworzyło się wiele fałdów i niecek, nasunięć oraz liczne uskoki, dlatego budowa
w różnych rejonach GZW jest różna (rys. 3.2). Zostały wyróżnione następujące strefy:

•

Strefa tektoniki fałdowej (A) – szerokości do 20 km, od zachodnich granic zagłę-

bia, aż po linię nasunięcia orłowsko-boguszowickiego, w której wyróżnia się na-
stępujące jednostki strukturalne: synklinę jejkowicką, fałd Michałkowic, synklinę
Chwałowic i fałd orłowski. Fałdy mają charakter nasunięć skierowanych ku
wschodowi; cechą charakterystyczną jest zmniejszenie intensywności fałdowań
od zewnątrz do centrum Zagłębia. W narożu NW struktury tektoniki fałdowej
skręcają ku NE, przechodząc w struktury o kierunku W-E, co jest związane z ru-
chami przesuwczymi w podłożu wzdłuż północnego rozłamu kry bytomskiej.
W strefie tektoniki fałdowej występuje kilka elewacji i depresji poprzecznych.
W depresjach występują pary płaskich niecek, w elewacjach dominują skompli-
kowane fałdy, nasunięcia i uskoki odwrócone. Ponadto w strefie fałdowej wystę-
pują uskoki normalne i zrzutowo-przesuwcze. Wielu autorów zajmujących się
problemem rozkładu naprężeń wyraża pogląd, że większość struktur w tej strefie
powstało w polu naprężeń ściskających lub przy udziale składowej poziomej na-
prężeń (Jureczka, Kotas 1995).

•

Strefa tektoniki fałdowo-blokowej (B) – północny i północno-wschodni obszar

Zagłębia, gdzie występują niesymetryczne fałdy i łuski pocięte uskokami połu-
dnikowymi, a struktury tektoniczne tej strefy mają kierunek zbliżony do równo-
leżnikowego.

•

Strefa tektoniki dysjunktywnej (C) – przeważająca część GZW, w której najwięk-

szy obszar zajmuje niecka główna; znajdują się liczne uskoki, łagodne ugięcia
warstw – antyklinalne wyniesienia, kopuły i niecki. Kąty upadu warstw sięgają
kilku stopni, rzadziej osiągają kilkanaście stopni oraz występują strefy regional-
nych uskoków o zrzutach 300–1200 m.

W obszarze GZW podczas orogenezy alpejskiej powstały nowe struktury (uskoki

i zapadliska) lub stare zostały odmłodzone. Najważniejsze z nich to: uskok kłodnicki
na S od Katowic i Zabrza o zrzucie do 300 m; uskok książęcy między Mikołowem
a Chrzanowem o zrzucie do 300 m; uskok Zawady na S od Mikołowa o zrzucie do
400 m; uskok jawiszowicki (między kopalnią „Brzeszcze” a kopalnią „Silesia”)
o zrzucie do 700 m.

í í í

Złożoność budowy geologicznej GZW przejawia się zróżnicowaniem właściwości

geomechanicznych węgli poszczególnych grup stratygraficznych, jak również skał
płonnych. Zmienność budowy geologicznej, w tym litologii i wykształcenia petrogra-
ficznego, w profilu pionowym, jak i po rozciągłości warstw, odzwierciedla się w licz-
bie i intensywności tąpnięć, zróżnicowanej regionalnie w GZW. Poznanie więc wła-
ściwości węgli i skał płonnych zarówno w zakresie wykształcenia petrograficznego,
jak i cech geomechanicznych (w tym wytrzymałościowych) dla różnych części GZW,
ma istotne znaczenie przy rozpatrywaniu skłonności skał i górotworu do tąpań. Rów-
nocześnie naturalne właściwości górotworu, w zasadniczy sposób wpływające na jego
skłonność do tąpań, muszą być oceniane razem z innymi czynnikami (technicznymi
i organizacyjnymi), które mają wpływ na zagrożenie tąpaniami.

Rys. 3.2. Szkic tektoniczny Górnośląskiego Zagłębia Węglowego (Jureczka, Kotas 1995):

A – strefa tektoniki fałdowej; B – strefa tektoniki fałdowo-blokowej; C – strefa tektoniki dysjunktywnej;
D – granica GZW; E – nasunięcia: orłowsko-boguszowickie, michałkowicko-rybnickie; F – uskoki i strefy
dyslokacyjne odmłodzone lub nałożone w alpejskiej epoce tektonicznej: I – uskok kłodnicki, II – uskoki
książęcy i Byczyna – Chrzanów, III – strefa uskokowa Bełk – Oświęcim, IV – strefa uskokowa Żory
– Jawiszowice – Wysoka, V – strefa uskokowa Bzie – Czechowice, VI – strefa uskokowa Hrabowa
– Skoczów; G – struktury synklinalne: 1 – niecka jejkowicka, 2 – niecka chwałowicka, 3 – niecka ostraw-
ska, 4 – niecka petrzwalska, 5 – niecka bytomsko-dąbrowska, 6 – niecka sączowska, 7 – niecka Sierszy,
8 – synklina Nieporaz – Brodła, 9 – niecka Nowej Wsi Szlacheckiej, 10 – niecka główna; H – struktury
antyklinalne: 11 – siodło Jastrzębia, 12 – fałd Sośnica – Knurów, 13 – kopuły siodła głównego,

14 – siodło Ciężkowice – Trzebinia, 15 – antyklina Brudzowice – Krzywopłoty, 16 – antyklina Boguchwa-
łowice – Klucze, 17 – antyklina Bolesław – Olkusz, 18 – antyklina Dębnika, 19 – antyklina Mogilany
– Rzeszotary

Fig. 3.2. The tectonic sketch of the Upper Silesian Coal Basin (according to Jureczka, Kotas 1995):

A – the zone of fold tectonics; B – the zone of fold-block tectonics; C – the zone of disjunctive tectonics;
D – the border of GZW; E – overthrusts: orłowsko-boguszowickie, michałkowicko-rybnickie; F – faults and
dislocation zones rejuvenationed or overlayed during alpine tectonics epoch: I – the Kłodnica fault,
II – the princely fault and the Byczyna – Chrzanów fault, III – the fault zone Bełk – Oświęcim, IV – the
fault zone Żory – Jawiszowice – Wysoka, V – the fault zone Bzie – Czechowice, VI – the fault zone
Hrabowa – Skoczów; G – synclineal structures: 1 – the jejkowicka trough, 2 – the chwałowicka trough,
3 – the ostrawska trough, 4 – the petrzwalska trough, 5 – the bytomsko-dąbrowska trough, 6 – sąc-
zowska trough, 7 – the Siersza trough, 8 – the Nieporaz – Brodła syncline, 9 – the Nowa Wieś Szla-
checka syncline, 10 – the main syncline; H – antisyncline structures: 11 – the Jastrzębie saddle, 12 – the
Sośnica – Knurów fold, 13 – the dome fold of the main saddle, 14 – the Ciężkowice – Trzebinia saddle,
15 – the Brudzowice – Krzywopłoty anticline, 16 – the Boguchwałowice – Klucze anticline, 17 – the Bole-
sław – Olkusz anticline, 18 – the Dębnik anticline, 19 – the Mogilany – Rzeszotary anticline

4. CHARAKTERYSTYKA SKŁADU PETROGRAFICZNEGO SKAŁ KAR-

BONU PRODUKTYWNEGO GÓRNOŚLĄSKIEGO ZAGŁĘBIA WĘGLO-
WEGO W ASPEKCIE SKŁONNOŚCI DO TĄPAŃ

4.1. Budowa petrograficzna próbek węgli a ich wytrzymałość na ściskanie

Pokłady węgla kamiennego w GZW są związane z utworami produktywnymi

karbonu, tworzącymi zespół pięter molasowych, których maksymalna miąższość jest
oceniana na około 4500 m. Miąższość poszczególnych pokładów węgla jest zróżnico-
wana i wynosi od 0,4 do 24,0 m. Sumaryczna ich miąższość sięga 340 m (Zdanowski,
Żakowa (red.) 1995). W GZW występują węgle od energetycznych przez koksowe do
antracytów, przy czym stopień ich zmetamorfizowania wzrasta z głębokością ze
wschodu na zachód (Jureczka, Kotas 1995).

O właściwościach węgli, w tym ich wytrzymałości, decydują właściwości po-

szczególnych składników, które je budują. Z cech wytrzymałościowych wynikają
cechy sprężyste i odkształceniowe, które z uwagi na skłonności do tąpań odgrywają
podstawową rolę. Stąd, w celu opracowania systemu oceny skłonności górotworu do
tąpań, wynikającego z naturalnych właściwości górotworu, za celowe uznano scharak-
teryzowanie związków między budową petrograficzną węgli a ich cechami wytrzyma-
łościowymi.

Elementarnymi składnikami węgla są macerały, które określa się na podstawie

badań mikroskopowych w świetle przechodzącym i odbitym. Grupy macerałów różnią
się właściwościami fizycznymi, chemicznymi i technologicznymi. Ponadto, ta sama
grupa macerałów również wykazuje zmienne właściwości (w różnych węglach)
w zależności od stopnia uwęglenia (Stach i in. 1982; Gabzdyl 1987, 1989; Kruszew-
ska, Dybova-Jachowicz 1997). Macerały tworzą mikrolitotypy, tj. zrosty w postaci
pasemek o miąższości co najmniej 50 μm. Ich zmineralizowane formy to karbomine-
ryty.

Z uwagi na zmienność właściwości węgla w zależności od zawartości różnych

macerałów, konieczna jest znajomość składu petrograficznego w celu poznania przy-
czyn tej zmienności. Jednakże znajomość składu macerałów może być niekiedy nie-
wystarczająca do rozpoznania przyczyn zmienności niektórych właściwości węgla, np.
wytrzymałości. Właściwości te zależą bowiem nie tylko od udziału w węglu różnych
macerałów, lecz także od zawartości i rodzaju ich naturalnych asocjacji, tj. mikrolito-
typów. Niektórym mikrolitotypom przypisuje się większą niż pozostałym wytrzyma-
łość na ściskanie. Do litotypów tych należą:

•

duryt – mikrolitotyp z grupy bimaceralnych, o zawartości liptynitu i inertynitu

powyżej 95%,

•

klaroduryt – mikrolitotyp z grupy trimaceralnych, w którym inertynitu jest więcej

niż witrynitu i liptynitu łącznie,

•

karbomineryt, który stanowi zmineralizowany mikrolitotyp, np. karbopiryt, kar-

bankeryt, karbosilicyt, karbopolimineryt.

Według niektórych badaczy najbardziej wytrzymałe mechanicznie są węgle pół-

matowe – jednolity durytowy, mniej wytrzymały – durytowy ziarnisty (Dubiński
(red.) 1999). Znacznie mniejszą wytrzymałością na ściskanie charakteryzują się węgle
błyszczące – witrytowe i klarytowe.

W celu określenia wpływu składu petrograficznego na wytrzymałość na ściskanie,

w kontekście skłonności do tąpań, przebadano próbki węgli, które zostały pobrane
z pokładów reprezentujących różne ogniwa litostratygraficzne utworów górnego kar-
bonu GZW:

•

krakowską serię piaskowcową, z warstw łaziskich – pokład 207,

•

serię mułowcową, z warstw orzeskich – pokład 308 i z warstw załęskich – pokład

405/1,

•

górnośląską serię piaskowcową, z warstw siodłowych – pokłady 504 i 510,

•

serię paraliczną, z warstw porębskich – pokład 615 i z warstw jaklowieckich –

pokład 713.

Charakterystyka petrograficzna próbek węgli została przedstawiona na kartach

charakterystyki składu petrograficznego (1–9), które zamieszczono na końcu publika-
cji. Do analizy wpływu składu petrograficznego węgli na ich wytrzymałość na ściska-
nie wykorzystano wyniki ilościowych i jakościowych badań mikroskopowych wyko-
nanych na zlecenie Głównego Instytutu Górnictwa w Politechnice Śląskiej. Wykorzy-
stując powyższe wyniki badań, w tablicy 4.1 przedstawiono wartości wytrzymałości
na jednoosiowe ściskanie próbek węgli, zawartość grup macerałów, substancji mine-
ralnej oraz sumaryczny udział mikrolitotypów węgla w próbce.

Tablica 4.1. Wytrzymałość na ściskanie próbek węgli pobranych z pokładów grup 200–700 z zawartością

grup macerałów i substancji mineralnej

Grupy macerałów, %

Substancja mineralna, %

Numer

pokładu

Głębokość

zalegania

Wytrzymałość

na jednoosiowe

ściskanie, MPa

witrynit

liptynit

inertynit

minerały

ilaste

+ kwarc

Wę-

glany

Siar-

czki

Zawartość

durytu,

klarodurytu

i karbominery-

tu, %

207

ok. 450

30,9

308

ok. 460

26,2

405/1

ok. 750

19,3

504

ok. 680

24,4

510

ok. 640

22,4

510

ok. 420

20,9

615

ok. 765

21,5

713

ok. 1185

20,9

Wytrzymałość na ściskanie przebadanych próbek węgli (tabl. 4.1) oscyluje wokół

średnich wartości wytrzymałości na ściskanie charakterystycznych dla węgli GZW
w grupach pokładów 200–700 (tabl. 3.1) (Szedel 1998; Bukowska, Szedel 2003; Bu-
kowska 2004d). Analiza wyników badań generalne wykazała tendencję wzrostową
wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie wraz ze wzrostem w próbkach węgla durytu,
klarodurytu i karbominerytów. Tendencję zmian wytrzymałości na ściskanie węgli ze
zmianą zawartości w nich tych mikrolitotypów przedstawiono na rysunku 4.1.

22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34

z, %

Rys. 4.1. Tendencja zmian wytrzymałości na ściskanie w zależności od składu
petrograficznego węgla: z – zawartość durytu, klarodurytu i karbominerytu,
R

– wytrzymałość na ściskanie

Fig. 4.1. Trend of changes of the compressive strength depending on the
petrographical composition of coal: z – durite, clarodurite and carbominerite con-
tent, R

– compression strength

Węgiel jako skała organiczna pochodzenia roślinnego cechuje się dużą niejedno-

rodnością budowy petrograficznej, co ma istotny wpływ na jego właściwości, w tym
również geomechaniczne. Wszelkie defekty strukturalne, wynikające z występowania
w węglu nieciągłości w postaci spękań i szczelin, bez względu na genezę, również
wpływają na jego osłabienie. Z badań geomechanicznych wiadomo zaś, że węgle
o słabszych parametrach geomechanicznych (wytrzymałościowych i sprężystych)
wykazują mniejszą skłonność do tąpań, co ma istotne znaczenie z uwagi na zagrożenie
tąpaniami wyrobisk górniczych. Stąd też, równocześnie z badaniami składu petrogra-
ficznego na próbkach węgla, wykonano badania szczelinowatości, mając na uwadze
zróżnicowany, w zależności od ich genezy charakter spękań (Stach i in.1982; Gabzdyl
1987, 1989; Diessel 1992; Taylor i in. 1998).

Wyniki pomiarów szczelinowatości zestawiono w tablicy 4.2.

W przebadanych próbkach węgla w mikroskopie do światła odbitego, stosując

powiększenie 250

, wyróżniono:

•

spękania pierwotne, endogeniczne (endokliważ), zaznaczające się głównie w wi-

trytach i mikrolitotypach zasobnych w witrynit (klaryt, duroklaryt, klaroduryt), ja-
ko krótkie szczelinki prostopadłe lub lekko ukośne do uwarstwienia; spękania tego
rodzaju powstały w wyniku wysychania żeli humusowych, a ich intensywność za-
leży od stopnia uwęglenia

Fot. 1
Spękania endogeniczne w witrycie, wypełnione czę-
ściowo pirytem, nie przechodzące do warstewki kar-
bargilitu (substancja ilasta – ciemnoszara – poniżej)
i nieprawidłowe spękania wietrzeniowe
Photo 1
Endogenic cracks in vitrinite, partly filled with pyrite,
not passing into films of carbargilite (silty substance –
dark grey – below) and irregular cracks due to the
weathering

•

spękania wtórne, egzogeniczne (egzokliważ), związane z tektoniką, zwykle grub-
sze i przechodzące przez wszystkie warstwy w węglu

Fot. 2
Szczelina egzokliważowa w duroklarycie wypełniona
pirytem
Photo 2
The exocleavage fissure in duroclarite filled with pyrite

•

spękania równoległe do uwarstwienia, przedstawiające ślad płaszczyzn łupliwości

na powierzchni preparatu

Fot. 3
Spękania równoległe do uwarstwienia wypełnione
węglanami w warstewce witrytu
Photo 3
Cracks parallel to the stratification filled with carbonate
in the film of vitrinite

•

spękania wietrzeniowe, do których zaliczano rozgałęziające się i klinowate szcze-

liny o nieregularnych krawędziach i zmiennej grubości

Fot. 4
Spękania wietrzeniowe na kontakcie ze spękaniami
wzdłuż płaszczyzn łupliwości w duroklarycie zawierają-
cym w podstawowej masie witrynitowej inertynit (frag-
menty najjaśniejsze) i liptynit (fragmenty najciemniejsze).
W warstewce duroklarytu jest widoczny syngenetyczny
piryt w formie rozproszonych ziaren
Photo 4
Cracks due to weathering in the contact with cracks
along planes of the cleavage in duroclarite containing, in
the basic vitrinite mass, inertinite (the most bright frag-
ments) and liptite (the most dark fragments). Syngenetic
piryte as the dissipated grains is visible in the film of
duroclarite

Szczelinowatość endogeniczna najwyraźniej zaznaczyła się w próbkach węgla

z pokładów: 207, 404/9,

510, a najsłabiej w próbkach węgla z pokładów: 504 i 713.

Zróżnicowanie szczelinowatości endogenicznej wykazało złożoną zależność od składu
mikrolitotypów: witrytu, duroklarytu i klarodurytu, a w niektórych próbkach, także od
zawartości substancji mineralnej. Uzyskane wyniki badań wykazały, że zależność
między średnią szczelinowatością endogeniczną a składem petrograficznym próbek
węgla jest złożona i jej wpływ można wykazać tylko pośrednio. Wyniki badań przy-
puszczalnie byłyby bardziej dokładne, gdyby dysponowano próbkami o większej po-
wierzchni badawczej. Możliwe jest także, że badane próbki charakteryzowały się róż-
nym stopniem uwęglenia, co również wpływa na szczelinowatość endogeniczną.

Liczba spękań, wyrażających szczelinowatość egzogeniczną, z uwagi na wielkość

próbek była mała (maksymalnie n = 2), co uniemożliwiło jej bardziej dokładne scha-
rakteryzowanie.

W badanych próbkach węgli szczeliny wietrzeniowe były rozpoznawane na pod-

stawie nieregularnego kształtu, zmiennej grubości, zmiennego kierunku przebiegu
z licznymi rozgałęzieniami i krzyżowaniami. Liczba szczelin przypadająca na 1 cm
linii pomiarowej wyraża stopień zwietrzenia węgla, który w pojedynczych warstew-
kach tej samej próbki jest zróżnicowany. Największą liczbę szczelin wietrzeniowych
zawsze wykazywały warstewki witrytu, co pozwalało wnioskować o jego największej
podatności na wietrzenie wśród mikrolitotypów. Spośród badanych próbek węgla
przejawami wietrzenia (mało zmienna i duża liczba szczelin) charakteryzowały się
próbki węgla z pokładów: 308 i 615.

Badane próbki węgla wykazały słabo rozwiniętą szczelinowatość równoległą,

określaną jako podzielność wzdłuż warstewek. Szczelinowatość tego typu najczęściej
była obserwowana na kontakcie warstewek witrytu z innymi mikrolitotypami, np.
z inertytem, klarodurytem, lub na granicy między inertytem (głównie fuzynitem, semi-
fuzynitem) a bardziej zwięzłymi mikrolitotypami. Wyniki pomiaru szczelinowatości
równoległej do uwarstwienia w badanych próbkach wykazały zbliżone wartości (tabl.
4.2). Niższą szczelinowatość aniżeli większość badanych węgli wykazała próbka
z pokładu 713, gdzie na 1 cm, przypadała najwyżej jedna szczelina. Wydaje się, że

może to mieć związek z ich mikrostrukturą, gdyż węgle te są ubogie w warstewki
inertytowe. Jak wiadomo zawartość inertytu ma znaczny wpływ na podzielność węgla
równoległą do uwarstwienia. Należy podkreślić, że nie można bezpośrednio uzależnić
tego typu szczelinowatości od udziału mikrolitotypów w próbkach, gdyż bardziej za-
leży ona od liczby ich warstewek w węglu. Nieznany jest także wpływ stanu naprężeń
występujących w pokładzie węgla, na powstawanie szczelinowatości równoległej.

Tablica 4.2. Wyniki pomiarów szczelinowatości próbek węgla

Szczelinowatość endo-

geniczna, n/cm

Szczeli-

nowatość

egzoge-

niczna

Szczeliny wietrzeniowe

n/cm

Szczelinowatość równoległa

do uwarstwienia, n/cm

Pokład

od do

średnia

n/cm

od do

średnia

od do

średnia

207

2/cm – 8/cm

4/cm

1/cm – 4/cm

3/cm

1/cm – 3/cm

2/cm

308

1/cm – 6/cm

3/cm

4/cm – 12/cm

6/cm

1/cm – 3/cm

2/cm

404/9

2/cm – 4/cm

5/cm

1/cm – 6/cm

4/cm

0/cm – 6/cm

3/cm

405/1

2/cm – 4/cm

3/cm

2/cm – 5/cm

3/cm

0/cm – 2/cm

1/cm

504

1/cm – 3/cm

2/cm

1/cm – 2/cm

<1/cm

1/cm – 3/cm

2/cm

510

3/cm – 7/cm

4/cm

1/cm – 8/cm

6/cm

2/cm – 2/cm

2/cm

615

<1/cm – 6/cm

3/cm

3/cm – 8/cm

5/cm

<1/cm – 2/cm

1/cm

713

<1/cm – 7/cm

2/cm

<1/cm – 2/cm

1/cm

<1/cm – 1/cm

<1/cm

Uwaga:n/cm – liczba odczytów na jednej linii pomiaru szczelinowatości, podzielona przez jej długość, cm.

í í í

Przeprowadzone badania próbek węgla wykazały ich zróżnicowany skład petro-

graficzny, wyróżniono:

•

Próbki węgla cechujące się zmniejszoną zawartością witrynitu (poniżej 50%)

i dużą zawartością inertynitu – od około 30 do około 40% (próbki z pokładów:
504 i 510). Zwiększoną zawartość wykazywał także liptynit (14–23%). Z uwagi
na małą zawartość witrynitu próbki charakteryzowały się również małą zawarto-
ścią witrytu, rzędu kilku procent. Zwiększona zawartość inertynitu w składzie mi-
krolitotypów była wynikiem dużego udziału klarodurytu i duroklarytu.

•

Próbki wykazujące w składzie macerałów przeważający, choć zmienny, udział

grupy witrynitu, w zakresie od 50 do 75% (próbki z pokładów: 207, 308, 404/9,
405/1, 615 i 713). Zmiennej zawartości witrynitu towarzyszył zróżnicowany
udział inertynitu, który wykazał na ogół tym większą zawartość im mniej było
w próbce witrynitu. Zróżnicowany udział, niezależny od zawartości głównego
składnika, wykazują liptynit i substancja mineralna. Z uwagi na dominujący udział
witrynitu węgle z tych próbek charakteryzowały się przeważnie znaczną zawarto-
ścią witrytu, od kilkunastu do kilkudziesięciu procent. Próbki węgla zaliczone do
tej grupy, wykazały w składzie mikrolitotypów przewagę duroklarytu.

W publikacjach dotyczących zróżnicowania petrograficznego węgli pochodzących

z różnych ogniw stratygraficznych GZW można znaleźć potwierdzenie wyżej opisa-
nych wyników analiz dla węgli niektórych pokładów (Gabzdyl, Hanak, Probierz, Ku-
lik 1987). Przykładem potwierdzającym wykształcenie petrograficzne przebadanych

próbek węgli jest charakterystyka petrograficzna węgli z warstw łaziskich GZW,
z obszarów górniczych kopalń „Ziemowit”, „Piast” i „Czeczott” (Hanak 1993). Węgle
tych pokładów charakteryzowały się zawartością witrynitu w ilości 50–60% oraz
zwiększoną zawartością witrytu wynoszącą 17–27%. W węglach obserwowano rów-
nież dominację duroklarytu nad innymi składnikami.

Przeprowadzona analiza wyników badań próbek węgla pozwoliła ponadto na

sformułowanie następujących wniosków:

•

Próbki węgla charakteryzowały się zmienną zawartością substancji mineralnej, od

1 do 8%, którą w różnych proporcjach reprezentowały minerały ilaste, węglany
i siarczki. Największą ich zawartość wykazały próbki węgla z pokładów: 207,
308, 504 i 713 (5–8%), a najniższą próbka węgla z pokładu 405/1 (około 1%).
Minerały wchodzące głównie w skład karbominerytów rzadko występowały
w formie rozproszonych drobnych ziarenek lub większych skupień – konkrecji,
a jeszcze rzadziej wypełniały szczeliny kliważowe.

•

W badanych próbkach węgla wyróżniono: szczelinowatość endogeniczną (endo-

kliważ), egzogeniczną (egzokliważ), wietrzeniową oraz równoległą do uwarstwie-
nia. Zróżnicowanie szczelinowatości endogenicznej wykazało złożoną zależność
od składu mikrolitotypów: witrytu, duroklarytu i klarodurytu, a w niektórych
próbkach, także od zawartości substancji mineralnej. Występowały także nieliczne
szczeliny egzogeniczne. Uwagę zwracała zmienna, często duża liczba szczelin
wietrzeniowych, rozgałęziających się, o nieregularnym kształcie i zmiennym
przebiegu. Ich obecność wskazywała na różny stopień zaawansowania procesu
wietrzenia węgla. Udział szczelin równoległych do uwarstwienia przeważnie był
mały. Pojawiały się one na kontakcie warstewek witrytu lub inertytu z mikrolito-
typami bardziej wytrzymałymi (klaroduryt, duryt, karbomineryt).

Analiza wyników badań wykazała zależność między składem petrograficznym

węgli a ich wytrzymałością na jednoosiowe ściskanie, która przejawiała się wzrostem
wytrzymałości na ściskanie wraz ze wzrostem udziału durytu, klarodurytu i karbomi-
nerytów w węglu.

4.2. Charakterystyka składu mineralnego próbek piaskowców
z warstw potencjalnie wstrząsogennych

Naturalne właściwości górotworu, między innymi wykształcenie litologiczne,

z uwagi na zagrożenie tąpaniami, odgrywają ważną rolę w zjawisku tąpnięcia. Więk-
szość badaczy występowanie tąpnięć wiąże z grubymi kompleksami piaskowców,
które akumulują duże ilości energii sprężystej i mają możliwość jej nagłego wyzwala-
nia w procesie pękania. Proces ten jest zwykle jedną z głównych przyczyn generowa-
nia wstrząsów o dużych energiach.

Zdaniem autorki, właściwości skał otaczających dany pokład węglowy, aczkol-

wiek bardzo istotne z uwagi na zagrożenie tąpaniami, ale rozpatrywane indywidualnie,
niewiele mówią o potencjalnej skłonności górotworu do tąpań. Dopiero właściwości
układu składającego się ze skał otaczających pokład i węgla danego pokładu, decydują
o wystąpieniu tego zagrożenia. Z praktyki górniczej, są znane bowiem przypadki,

gdzie, mimo występowania w profilu pionowym warstw piaskowca o miąższości od
kilkunastu do kilkudziesięciu metrów oraz występowania aktywności sejsmicznej
związanej z ich destrukcją, w okresie kilkudziesięciu lat eksploatacji, tąpnięcie w wy-
robiskach górniczych nie wystąpiło.

Udział piaskowców w budowie strukturalnej GZW jest bardzo zróżnicowany tak

w profilu pionowym, jak i po rozciągłości warstw. Wśród utworów molasowych, które
tworzą trzon utworów węglonośnych GZW, piaskowce przeważają w budowie górno-
śląskiej serii piaskowcowej. Grube ławice piaskowców gruboziarnistych, średnioziar-
nistych i drobnoziarnistych, wśród których występują pokłady węgla oraz iłowce
i mułowce, stanowią podstawowy budulec warstw siodłowych i dolnej części warstw
rudzkich. W części wschodniej GZW zalega pokład 510 o miąższości do
24 m, który w kierunku zachodnim rozszczepia się. W północnej części zagłębia
zwiększa się w warstwach rudzkich udział osadów drobnoklastycznych, zwłaszcza
w górnej ich części, gdzie grube ławice piaskowców są przedzielone wkładkami iłow-
cowo-mułowcowymi zawierającymi pokłady węgla.

Piaskowce tworzą warstwy o zróżnicowanej miąższości. Analizując obszar pół-

nocno-wschodniej części niecki głównej (obszary górnicze, między innymi kopalń:
„Wieczorek”, „Mysłowice”, „Niwka-Modrzejów”, „Wesoła”) w kompleksie skalnym
między pokładami 510–407 udział piaskowców w profilu pionowym zmienia się
w przedziale 40–70%. Piaskowce te występują w liczbie ławic 4–11, spośród których
ponad 50% cechuje się miąższością ponad 5 m (Goszcz i in. 1986). Udział piaskow-
ców w profilu pionowym, w kompleksie skalnym między pokładami 407–334, zmie-
nia się w granicach 18–28%, a liczba ławic wynosi 11–30, przy czym dominują war-
stwy piaskowców o miąższości poniżej 5 m.

Wieloletnie badania autorki nad geomechanicznymi właściwościami skał GZW,

w tym piaskowcami karbońskimi zarówno z rejonów, w których występowały tąpnię-
cia, jak i z rejonów, które nie są zagrożone tąpaniami, umożliwiły wyznaczenie prze-
działów zmienności wytrzymałości na ściskanie. Dotyczy to piaskowców pochodzą-
cych z różnych grup stratygraficznych GZW, począwszy od warstw libiąskich (grupa
100), a skończywszy na gruszowskich (grupa 800) (tabl. 4.3), dla których średnie war-
tości przedstawiono na rysunku 4.2. Została opracowana również zależność korelacyj-
na wytrzymałości na ściskanie z głębokością zalegania piaskowców, którą przedsta-
wiono na rysunku 4.3.

Tablica 4.3. Przedziały zmienności wytrzymałości na ściskanie piaskowców GZW

Grupy pokładów

Przedziały zmienności wytrzymałości

na jednoosiowe ściskanie, MPa

Liczba próbek

100

2,3–15,7

200

3,3–72,1

576

300

15,5–141,4

585

400

5,4–177,7

1868

500

16,1–132,5

1090

600

25,2–112,5

275

700

44,6–117,5

800

46,8–105,5

8,1

22,4

65,1

66,1

62,4

69,8

87,5

80,4

100

grupa

100

grupa

200

grupa

300

grupa

400

grupa

500

grupa

600

grupa

700

grupa

800

Rys. 4.2. Zmienność średniej wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie piaskowców kar-
bońskich GZW: R

– wytrzymałość na ściskanie (Bukowska 2004b)

Fig. 4.2. The variability of the medium uniaxial compression strength of GZW Carboni-
ferous sand rocks: R

– compression strength (according to Bukowska 2004b)

= 0,1036 H - 9,4255

100

120

200

400

600

800

1000

1200

H, m

Rys. 4.3. Zależność wytrzymałości na ściskanie piaskowców GZW z głębokością zalega-
nia w kompleksie warstw od libiąskich do gruszowskich: H – głębokość zalegania,
R

– wytrzymałość na ściskanie (Bukowska 2004b)

Fig. 4.3. The relationship of GZW Carboniferous sand rocks compression strength on the
depth of deposition in the complex of libiąskie and gruszowskie strata: H – depth of depo-
sition, R

– compression strength (according to Bukowska 2004b)

O właściwościach skał, również geomechanicznych, decydują między innymi

właściwości poszczególnych minerałów wchodzących w ich skład, w tym rodzaj spo-
iwa mineralnego. Z tego względu scharakteryzowano wytypowane próbki piaskow-
ców ze względu na wykształcenie petrograficzne. Próbki te pobrano z warstw, które
uznano za potencjalnie wstrząsogenne:

•

łaziskich – strop pokładu 207,

•

orzeskich – strop pokładu 308,

•

załęskich – strop pokładu 404/9 i 405,

•

siodłowych – strop pokładu 504 i 510,

•

porębskich – strop pokładu 615,

•

jaklowieckich – strop pokładu 713.

Próbki opisano pod względem składu mineralnego szkieletu ziarnowego i spoiwa,

uwzględniając jednocześnie cechy strukturalne (rozmiary ziaren, stopień ich obtocze-
nia) i teksturę. Obserwacje mikroskopowe płytek cienkich za pomocą mikroskopu
polaryzacyjnego do światła przechodzącego przeprowadzono na zlecenie Głównego
Instytutu Górnictwa na Wydziale Nauk o Ziemi Uniwersytetu Śląskiego. Szczegóły
dotyczące wykształcenia petrograficznego próbek piaskowców przedstawiono na fo-
tografiach, na których zaznaczono skale liniowe odpowiadające używanym powięk-
szeniom. Fotografie są zamieszczone w kartach charakterystyki petrograficznej
(10–17) na końcu publikacji.

Wyniki analiz pozwoliły autorce na wydzielenie dwóch grup piaskowców:

1. Piaskowce gruboziarniste i średnioziarniste, w przewadze polimiktyczne, podrzęd-
nie kwarcowe, o spoiwie ilastym (z dominacją illitu), lokalnie ilasto-węglanowym,
słabo wysortowane, o teksturze głównie bezładnej. Kwarc w składzie mineralnym
szkieletu ziarnowego stanowi 68,0–87,9%. Są to, według klasyfikacji Pettijohna, waki
skaleniowe (piaskowce z otoczenia pokładów: 207, 405/1, 615 i 713) lub arenity sub-
arkozowe (piaskowce z otoczenia pokładów: 308, 404/9) (Pettijohn i in. 1972).
2. Piaskowce drobnoziarniste do gruboziarnistych, kwarcowe lub polimiktyczne,
o spoiwie głównie węglanowym (podrzędnie węglanowo-ilastym), o dobrym stopniu
wysortowania, teksturze kierunkowej wynikającej z kierunkowego ułożenia ziaren lub
związanej ze zróżnicowaniem ich wielkości. Kwarc w składzie mineralnym szkieletu
ziarnowego stanowi 71,2–87,8%. Są to, według klasyfikacji Pettijohna, arenity subar-
kozowe (Pettijohn i in. 1972). Do grupy tej należą piaskowce z otoczenia pokładów:
504 i 510

í í í

W literaturze poświęconej zagrożeniu wstrząsami i tąpaniami wpływ budowy

petrograficznej skał na te zagrożenia jest jedynie sygnalizowany i traktowany bardzo
ogólnikowo. Tymczasem jest on istotny dla całokształtu właściwości środowiska skal-
nego, a więc również dla przyjętego układu modelowego składającego się z pokładu
węgla i skał otaczających.

Analiza wyników badań wykazała zróżnicowanie składu petrograficznego zarów-

no wśród próbek węgli, jak i w grupie próbek piaskowców, które zostały pobrane
z różnych rejonów GZW z warstw potencjalnie wstrząsogennych. Zróżnicowanie to
odnosi się do rejonów, w których występują tąpnięcia lub gdzie nie występują tego
typu zjawiska geodynamiczne

W nowym podejściu do zagadnienia skłonności do tąpań górotworu uwzględniono

regionalne zróżnicowanie petrograficzne kompleksów osadów karbońskich w GZW.
Przejawia się ono zróżnicowaniem właściwości geomechanicznych i energetycznych
skał oraz charakterystyką naprężeniowo-odkształceniową uzyskiwaną w badaniach
laboratoryjnych.

5. CHARAKTERYSTYKA NAPRĘŻENIOWO-ODKSZTAŁCENIOWA

W celu opracowania systemu oceny skłonności górotworu do tąpań i naturalnego

zagrożenia tąpaniami przyjęto model warunków geologiczno-geomechanicznych gó-
rotworu karbońskiego w postaci układu „strop – pokład – spąg”, który w badaniach
laboratoryjnych stanowi układ „płyty maszyny wytrzymałościowej – próbka skalna”.
Krzywe niszczenia otrzymane w badaniach geomechanicznych skał były podstawą do
określenia ich cech sprężystych, pokrytycznych i energetycznych. Na podstawie anali-
zy sposobów wykonywania badań z zastosowaniem maszyny wytrzymałościowej
i ich wpływu na wyniki, wybrano najwłaściwszą, zdaniem autorki, metodykę realizacji
postawionego zadania.

5.1. Miękka i sztywna maszyna wytrzymałościowa

Własności mechaniczne skał do lat 70. ubiegłego wieku były określane na pod-

stawie badań w miękkich maszynach wytrzymałościowych. W badaniach takich
otrzymuje się wznoszącą część charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej (rys.
5.1a) – odpowiednik sterowania stałą prędkością siły osiowej w maszynie wytrzyma-
łościowej z serwomechanizmem. Określenie procesu deformacji próbki skalnej pod
wpływem obciążenia w stanie pokrytycznym jest możliwe przy zastosowaniu sztyw-
nych maszyn wytrzymałościowych z serwomechanizmem, gdy ściskana próbka skalna
zachowuje zdolność przenoszenia obciążeń w stanie pokrytycznym (rys. 5.1b).

a) b)

σ= (ε)

(ε)

σ= (ε)

(ε)

Rys. 5.1. Charakterystyka naprężeniowo-odkształceniowa według Wawersika i Fairhursta (1970) otrzy-
mana: a – w miękkiej, b – w sztywnej maszynie wytrzymałościowej,

– odkształcenie,

– naprężenie, R

– wytrzymałość na ściskanie, M – moduł pokrytyczny
Fig. 5.1. The stress-deformation characteristic according to Wawersik i Fairhurst (1970) obtained: a – in
soft strength machine, b – in stiff testing machine,

– deformation,

– stress, R

– compression

strength, M – postcritical modulus

Teoria pełnych krzywych „obciążenie – odkształcenie” ma swój początek w bada-

niach jednoosiowego ściskania betonów, które w Niemczech w 1960 roku prowadził
Rüsch (Bieniawski 1970). Pierwsze pełne krzywe „obciążenie – odkształcenie” dla
skał uzyskał Bieniawski (1970). Według Salamona (1970) wykazanie istnienia opada-
jącej części charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej jest największym postę-
pem w mechanice skał lat 70. XX wieku.

Sztywna maszyna wytrzymałościowa była stosowana w zagranicznych ośrodkach

badawczych przez wielu badaczy (Cook 1965; Jaeger, Cook 1969; Bieniawski 1970;
Wawersik, Fairhurst 1970; Rummel, Fairhurst 1970; Wawersik, Brace 1971; Okubo,
Nishimatsu 1985, 1990).

Bieniawski wraz z zespołem (1969) oraz Salamon (1970), prowadząc badania nad

mechanizmem zniszczenia, doszli do wniosku, że jeśli sztywność maszyny wytrzyma-
łościowej przewyższa sztywność próbki to jest możliwe uzyskanie krzywej pokry-
tycznej. Jednakże późniejsze doświadczenia wykazały, że w serwosterowalnym sys-
temie najważniejsza jest prędkość reakcji serwomechanizmu w usuwaniu obciążenia
podczas niszczenia próbki, co zmniejsza wymagania w odniesieniu do sztywności
ramy obciążającej (Cain 1996; Technical Desription of MTS 1996).

W ostatnich kilkunastu latach, także niektóre polskie ośrodki badawcze zajmujące

się mechaniką skał uzupełniły swoje wyposażenie o sztywne maszyny wytrzymało-
ściowe z serwomechnizmami i podjęły badania w pełnym zakresie odkształcenia
próbki skalnej (Smołka i in. 1988; Pinińska i in. 1993; Nowakowski 1994; Tajduś i in.
2003a).

5.2. Sztywność próbki skalnej na tle sztywności maszyny wytrzymałościowej

Analizując zachowanie się modelu „płyty maszyny wytrzymałościowej – próbka

skalna”, wzięto pod uwagę dwa układy: układ niestabilny i stabilny, które zależą od
możliwości odbierania przez maszynę wytrzymałościową energii zakumulowanej
w próbce.

Idea układu niestabilnego i stabilnego stanowi teoretyczną podstawę mechanizmu

niszczenia modelu w postaci układu „strop – pokład – spąg”. Układ ten, jako modelo-
wy dla warunków geologiczno-geomechanicznych górotworu karbońskiego, został
przyjęty przez autorkę do opracowania wskaźników skłonności górotworu do tąpań.

Sprężysta sztywność próbki zależy od jej smukłości i zwiększa się wraz z jej śred-

nicą. Jaeger i Cook (1969) podali, że typowe cylindryczne próbki o średnicy 25,4 lub
50,8 mm i o smukłości równej 2,5, mają sztywność od 0,525 do 1,051 MN/mm.

Przyjmując

wartość

sztywności

miękkiej

maszyny

wytrzymałościowej

0,175 MN/mm, a sztywność próbki karbońskiej skały osadowej występującej w GZW
(bok podstawy 50 mm i smukłość 1) zmieniającą się w zakresie od około 0,25 do
0,9 MN/mm stwierdza się, że maszyna wytrzymałościowa może gromadzić kilka razy
więcej energii niż próbka.

Odpowiednikiem układu niestabilnego jest „miękka maszyna wytrzymałościowa

i próbka skalna”, gdzie układ traci równowagę w sposób dynamiczny, ponieważ za-
chodzi gwałtowne wyzwalanie zakumulowanej w maszynie wytrzymałościowej ener-

gii sprężystej, która przekształca się w energię kinetyczną spękanej próbki skalnej.
W drugim przypadku, aby kontynuować niszczenie próbki, jest niezbędna dodatkowa
energia dostarczona z zewnątrz. Efekt ten przedstawiono na wykresach zależności
między siłą obciążającą a odkształceniem próbki skalnej, dla miękkiej k

oraz sztyw-

nej k

maszyny wytrzymałościowej (rys. 5.2a, b).

Rys. 5.2. Pokrytyczne obciążenie układu „maszyna wytrzymałościowa – próbka”, przy zastosowaniu:
a – miękkiej, b – sztywnej maszyny wytrzymałościowej; F

– obciążenie maszyny wytrzymałościowej,

– obciążenie próbki, x – odkształcenie, k

i k

– sztywność maszyny wytrzymałościowej

Fig. 5.2. Postrcitical load of the system “strength machine – sample” using: a – soft strength machine,

b – stiff testing machine; F

– load of the strength machine, F

– load of the sample, x – deformation,

and k

– rigidity of the strength machine

Sztywność k

sprężystego elementu jest określana jako stosunek siły F do wydłu-

żenia

(5.1)

gdzie x jest wydłużeniem w kierunku działania siły, m.

Jeżeli siła F spowoduje wydłużenie (

∆

l) pręta długości l, o powierzchni przekroju

poprzecznego A i module Younga E, to zgodnie z prawem Hooke’a zachodzi relacja

∆

(5.2)

Stąd sztywność k

próbki rozciąganej lub ściskanej określa wzór

∆

(5.3)

Całkowita sztywność maszyny wytrzymałościowej k

jest sumą sztywności po-

szczególnych elementów jej konstrukcji (Vutukuri, Lama, Saluja 1974). Jednym
z nich jest rama obciążeniowa, która jest konstrukcją ograniczającą do minimum gro-
madzenie się energii wskutek odkształceń własnych, co umożliwia badanie skał
w stanach pokrytycznych. Wartość nagromadzonej energii sprężystej jest równa

(5.4)

Jeżeli obciążenie próbki skalnej zmniejsza się do zera, to próbka odpręża się i więk-
szość energii sprężystej jest odzyskana. Sprężysta energia nagromadzona w układzie
składającym się z maszyny wytrzymałościowej i próbki jest równa

)

(

(5.5)

gdyż każda część układu jest poddana działaniu tej samej siły F.

W przypadku efektu małego dodatkowego wydłużenia x w pobliżu punktu stycz-

ności charakterystyki próbki i charakterystyki maszyny (punkt A) zmniejsza się zdol-
ność próbki skalnej do stawiania oporu stosowanemu obciążeniu o wartości

∆

(5.6)

Jeżeli dF/dx > k, jak w przypadku miękkiej maszyny wytrzymałościowej – krzywa

, to przy wzroście x o

∆

x siła przenoszona przez próbkę jest mniejsza niż zastosowa-

ne obciążenie maszyny wytrzymałościowej. Występuje wówczas niestatyczne i gwał-
towne niszczenie próbki.

Jeżeli dF/dx < k, jak w przypadku sztywnej maszyny wytrzymałościowej – krzywa

, to niestatyczne niszczenie próbki nie pojawia się. Energia zgromadzona

w sztywnej maszynie wytrzymałościowej, przy dowolnym obciążeniu, jest zawsze
mniejsza niż energia wymagana dla danego wydłużenia próbki. W badaniach z zasto-
sowaniem miękkich maszyn wytrzymałościowych eksperyment jest zawsze przerywa-
ny przy przejściu przez krytyczny stan naprężenia, ponieważ duża wartość energii
sprężystej zgromadzonej w maszynie wytrzymałościowej powoduje kruche niszczenie
próbki.

5.3. Fazy niszczenia próbki skalnej podczas jej ściskania

Charakterystyka naprężeniowo-odkształceniowa otrzymana podczas jednoosiowe-

go ściskania próbek skalnych w sztywnej maszynie wytrzymałościowej przedstawia
proces niszczenia skały w stanie przedkrytycznym dla skały zwartej (wzrostowi od-
kształcenia towarzyszy wzrost odporności skały) i w stanie pokrytycznym, gdy skała
ulega pokruszeniu (wzrostowi odkształcenia towarzyszy zmniejszenie się wytrzymało-
ści skały – rysunek 5.3).

Klasa I

Klasa II

Rys. 5.3. Całkowita charakterystyka naprężeniowo-odkształceniowa:

–

odkształcenie,

– naprężenie (Wawersik, Fairhurst 1970)

Fig. 5.3. The overall stress-deformation characteristic:

– deformation,

– stress (according to Wawersik, Fairhurst 1970)

RZEDKRYTYCZNA FAZA NISZCZENIA

Badania prowadzone przez Wawersika na skałach różnego typu wykazały, że

krzywe naprężenie – odkształcenie podłużne w jej części wznoszącej mają taki sam
charakter – droga obciążenia między naprężeniem zerowym a krytycznym może być
podzielona na trzy części (rys. 5.3) oznaczone literami A, B, i C (Wawersik, Fairhurst
1970).

W części A następuje dopasowywanie płyt dociskowych maszyny wytrzymało-

ściowej do powierzchni kontaktowych próbki oraz występuje zaciskanie porów i mi-
krospękań, a tym samym usztywnianie się struktury próbki skalnej (faza zaciskania).

W części B występuje liniowa zależność odkształceń podłużnych od naprężeń

(faza sprężysta), a część C charakteryzuje zmniejszanie się kąta nachylenia stycznej
do charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej, co oznacza, że odkształcenia
wzrastają szybciej niż naprężenia. W fazie tej obserwuje się również znaczny przyrost
odkształceń poprzecznych, a odkształcenia objętościowe zmieniają znak i gwałtownie
narastają (Brace, Paulding, Scholz 1966; Bieniawski 1967a, b; Kwaśniewski 1986b).
Jest to tzw. próg dylatancji oznaczający anomalny, niesprężysty wzrost objętości skały
w warunkach działania obciążeń ściskających.

Poszczególne fazy przedkrytyczne mogą być zróżnicowane w zależności od kru-

chości skały. Faza zaciskania i uszczelniania A w skałach silnie spękanych i o dużej
porowatości jest wyraźnie widoczna, w przeciwieństwie do skał zwartych o budowie
masywnej. Faza odkształceń sprężystych B w skałach o dużej sztywności może sięgać
aż do wartości naprężeń krytycznych. W skałach o cechach plastycznych faza od-
kształceń sprężystych jest nieznaczna, gdyż odkształcenia sprężyste są bardzo małe.
Również faza C, która jest zapoczątkowana nagłym wzrostem objętości i porowatości
skały, czyli dylatancją, ma zróżnicowany przebieg. W skałach kruchych faza ta jest
bardzo krótka lub prawie nie występuje. Następuje wtedy gwałtowne przejście z fazy
sprężystej do fazy niszczenia (fazy pokrytycznej), w której powstają makrospękania

prowadzące do całkowitego zniszczenia struktury skalnej. W skałach o dużej pla-
styczności w fazie C rozwijają się nieodwracalne odkształcenia plastyczne bez zazna-
czających się spękań materiału skalnego. Badania w tym zakresie wykazały, że
w skałach kruchych wraz z rozwojem dylatancji występuje emisja akustyczna, która
jest efektem powstawania mikrospękań (Aleksjejenko 1985; Pinińska 1990, 1992,
1994, 2000; Pinińska i inni 1993; Xiao, Xiaomin, Wentao 1991; Majewska 2000; Cy-
rul, Majewska 2000).

Badaniami eksperymentalnymi wykazano, że skały doznają trwałych zmian obję-

tości – w warunkach działania dużego ciśnienia hydrostatycznego (

) skały

zmniejszają objętość (ulegają zagęszczeniu, kompakcji), natomiast w warunkach
konwencjonalnego trójosiowego ściskania (

), przy wartości naprężenia

różnicowego zbliżonego do wartości granicy wytrzymałości, skały zwiększają swoją
objętość, wykazując efekt rozszerzenia – dylatancji (Kwaśniewski 1986b). Badania
jednoosiowego ściskania diabazu i monzonitu kwarcowego również wykazały wyraź-
ny wzrost objętości tych skał (Kwaśniewski 1986b).

Z badań nad odkształceniami i wytrzymałościowymi własnościami skał w warun-

kach jednoosiowego ściskania i trójosiowego ściskania wynika, że na kompleksowych
charakterystykach naprężeniowo-odkształceniowych, przedstawiających zarówno
krzywe odkształceń podłużnych, jak i poprzecznych i objętościowych, wyróżnia się
kilka zakresów, które przedstawiają fazy odkształcania się skały. Poszczególne fazy
przedstawiono na rysunku 5.4 (Kwaśniewski 1986b; Tajduś 1990). Richart, Brandt-
zaeg i Brown (1928) stwierdzili, że ważnej informacji o zachowaniu się próbki skalnej
w procesie niszczenia dostarczają odkształcenia objętościowe w stosunku do odkształ-
ceń osiowych i obwodowych.

OKRYTYCZNA FAZA NISZCZENIA

Część opadająca charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej przedstawia

jedną z dwóch klas zachowania się skał (Wawersik, Fairhurst 1970; Wawersik, Brace
1971; Paterson 1978; Okubo, Nishimatsu 1985, 1990; Bezat 1987; Okubo, Nishimat-
su, He 1990; Pells 1993) (rys. 5.3).

Badania Berryego (1960) i Cooka (1965) wykazały, że pozniszczeniowe zacho-

wanie się próbki jest zależne od długości zawartych w nich spękań (zachowanie wg
klasy I otrzymuje się dla spękań długich, natomiast dla klasy II dla spękań krótkich).

Klasa I (rys. 5.3) dotyczy zachowania się skał po przekroczeniu naprężenia kry-

tycznego, kiedy to występuje statyczna propagacja pęknięć, co oznacza, że aby wystą-
piła dalsza redukcja przenoszonego obciążenia, na próbce musi być wykonana pewna
praca (ruch tłoka – stałe dostarczanie próbce energii), bowiem skały mają pewną wy-
trzymałość poza punktem występowania wytrzymałości krytycznej.

W skałach klasy II występuje niszczenie, które podtrzymuje się samoistnie do

momentu aż próbka straci wytrzymałość (po zapoczątkowaniu procesu niszczenia
dalej przebiega on lawinowo w sposób niekontrolowany i dla powstrzymania należy
tłok maszyny wytrzymałościowej cofnąć). Przebieg procesu niszczenia według klasy
II cechuje skały o bardzo dużej kruchości.

V stadium – stadium nieliniowego od-
kształcania skały, któremu towarzyszy
wzrost objętości skały – makrodylatancja.
Propagacja spękań jest niekontrolowana
i prowadzi do zniszczenia struktury skały.
Naprężenie jest większe od naprężenia,
któremu towarzyszy wyzwalanie się energii
krytycznej.
IV stadium – stadium nieliniowego od-
kształcania się skały, w którym występuje
zaawansowany proces stabilnej propagacji
spękań. Moduł odkształcenia podłużnego
maleje a moduł odkształcenia poprzecznego
wzrasta.
III stadium – stadium liniowości odkształ-
ceń podłużnych i nieliniowości odkształceń
poprzecznych (moduł wzrasta) i objętościo-
wych. Początek procesu zniszczenia skały
wywołany propagacją istniejących w skale
mikroszczelinek

pierwotnych.

Początek

mikrodylatancji związanej ze wzrostem
objętości skały w stosunku do zmian spręży-
stych określonych przedłużeniem liniowego
odcinka krzywej odkształceń objętościo-
wych. Wartości progu mikrodylatancji za-
wierają się w granicach 0,3–0,6 wytrzymało-
ści granicznej.
II stadium – stadium liniowego odkształca-
nia się skały odpowiadające sprężystemu
odkształcaniu się szkieletu ziarnowego.
Moduły odkształcenia podłużnego i po-
przecznego mają stałą wartość.
I stadium (Ia + Ib) stadium nieliniowego
odkształcania się skały. Pod wpływem dzia-
łania naprężenia następuje zamykanie się
wydłużonych mikrodefektów i mikroszcze-
lin. Stadia: Ia – wszystkie charakterystyki są
nieliniowe; Ib – pojawia się liniowa zależ-
ność między naprężeniem a odkształceniem
poprzecznym.

S T A D I A

III

g ranica kom pakcji

granica mikrodylatancji

gran ica zaawanso waneg o
rozwoju pękania

granica m akrodylatancji

(+)

(-)

Rys. 5.4. Fazy odkształcania się skały według

Kwaśniewskiego (1986b)

Fig. 5.4. The phases of the rock deformation
according to Kwaśniewski (1986b)

5.4. Sposoby sterowania sztywną maszyną wytrzymałościową i ich wpływ

na kształt charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej

W mechanice skał wymienia się dwa podstawowe sposoby sterowania maszyną

wytrzymałościową: kinematyczny i statyczny. Jedynie sterowanie kinematyczne daje
możliwość uzyskania pełnej charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej. Maszy-

ny wytrzymałościowe wyposażone w systemy serwosterujące dają możliwość zapro-
gramowania dowolnego schematu obciążania próbki. Jako parametr sterujący ekspe-
rymentem można stosować:

•

wartość przyrostu siły obciążającej (osiowej),

•

stałą prędkość odkształcenia osiowego, wtedy sygnałem sterującym jest częściowe

odkształcenie podłużne próbki, mierzone i przekazywane do układu sterującego za
pomocą czujnika mocowanego w środkowej części wysokości próbki,

•

stałą prędkość odkształcenia obwodowego próbki skalnej, wtedy sygnałem steru-

jącym przebiegiem badania jest sygnał pochodzący z czujnika tensometrycznego
mierzącego zmiany obwodu próbki walcowej,

•

sygnał całkowity odkształceń podłużnych próbki wyrażający się stałą prędkością

przesuwu tłoka.

Każdy z wymienionych wariantów w inny sposób modeluje proces deformacji

próbek skalnych (Pinińska i inni 1993; Pinińska 1994; Smołka 1994a, b; Cain 1996;
Bukowska 1997; Flisiak Klisowski, Szumiński 2002).

Pinińska (1994), sterując eksperymentem za pomocą stałej prędkości odkształce-

nia obwodowego, przedstawiła przebieg deformacji skał w stanie pozniszczeniowym
za pomocą modeli, które wyodrębniła w zależności od propagacji szczeliny (rys. 5.5):

•

model I – zniszczenie w jednej fazie deformacji,

•

model II – niszczenie stopniowe w kilku fazach głównych (makropęknięcia),

•

model III – niszczenie stopniowe w kilku fazach pojedynczego pękania (mikropę-

kanie), bez wyraźnej fazy głównej,

•

model IV – niszczenie stabilne ze słabo zaznaczonymi fazami pękania.

M IV

pokr

rez

M III

pokr

rez

Est

M II

pokr

M I

Rys. 5.5. Wyidealizowane modele krzywych deformacji skał osadowych według Pinińskiej (1994), przy
sterowaniu stałą prędkością odkształcenia obwodowego:

– odkształcenie,

– naprężenie, R

– wy-

trzymałość na ściskanie, E – moduł sprężystości, E

pokr

– moduł pokrytyczny, E

rez

– moduł rezidualny

Fig. 5.5. The idealised models of sedimentary rocks deformation curves according to Pinińska (1994),
while the circumferential deformation rate was controlled:

– deformation,

– stress, R

– compression

strength, E – modulus of elasticity, E

pokr

– postrictical modulus, E

rez

– residual modulus

Sterując przebiegiem badania za pomocą sygnału całkowitych odkształceń

próbki wyrażających się przemieszczeniem tłoka, Bukowska (1997), wyróżniła VI
typów krzywych niszczenia próbek skalnych (rys. 5.6). Krzywe naprężeniowo-
odkształ-ceniowe różnią się kształtem zarówno w części przedkrytycznej, jak i pokry-
tycznej. Różnice te wyrażają się, między innymi długością fazy zamykania się mi-
kroszczelin w części przedkrytycznej, występowaniem lokalnych spadków naprężeń
odwzorowujących długość spękań w części przedkrytycznej i pokrytycznej, „gładkim”
lub „schodkowym” przebiegiem krzywej pokrytycznej (odkształcenia plastyczne),
możliwością aproksymacji części pozniszczeniowej zależnością liniową lub hiperbo-
liczną zmierzającą do naprężenia resztkowego.

I II III

IV V VI

Rys. 5.6. Typy charakterystyk naprężeniowo-odkształceniowych skał karbonu górnego GZW wg Bukow-
skiej (1997) przy sterowaniu eksperymentem za pomocą sygnału całkowitych odkształceń próbki wyraża-
jących się przemieszczeniem tłoka:

– odkształcenie,

– naprężenie

Fig. 5.6. The types of upper GZW Carboniferous rocks stress-deformation characteristic according to
Bukowska (1997) while the experiment was controlled by means of signals on the overall deformation of
sample, expressed by dislocation of a piston:

– deformation,

– stress

Autorka zgadza się z poglądem, że pełna kontrola przebiegu niszczenia skał I i II

klasy według Wawersika jest możliwa jedynie w przypadku sterowania przebiegiem
badań za pomocą prędkości odkształcenia obwodowego. W takich warunkach rozwój
spękań jest powstrzymywany przez zwolnienie ruchu tłoka, jego zatrzymanie lub na-
wet cofnięcie, po to aby zachować stałą prędkość odkształceń obwodowych (Smołka
1994a; Flisiak, Klisowski, Szumiński 2002; Kortas, Nowakowski 2002). Autorka
zwraca jednak uwagę, że warunki tak prowadzonych badań w układzie modelowym
„płyty maszyny wytrzymałościowej – próbka” mogą być przedmiotem wyłącznie teo-
retycznych rozważań i polemik, gdyż odbiegają od warunków rzeczywistego niszcze-
nia skał w górotworze karbońskim w GZW – warstwy skał stropowych, które obciąża-
ją pokład (filar) nie mogą się przemieścić w górę. Z tego względu, do zrealizowania
celu niniejszej pracy, sterowanie maszyną wytrzymałościową odbywało się za pomocą
sygnału całkowitych odkształceń podłużnych próbki, wyrażających się stałą prędko-
ścią przesuwu tłoka. Ten sposób sterowania naprężeniami uznano za właściwy do
prowadzenia badań właściwości geomechanicznych skał karbońskich w aspekcie za-
grożenia tąpaniami.

5.5. Czynniki wpływające na wartości parametrów geomechanicznych

Na proces niszczenia skały w próbie ściskania, w tym na kształt charakterystyki

pokrytycznej, ma wpływ wiele czynników. Do najważniejszych czynników technicz-
nych należą: wymiary próbek (smukłość, wielkość), lokalizacja czujników przemiesz-
czeń osiowych i obwodowych (między płytami dociskowymi maszyny na próbce lub
w cylindrze roboczym maszyny wytrzymałościowej) (Cain 1996) oraz prędkość od-
kształcenia.

5.5.1 . Wp ł yw w ym i aró w p rób ki n a w yt r z yma ł ość n a ś c is kan i e i modu ł

pokr yt yc z n y

Wymiary próbek, wynikające z ich smukłości i średnicy (boku podstawy), wpły-

wają na parametry geomechaniczne. Zmniejszenie smukłości próbki powoduje
zmniejszenie kąta nachylenia krzywej pozniszczeniowej, wzrost wytrzymałości na
ściskanie (Hudson, Brown, Fairhurst 1971; Bieniawski 1970; Filcek, Kłeczek Zorych-
ta 1984; Rodin 1986; Labuz, Biolzi 1991; Kortas, Nowakowski 2002; Merwe 2003)
(rys. 5.7b), natomiast wzrost wielkości próbki powoduje wzrost wartości modułu po-
krytycznego (rys. 5.7a).

Zgodnie z przyjętym modelem „strop – pokład – spąg”, na każdym z poligonów

badaniami objęto pokład oraz serię skał w interwale 100 m nad stropem pokładu
i 30 m poniżej jego spągu. Badania właściwości geomechanicznych i energetycznych
przeprowadzano dla każdej zmienności litologicznej w profilu pionowym rdzenia
wiertniczego. Konieczność tak dokładnego opróbowania nie dawała możliwości przy-
gotowania próbek o smukłości 2 dla każdej warstwy, która to smukłość byłaby jedna-
kowa dla 43 rdzeni wiertniczych stanowiących poligony badawcze. Z tego względu,
mając świadomość, że wymiary próbki są jednymi z wielu czynników wpływających
na wartości parametrów geomechanicznych skał, w celu uzyskania porównywalności
wyników badano próbki o średnicy 50 mm i smukłości 1.

a) b)

5 c

= 3

, M

, %

1 2 3 4 5 6 7

100

150

=10

= 1

1 2 3 4 5 6 7

150

1 2 3 4 5 6 7

100

150

1 2 3 4 5 6 7

100

150

1 2 3 4 5 6 7

100

150

= 10 cm

1 2 3 4 5 6 7

100

150

= 5 cm

= 2 cm

, %

, M

= 1/3

=5 c

=2 cm

100

=10 cm

=5 cm

=2 cm

= 1/3

= 1/2

= 1

= 2

, %

= 3

= 2

= 1/3

= 1/2

= 3

= 1

= 2

= 3

= 1/3

= 1/2

Rys. 5.7. Wpływ wymiarów próbek (a) i smukłości (b) na krzywą pozniszczeniową marmuru ściskanego
jednoosiowo (Hudson, Brown, Fairhurst 1971):

– odkształcenie osiowe,

– naprężenie, s – smukłość

próbki, d – średnica próbki
Fig. 5.7. The influence of sample dimensions (a) and its fineness ratio (b) on the postdestructive curve for
uniaxial compressed marble (according to Hudson, Brown, Fairhurst 1971):

– axial deformation,

–

stress, s – fineness ratio of the sample, d – sample diameter

5.5.2 . Wp ł yw p r ęd koś c i o d ks zt a ł ce n i a na pa r a m et r y ge om e ch a n ic zne

Znajomość wpływu prędkości odkształcenia na zachowanie się skał jest wykorzy-

stywana w obliczeniach ruchu ziemi, przy rozwiązywaniu zadań geoinżynierskich, np.
do określania zawartości gazu w podziemnych zbiornikach, przewidywania wielkości
fragmentów skał i ich rozkładu w wyniku eksplozywnej fragmentaryzacji (Olsson
1991). Niektórzy badacze wiedzę tę usiłują wykorzystać do określania wpływu postę-
pu eksploatacji na zagrożenie tąpaniami (Zorychta 1985).

Zjawiska naturalne zachodzące w górotworze, jak również procesy wywołane

robotami inżynierskimi, zależą od prędkości odkształcania się skał. Długotrwałym
procesom tektonicznym (odkształcaniu się płyt kontynentalnych) na przykład przypi-
suje się prędkości rzędu 10

-15

–10

-13

⋅

-1

, odkształcaniu się skał w sąsiedztwie wyrobisk

górniczych przygotowawczych i kapitalnych – 10

-10

–10

-5

⋅

-1

, natomiast dla odkształ-

cania się skał w sąsiedztwie wyrobisk eksploatacyjnych charakterystyczne są prędko-
ści 10

-5

–10

-3

⋅

-1

. Prędkości odkształcenia odpowiadające zjawiskom tąpań, wyrzutów

skał, trzęsień ziemi, urabianiu skał narzędziami skrawającymi i udarowymi są większe
i zawierają się w przedziale wartości 10

-2

–10

⋅

-1

. Największe prędkości odkształcania

się skał rzędu 10

–10

⋅

-1

występują podczas eksplozji materiałów wybuchowych

(roboty strzelnicze) lub przy eksplozjach nuklearnych.
Zachowanie się górotworu naruszonego robotami górniczymi zależy więc od wła-
ściwości skał, w tym właściwości wytrzymałościowo-odkształceniowych, a te zależą
od prędkości odkształcenia. W stateczności wyrobisk górniczych szczególnie ważne
są prędkości odkształcenia, które występują przy urabianiu skał, np. metodami udaro-
wymi, oraz prędkości odkształcenia występujące w otoczeniu wyrobisk. Wiele nieko-
rzystnych zjawisk w górotworze zachodzi z różnymi prędkościami odkształcenia.
Przykładem mogą być tąpania, które mają charakter dynamiczny w przeciwieństwie
do powolnego zaciskania wyrobisk górniczych (konwergencja wyrobisk) o charakte-
rze pseudostatycznym. Stan wiedzy na temat prędkości odkształcenia, charaktery-
stycznych dla niektórych zjawisk towarzyszących podziemnej eksploatacji górniczej,
np. dla tąpań i wyrzutów skał, został podsumowany w publikacji Kwaśniewskiego
(1986a).

W badaniach laboratoryjnych stałe prędkości odkształcenia można uzyskać, stosu-

jąc różną aparaturę badawczą, np. pręt Hopkinsona do badań dynamicznych (Klepacz-
ko 1971, 1983; Olsson 1991) lub maszyny wytrzymałościowe z możliwością serwo-
kontroli i możliwości programowania procesu niszczenia.

Wpływ prędkości odkształcenia na niektóre właściwości mechaniczne skał, np. na

wytrzymałość na ściskanie, badane przy jednoosiowym ściskaniu, był opisywany
w literaturze zagranicznej już w latach 30. ubiegłego stulecia. Nowsze badania sięgają
lat 60. XX wieku i nadal są prowadzone (Kłeczek 1967; Bieniawski 1970; Peng 1973;
Paterson 1978; Blanton 1981; Klepaczko 1983; Okubo, Nishimatsu 1985; Kwaśniew-
ski 1986a; Lis, Kijewski 1986, 1987; Bezat 1987; Chong, Turner, Boresi 1989; Czaj
1989; Krzysztoń 1988, 1990; Olsson 1991; Lajtai, Duncan, Carter 1991; Bukowska,
Smołka 1994; Bukowska 1994, 2000, 2002a, b, c, d; Bukowska, Krzysztoń 1995;
Gustkiewicz i in. 1999; Li H., Zhao, Li T. 1999; Stewarski 1999; Krzysztoń i in.
2002). Generalnie można stwierdzić, że ze wzrostem prędkości odkształcenia podczas
jednoosiowego ściskania na ogół obserwuje się wzrost wartości wytrzymałości na
ściskanie i wartości modułu sprężystości podłużnej.

Powszechnie są znane, często sprzeczne, poglądy na temat zmian modułu pokry-

tycznego

M wraz ze wzrostem prędkości odkształcenia. Według niektórych badaczy

wraz ze wzrostem prędkości odkształcenia moduł pokrytyczny wzrasta (Bieniawski
1970) lub ulega zmniejszeniu (Peng 1973, 1978). Badania prowadzone w Głównym
Instytucie Górnictwa, w sztywnej maszynie wytrzymałościowej, przy jednoosiowym

ściskaniu, z prędkością odkształcenia rzędu 10

-4

–10

-1

⋅

-1

potwierdziły niejednoznacz-

ność zachowania się skał w fazie pokrytycznej (Bukowska 2000).

Awierszyn (1955) zaobserwował zależność wielkości akumulowanej przez próbkę

energii od prędkości jej obciążania. Informacja na ten temat znajduje się między in-
nymi w publikacjach Kłeczka (1967) i Drzewieckiego (1989). Bukowska (2000) okre-
śliła wpływ prędkości obciążania na wielkość energii odkształcenia właściwego na
granicy wytrzymałości, energii właściwej pokrytycznego odkształcenia i całkowitej
energii odkształcenia dla skał GZW.

Pionierskie badania skał dotyczące trójosiowego ściskania skał zostały wykonane

z początkiem XX wieku przez Karmana. Wśród badaczy zajmujących się tym zagad-
nieniem w ostatnim 20-leciu ubiegłego wieku należy wymienić, między innymi:

Blantona (1981), Gustkiewicza (1985, 1999), Thiela (1980), a także nowsze prace
innych badaczy (Sanetra 1994a, b; Li H., Zhao, Li T. 1999; Bukowska 2000, 2002a,
2003c). Ogólnie można stwierdzić, że wraz ze wzrostem ciśnienia okólnego wzrasta
wartość naprężenia krytycznego, jednakże wzrost ten dla skał osadowych jest mniej-
szy niż w przypadku skał magmowych, np. dla granitu, gdzie różnica między
wartościami naprężenia krytycznego ze wzrostem ciśnienia okólnego (p = 20 MPa
i p = 50 MPa) wynosi 100% (Bukowska 2003c).

Wyniki badań skał karbońskich GZW, przy różnych wartościach prędkości od-

kształcenia i przy różnych wartościach ciśnienia okólnego, zostały podsumowane
w publikacji Bukowskiej (2003c).

Analiza tąpnięć zaistniałych dotąd w kopalniach wykazała, że każdemu tąpnięciu

towarzyszy wstrząs indukowany działalnością górniczą. Implikuje to wniosek, że
skłonność skał do tąpań wynika z predyspozycji górotworu do generowania wstrząsów
(Drescher, Lietz 1981; Goszcz 1986; Hueckel 1982). Zależność między prędkością
postępu robót górniczych a sejsmicznością indukowaną próbuje się wykorzystać
w profilaktyce tąpaniowej. Wytyczne bezpiecznego prowadzenia eksploatacji w wa-
runkach zagrożenia tąpaniami wskazywały na nieodpowiedni postęp frontu eksploata-
cyjnego, jako jedną z górniczo-technicznych przyczyn występowania tąpań (Wytycz-
ne... 1981).

Badania wpływu prędkości eksploatacji w kopalniach węgla kamiennego w Polsce

na ciśnienie eksploatacyjne w pokładzie oraz zachowanie się stropu wyrobiska (wiel-
kość osiadania) i obudowy ścianowej były prowadzone już w latach 60. XX wieku
(Sałustowicz 1960; Borecki, Biliński i Kidybiński 1962).

Niektórzy badacze wyrażają przekonanie, że zwiększenie prędkości postępu fron-

tu wydobywczego przy eksploatacji ścianowej zwiększa intensywność zjawisk sej-
smicznych, a tym samym wzrasta zagrożenie tąpaniami (Drzewiecki 2004). Zmniej-
szenie prędkości postępu frontu eksploatacyjnego zmniejsza prędkość deformacji po-
wierzchni, a tym samym obiektów budowlanych na niej zlokalizowanych.
W związku z powyższym jest zalecane zmniejszanie prędkości przemieszczania frontu
eksploatacyjnego pod obiektami budowlanymi (Drzęźla 1995; Kwiatek 1999).

Badania laboratoryjne nad wpływem prędkości odkształcenia na właściwości

geomechaniczne i energetyczne skał nie znalazły dotychczas zastosowania w progno-
zowaniu zagrożenia tąpaniami wynikającego z prędkości postępu frontu eksploatacyj-
nego.

Filcek, Kłeczek, Zorychta (1984), próbując wyjaśnić wpływ prędkości postępu

frontu eksploatacyjnego na zagrożenie tąpaniami, określili wpływ prędkości obciąża-
nia próbek łupku kennelskiego na jego wytrzymałość na ściskanie. Badania wykazały,
że im większa jest prędkość odkształcenia, tym gwałtowniejsze jest tąpnięcie. Stwier-
dzono także, że istnieją dwie istotne prędkości krytyczne, przy których całkowita
energia ma ekstrema – dostatecznie mała, poniżej której tąpania jeszcze nie występują
i druga odpowiednio wysoka, przy której tąpania już nie występują.

Kłeczek, Zorychta (1985) i Zorychta (1985) stwierdzili, że jednoznaczna odpo-

wiedź na pytanie, jaki jest wpływ postępu eksploatacji na zagrożenie tąpaniami, jest
możliwa wówczas, gdy jest znana doświadczalnie określona zależność prędkości ob-
ciążania próbek skalnych na wytrzymałość na ściskanie oraz gdy są znane współczyn-
niki odkształcalności wyznaczane z części wznoszącej i opadającej charakterystyki
naprężeniowo-odkształceniowej. Autorzy wykazali, że wzrostowi prędkości postępu
przodku może towarzyszyć spadek zagrożenia tąpaniami lub jego wzrost, zależnie od
zmian modułu spadku ze wzrostem prędkości odkształcenia oraz stwierdzili, że wzrost
postępu przodku ścianowego korzystnie wpływa na bezpieczeństwo robót wtedy, gdy
moduł pokrytyczny maleje ze wzrostem prędkości obciążania.

Zdaniem autorki brak jednoznacznych poglądów na wpływ prędkości odkształce-

nia na wartość modułu pokrytycznego zarówno w badaniach jednoosiowego, jak
i konwencjonalnego trójosiowego ściskania (Bukowska 2003c) nie pozwala na jedno-
znaczne określenie wpływu prędkości postępu frontu eksploatacyjnego na zagrożenie
tąpaniami.

í í í

Charakterystyka naprężeniowo-odkształceniowa uzyskiwana w badaniach z wyko-

rzystaniem sztywnych maszyn wytrzymałościowych z serwomechanizmem jest labo-
ratoryjnym odwzorowaniem złożonego procesu niszczenia próbki skalnej zarówno
w części przedzniszczeniowej, jak i po przekroczeniu jej wytrzymałości.

Możliwość uzyskiwania krzywej pozniszczeniowej pozwala na wyznaczanie od-

kształcenia maksymalnego, parametrów energetycznych, modułu pokrytycznego, któ-
re mają istotne znaczenie w rozwiązywaniu złożonych zagadnień inżynierskich, mode-
lowaniu numerycznym, projektowaniu obudowy wyrobisk górniczych w podziemnych
zakładach górniczych, a także w ocenie wpływu na zagrożenie tąpaniami.

Niektóre spośród parametrów geomechanicznych i energetycznych, które są wy-

znaczane w badaniach laboratoryjnych w sztywnych maszynach wytrzymałościowych
z różnymi prędkościami odkształcenia, wykorzystano do opracowania nowych metod
wskaźnikowych oceny skłonności górotworu karbońskiego do tąpań. Metody te za-
prezentowano w dalszej części publikacji.

6. WSKAŹNIK SKŁONNOŚCI DO TĄPAŃ GÓROTWORU W

Górotwór jest ośrodkiem anizotropowym (właściwości są funkcją kierunku), nie-

jednorodnym (właściwości są funkcją położenia), nieciągłym (sieć spękań) i nielinio-
wo odkształcalnym. Z uwagi na złożoność cech ośrodka skalnego, do określania przy-
czyn wywołujących tąpnięcie są stosowane modele, które pozwalają jedynie na przy-
bliżony opis procesów, które zachodzą w górotworze. Dążąc zatem do opracowania
systemu oceny skłonności górotworu do tąpań i oceny zagrożenia tąpaniami wynika-
jącego z naturalnych właściwości górotworu karbońskiego w Górnośląskim Zagłębiu
Węglowym, przyjęto założenie, że o możliwości wystąpienia tąpnięcia decydują wła-
ściwości układu: pokład oraz warstwy otaczające pokład, a nie pojedyncza warstwa
skalna lub pokład, która jako samodzielny element, zdaniem autorki, nie ma zdolności
do tąpnięcia. Jak wspomniano model składający się z pokładu węgla i pakietu skał
otaczających wyrobisko górnicze (układ „strop – pokład – spąg”) analizowano do
wysokości 100 m nad stropem pokładu i 30 m poniżej spągu pokładu. Jest to interwał,
który z uwagi na zagrożenia tąpaniami jest istotny ze względu na złożoność budowy
geologicznej górotworu karbońskiego, oddziaływanie resztek i krawędzi, zasięg od-
prężania spowodowanego nadebraniem lub podebraniem analizowanego pokładu.

Niektóre z przyczyn wywołujących tąpnięcie można analizować na podstawie

badań właściwości geomechanicznych i energetycznych prowadzonych w sztywnej
maszynie wytrzymałościowej wyposażonej w serwomechanizm. Większość stosowa-
nych dotychczas wskaźników skłonności skał do tąpań, które wyznacza się w próbie
ściskania na podstawie charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej, jest określana
jedynie na podstawie przedkrytycznej jej części (Bukowska 2005b) Wobec tego, we
wskaźnikach tych, właściwości geomechaniczne i energetyczne z obszaru przedkry-
tycznego nie mają powiązania z pokrytycznymi (pozniszczeniowymi) właściwościami
skał (pokładu). Ze względu na to, że proces utraty stateczności zachodzi w obszarze
pozniszczeniowym, to również właściwości pozniszczeniowe decydują o możliwości
wystąpienia tąpnięcia. Definicja tąpnięcia sformułowana przez Międzynarodowe Biu-
ro Mechaniki Górotworu (1979), w której zwrócono uwagę, między innymi, na udział
w zjawisku tąpnięcia nie tylko węgla, ale również skał otaczających, stała się podsta-
wą do opracowania, przez autorkę, nowych metod wskaźnikowych oceny skłonności
górotworu do tąpań.

Wykorzystując niektóre przedkrytyczne i pokrytyczne właściwości skał wyzna-

czane w badaniach w maszynie wytrzymałościowej, opracowano, dla przyjętego mo-
delu, wskaźnik skłonności do tąpań (tąpliwości) górotworu W

. Idea konstrukcji tego

wskaźnika wywodzi się z pracy Petukhova i Linkova (1979), w której Autorzy przed-
stawili teorię pokrytycznej deformacji i jej wpływ na stateczność wyrobiska, uwzględ-
niając właściwości przedkrytyczne i pokrytyczne niszczonej skały (węgla).

Autorka uważa, że spośród właściwości geomechanicznych, najważniejszy z uwa-

gi na wystąpienie tąpnięcia układu „strop – pokład – spąg”, jest moduł sprężystości
podłużnej i moduł pokrytyczny, które są wyznaczane w warunkach laboratoryjnych

z charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej. Stąd za niezbędne uznano scharak-
teryzowanie właściwości geomechanicznych skał karbońskich GZW, które zostały
wykorzystane do opracowania charakteryzującego je z uwagi na skłonność do tąpań
wskaźnika W

6.1. Właściwości geomechaniczne skał Górnośląskiego Zagłębia Węglowego

w aspekcie wystąpienia tąpnięcia układu „strop – pokład – spąg”

Do badań laboratoryjnych, wykonanych w celu wyznaczenia parametrów geome-

chanicznych i określenia wartości wskaźnika W

, zostały pobrane próbki skał z rdze-

ni wiertniczych w analizowanych poligonach badawczych w GZW (rys. 1). Otwory
wiertnicze znajdowały się zarówno w rejonach w których występują tąpnięcia, jak
i w rejonach, w których zjawisko to nie zachodzi.

W każdym z poligonów, w warstwach obejmujących grupy pokładów od libią-

skich (pokłady o numerach 100) po warstwy gruszowskie (pokłady o numerach 800),
badaniami objęto serię skał zgodnie z przyjętym modelem składającym się z pakietu
skał otaczających pokład do wysokości 100 m ponad jego stropem i 30 m poniżej
spągu oraz pokładu węgla.

Parametry geomechaniczne były analizowane na podstawie wyników badań uzy-

skanych w próbie jednoosiowego ściskania w maszynie wytrzymałościowej MTS-
810NEW z serwomechanizmem. Sterowanie maszyną wytrzymałościową odbywało
się za pomocą prędkości odkształcenia rzędu 10

-4

⋅

-1

, mierzonej w systemie pomiaro-

wym prasy przemieszczeniem tłoka. Jest to prędkość, którą wielu badaczy przypisuje
odkształcaniu się skał w sąsiedztwie wyrobisk eksploatacyjnych (Kwaśniewski
1986b).

Próbki o średnicy 50 mm i smukłości 1 były badane w kierunku prostopadłym do

uwarstwienia. Z uwagi na mały uzysk materiału skalnego do badań, wynikający
z samego sposobu jego pozyskiwania (techniką wiercenia), czasem niewłaściwego
przechowywania rdzenia i transportu, lub z uwagi na charakter przewiercanej warstwy
i jej naturalną podzielność, w praktyce było niemożliwe przygotowanie próbek
o większej smukłości w liczbie zapewniającej porównywalność wyników badań. War-
to zauważyć, że badania właściwości geomechanicznych skał wykonano dla setek
metrów rdzenia wiertniczego (rdzeń z 43 otworów wiertniczych długości 130 m każ-
dy), a nie dla pojedynczych próbek o charakterze losowym.

Do parametrów geomechanicznych skał o podstawowym znaczeniu dla oceny

możliwości wystąpienia tąpnięcia układu „strop – pokład – spąg” autorka zaliczyła:

ü cechy sprężyste skał otaczających pokład węgla, wyrażające się modułem

sprężystości podłużnej E,

ü cechy pozniszczeniowe węgla, wyrażające się wartością modułu pokrytyczne-

go M, który jest uzyskiwany na podstawie pokrytycznej gałęzi charakterystyki
naprężeniowo-odkształceniowej.

Za istotne uznano metodykę i interpretację modułu sprężystości E i modułu pokry-

tycznego M, które zostały wykorzystane do opracowania wskaźnika W

6.1.1 . M o du ł s p r ęż ys t oś c i pod łu ż nej

Moduł sprężystości podłużnej E określa się najczęściej w próbie jednoosiowego

ściskania lub zginania. Z uwagi na to, że większość skał zwięzłych wykazuje niepełny
nawrót odkształceń przy odciążaniu, Kidybiński (1982) wyróżnił moduł sprężystości,
który jest określany dla przedziału odkształceń odwracalnych (sprężystych) i moduł
odkształcenia, który jest określany dla całkowitych odkształceń próbki przy danym
naprężeniu. Moduły sprężystości wyznacza się na całej wysokości próbki lub na od-
cinku środkowym jako styczne bądź sieczne do krzywej naprężeniowo-
-odkształceniowej (rys. 6.1) (Zalecenia ISRM 1981; Bukowska, Smołka, Szedel 1992;
Pells 1993).

100%

50%

20%

70%

Rys. 6.1. Niektóre sposoby wyznaczania modułu sprężystości E i modułu pokrytycznego M:

– odkształcenie,

– naprężenie

Fig. 6.1. Some ways of determination of modulus of elasticity E and postcritical modulus M:

– deformation,

– stress

Do wyznaczenia wskaźnika skłonności do tąpań W

, wartości modułu sprężysto-

ści obliczano jako tangens kąta nachylenia stycznej do wznoszącej gałęzi charaktery-
styki naprężeniowo-odkształceniowej ściskanej próbki skalnej, według wzoru

∆

(6.1)

gdzie:

∆σ

– przyrost naprężenia w zakresie sprężystym,

∆ε

– przyrost odkształcenia w zakresie sprężystym.

Przebadane podstawowe rodzaje skał formacji węglonośnej górnego karbonu

GZW zwykle charakteryzują się dużą zmiennością wartości modułu sprężystości.
Zróżnicowanie to wynika zarówno z petrografii (rozdz. 3.2), struktury i tekstury skał,
jak i z ich pozycji stratygraficznej, z czym wiąże się głębokość ich występowania.

Wartości modułu sprężystości poszczególnych typów skał górnego karbonu GZW

zmieniają się w szerokim zakresie i wynoszą:

•

iłowce

1,3–10,2 GPa

•

mułowce

2,3–15,6 GPa

•

piaskowce

0,6–16,1 GPa

•

węgle

0,1–3,4 GPa

6.1.2 . M o du ł p o kr yt yc zn y

Sposób wyznaczania modułu pokrytycznego M określanego z pozniszczeniowej

gałęzi charakterystyki naprężeniowo-odkształceniowej nie jest dotychczas ujednolico-
ny w sensie metodycznym. W ośrodkach badawczych w świecie i w Polsce jest on
wyznaczany przy różnym obciążaniu i sterowaniu maszyną wytrzymałościową.
W pracy przyjęto sposób wyznaczania modułu pokrytycznego na podstawie stycznej
do opadającej części charakterystyki naprężeniowo-odkształceniwej (rys. 6.1), obli-
czając jego wartość według wzoru

∆

(6.2)

gdzie:

∆σ

– spadek naprężenia w opadającej części charakterystyki

naprężeniowo-odkształceniowej,

∆ε

– przyrost odkształcenia w opadającej części charakterystyki

naprężeniowo-odkształceniowej.

Wartości modułu pokrytycznego węgli GZW w poszczególnych grupach straty-

graficznych górnego karbonu zmieniają się w szerokim zakresie. Przedziały zmienno-
ści wraz z wartościami średnimi przedstawiono na rysunku 6.2.

0 5 10 15 20 25 30 35 40 45

grupa 600 n = 25

M, GPa

grupa 500 n = 530

grupa 400 n = 1020

grupa 300 n = 470

grupa 200 n = 535

Mśr =

10,820

11,695

7,622

8,633

14,332

Rys. 6.2. Moduły pokrytyczne

M węgli Górnośląskiego Zagłębia Węglowego

Fig. 6.2. Postcritical modules

M of the Upper Silesian Coal Basin coals

Wieloletnie badania prowadzone przez autorkę nad właściwościami skał GZW

wykazały zależność modułu pokrytycznego M od wytrzymałości skał na jednoosiowe
ściskanie R

. Wyniki analizy statystycznej, odrębnie dla głównych typów skał górnego

karbonu GZW, przedstawiono na rysunku 6.3, na którym zamieszczono wykresy ba-
danej zależności, podano równania regresji, współczynniki korelacji (r) i liczebność
(n) zbioru danych.

Związek między wytrzymałością na ściskanie a modułem pokrytycznym zarówno

dla węgla, jak i dla skał otaczających pokłady węglowe, ma charakter zależności potę-
gowej o współczynnikach korelacji z przedziału wartości od 0,78 dla iłowców do 0,93
dla piaskowców (rys. 6.3b, c, d) oraz współczynniku korelacji 0,86 dla węgli (rys.
6.3a).

Rc, MPa

= 0,083
= 583
= 0,86

węgle

1,49

M
n
r

, MPa

= 0,054
= 270
= 0,78

iłowce

1,49

M
n
r

100

120

140

, MPa

= 0,322
= 89
= 0,72

mułowce

1,04

M
n
r

100

120

140

, MPa

= 0,061
= 142
= 0,93

piaskowce

1,45

M
n
r

Rys. 6.3. Zależność modułu pokrytycznego od wytrzymałości na jednoosiowe ściskanie dla skał GZW
według Bukowskiej (2002a): a – węgle, b – iłowce, c – mułowce, d – piaskowce, R

– wytrzymałość na

ściskanie, M – moduł pokrytyczny
Fig. 6.3. The relationship of postrictical modulus on uniaxial compression strength for GZW rocks

according to Bukowska (2002a): a – coals, b – claystones, c – mudstones, d – sand rocks, R

– com-

pression strength, M – postrictical modulus

Z przedstawionych rysunków wynika, że węgle w porównaniu ze skałami płon-

nymi osiągają większe wartości modułu pokrytycznego M przy mniejszych warto-
ściach wytrzymałości na ściskanie R

. Oznacza to, że w chwili zniszczenia (przekro-

czenia wytrzymałości na ściskanie) dynamika rozpadu węgli jest większa niż dynami-
ka rozpadu skał płonnych. W celu zilustrowania powyższego na rysunku 6.4 przed-
stawiono obliczone, według opracowanych zależności, wartości modułu pokrytyczne-
go M dla węgla i skał płonnych, przy porównywalnej wartości wytrzymałości na ści-
skanie wynoszącej 40 MPa.

20,0

13,0

14,9

12,8

M , GPa

węgiel

iłowiec

mułowiec

piaskowiec

Wytrzymałość na ściskanie węgla i skał płonnych 40 MPa

Rys. 6.4. Moduł pokrytyczny M skał płonnych i węgla dla porównywalnej wytrzymałości na ściskanie

Fig. 6.4. The postcritical modulus M of waste rock and coal for the comparable compression strength

í í í

Kształt charakterystyki pokrytycznej i jej nachylenie wskazują na zróżnicowane

rozpraszanie energii sprężystej. Gdy proces przebiega szybko, przy wzroście prędko-
ści rozpraszania zwiększa się wartość energii kinetycznej, która może doprowadzić do
tąpnięcia. W przypadku, gdy proces rozpraszania przebiega wolno to rozpraszanie
energii może być duże, a wartość energii kinetycznej zmierza do zera. Na tej podsta-
wie można dokonać oceny skłonności do tąpań górotworu, ustalając odpowiednie
wskaźniki W

i W

charakteryzujące zdolność kumulacji i rozpraszania energii przez

skałę na podstawie badań laboratoryjnych.

6.2. Sposób wyznaczania wskaźnika skłonności do tąpań górotworu W

wraz z klasyfikacją skłonności do tąpań

Wskaźnik skłonności do tąpań górotworu W

wyznaczono na podstawie wyników

badań laboratoryjnych właściwości geomechanicznych w sztywnej maszynie wytrzy-
małościowej, przy założeniu, że układ „płyty maszyny wytrzymałościowej – próbka
skalna” odpowiada przyjętemu układowi modelowemu górotworu w ujęciu „strop –
pokład – spąg” (rys. 5.2a, b).

Wskaźnik W

jest ilorazem wartości modułu pokrytycznego węgla (M

węgla

)

i wartości średniej ważonej modułu sprężystości podłużnej pakietu skał otaczających
pokład (E

skał

) (rys. 6.5, 6.6), dlatego rozważano dwa przypadki relacji między tymi

parametrami (Bukowska 2002a):

•

W przypadku, gdy moduł sprężystości skał zalegających w otoczeniu pokładu

jest znacznie większy niż moduł pokrytyczny węgla ulegającego zniszczeniu

skał

> M

węgla

) pokład pod wpływem obciążenia nadległych skał odkształca się,

a ze względu na małą wartość naprężenia krytycznego poszczególne partie pokła-
du ulegają zniszczeniu. W tych warunkach zachodzi statyczne niszczenie pokładu
(rys. 5.2b).

•

W przypadku, gdy moduł sprężystości skał otaczających jest mniejszy od modułu

pokrytycznego węgla (E

skał

< M

węgla

) układ „skały otaczające – pokład” pracuje jak

próbka skalna ściskana w miękkiej maszynie wytrzymałościowej (rys. 5.2a). Po
przekroczeniu wytrzymałości węgla równocześnie zachodzi wzmocnienie efektu
dynamicznego przez wyładowanie energii sprężystej zakumulowanej w stropie.
Występuje wówczas dynamiczne niszczenie pokładu.

Z doświadczeń i obserwacji górotworu w warunkach GZW wynika, że do wy-

znaczenia wartości wskaźnika skłonności górotworu do tąpań W

, badania cech

geomechanicznych pakietu skał otaczających dany pokład należy prowadzić
w interwale do 100 m odległości od stropu pokładu (wyrobiska) i odległości do
30 m od spągu pokładu (wyrobiska). Ten kompleks ma bowiem istotne znaczenie
dla zagrożenia tąpaniami (Konopko 1994b; Dubiński, Konopko 2000) (rys. 6.5).

Moduł spężystości podłużnej poszczególnych warstw otaczających dany po-

kład należy oznaczyć zgodnie z metodyką opisaną w rozdziale 6.1.1. Dla pakietu
skał otaczających, w przyjętym interwale obliczeniowym, moduł sprężystości wy-
znacza się jako średnią ważoną, gdzie wagą jest miąższość warstw określonego
typu skał. Moduł pokrytyczny węgla należy wyznaczyć zgodnie z metodyką
przedstawioną w rozdziale 6.1.2.

faza przedkrytyczna faza pokrytyczna

E M

100 m
E

30 m
E

- piaskowce
- mułowce
- iłowce
- węgiel

h + ... + h = 130 m

skał

= (E

+ ... +

) / 130 m

skał

węgla

Rys. 6.5. Moduł sprężystości podłużnej E i moduł
pokrytyczny M wyznaczany z charakterystyki naprę-
żeniowo-odkształceniowej:

– odkształcenie,

–

naprężenie
Fig. 6.5. The modulus of elasticity of elongation E
and postcritical modulus M determined basing on the
stress-deformation characteristic:

– deformation,

– stress

Rys. 6.6. Interwał opróbowania górotworu w celu
wyznaczenia wartości modułów sprężystości E

skał

i pokrytycznego M

węgla

Fig. 6.6. The interval of rock mass sampling to
determine the values of modules: elasticity E

rocks

and postcritical M

coal

Wskaźnik W

opracowany w celu oceny skłonności górotworu karbońskiego do

tąpań określa następujący wzór

skał

wegla

(6.3)

gdzie:

węgla

– moduł pokrytyczny węgla, MPa;

skał

– moduł sprężystości 130-metrowego pakietu skał otaczających pokład, dla

którego E

skał

= (E

+…+ E

)/130;

przy czym:
E

– moduł sprężystości n-tej warstwy, MPa;

– miąższość n-tej warstwy, m.

Układy rzeczywiste „strop – pokład – spąg” analizowano z uwagi na stosunek

modułu sprężystości skał płonnych do modułu pokrytycznego węgla (tabl. 6.1).
Uwzględniono także szeroki zakres wytrzymałości węgla od 8,0 do 42,0 MPa (węgle
od błyszczących przez półbłyszczące do węgli matowych).

Tablica 6.1. Zestawienie wartości wskaźnika skłonności do tąpań górotworu W

w przebadanych poligonach badawczych (rys. 1)

Przynależność

– pokład

Głębokość

zalegania

pokładu, m

Maksymalna

energia

wstrząsów

w danym po-

kładzie, J

Wskaźnik skłon-

ności

do tąpań góro-

tworu W

, bez-

wymiarowy

Relacja między

węgla

i E

skał

**KW – 402/2

1000

0,49

JSW – 403/1

840

0,55

KW – 403/1

650

0,12

KW – 404

700–1000

0,80

KW – 405/1

710–790

1∙10

0,90

KW – 410

400–600

0,10

KW – 411/1

570

0,48

KW – 418

540

0,74

**KHW – 615

760

0,92

*KW – 630/2

840

3∙10

0,71

KW – 713/1-2

1180

2∙10

0,75

Wariant 1

węgla

< E

skał

KHW – 401

130–180

1,14

KW – 405/2

720–1100

2∙10

1,40

**KW – 412/4

500–800

1,71

KHW – 416

700

9∙10

1,69

KHW – 418

540

1,28

*KHW – 501

700–820

8∙10

1,55

*KHW – 501

400–500

3∙10

1,85

Wariant 2a

skał

węgla

≤ 2E

skał

Stec i in. (1980–2004), Patyńska i in. (1988–2003).

Wyszukiwarka

Podobne podstrony:
dane mastertig2300mls
01 Certyfikat 650 1 2015 Mine Master RM 1 8 AKW M
MasterPlanRekrutacjaGrupowa2010
2 3 Unit 1 Lesson 2 – Master of Your Domain
Mastercam creating 2 dimensio Nieznany
Mastering Checkmates
Master Vet
07 Aneks 1 Certyfikat 650 1 2015 Mine Master RM 1 8 AKW M (AWK) (nr f 870 MM)
Mutants & Masterminds Archetypes Energy Being
Mastercook 3400 3455 3469 instrukcja
instrukcja mastercook 3400
Mutants & Masterminds Master Splinter
Dungeons and Dragons 3 5 Dungeon Master's Sheet
Prezentacja Master Of Hypnotic Learning 1 edycja
Bottom Pad Master
Masterspy DoJ Deny Spying US Persons Opposing US

więcej podobnych podstron