Nr 866

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

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.

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

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

•

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).