Skripta Inženjerska Mehanika Stijena

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević

Inženjerska mehanika stijena (skripta)

Sanja Dugonjić Jovančević GRAĐEVINSKI FAKULTET SVEUČILIŠTA U RIJECI

1


Sadržaj

1

............................................................................................................................................. 7

Inženjerska mehanika stijena i druge srodne discipline ............................................................ 7 1.1.

Uvod ........................................................................................................................... 7

1.2.

Srodne discipline ........................................................................................................ 8

Razlike između mehanike tla i mehanike stijena ................................................................ 8 Mehanika stijena i inženjerska geologija ............................................................................ 9 1.3.

Međunarodno društvo za mehaniku stijena i Hrvatska udruga za mehaniku stijena 10

1.4.

Rječnik pojmova ....................................................................................................... 11

Literatura .............................................................................................................................. 12 2 ................................................................................................................................................ 13 Stijena kao inženjerski materijal .............................................................................................. 13 2.1.

Uvod ......................................................................................................................... 13

2.2.

Utjecaji na stijensku masu ........................................................................................ 14

2.3.

Parametri čvrstoće stijenske mase........................................................................... 16

2.4.

Riječnik pojmova ...................................................................................................... 20

Literatura .............................................................................................................................. 20 3 ................................................................................................................................................ 21 Intaktna stijena ......................................................................................................................... 21 3.1.

Uvod ......................................................................................................................... 21

3.2.

Svojstva intaktne stijene .......................................................................................... 21

3.3.

Rječnik pojmova ....................................................................................................... 30

Literatura .............................................................................................................................. 31 4 ................................................................................................................................................ 33 Diskontinuiteti .......................................................................................................................... 33 4.1.

2

Uvod ......................................................................................................................... 33

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 4.2.

Geometrijske karakteristike diskontinuiteta............................................................ 33

Razmak diskontinuiteta..................................................................................................... 34 Orijentacija diskontinuieteta ............................................................................................ 35 Blokovi ............................................................................................................................... 36 4.3.

Hrapavost diskontinuiteta ........................................................................................ 42

4.4.

Zijev i širina diskontinuiteta ..................................................................................... 45

4.5.

Ispuna diskontinuiteta .............................................................................................. 47

4.6.

Vlažnost i propusnost diskontinuiteta ..................................................................... 48

4.7.

Slojevitost ................................................................................................................. 50

4.8.


Literatura .............................................................................................................................. 52 5 ................................................................................................................................................ 54 Tok podzemne vode u stijenskoj masi ..................................................................................... 54 5.1.

Uvodno o tečenju u stijenskoj masi ......................................................................... 54

5.2.

Tečenje u stijenskoj masi.......................................................................................... 58

5.3.

Utjecaj vode na svojstva stijenske mase .................................................................. 60

5.4.


Literatura .............................................................................................................................. 62 6 ................................................................................................................................................ 63 Klasifikacije stijenske mase ...................................................................................................... 63 6.1.

Terzaghijeva klasifikacija stijenske mase ................................................................. 64

6.2.

Laufferova klasifikacija ............................................................................................. 65

6.3.

Rock quality designation (RQD) indeks .................................................................... 66

6.4.

Rock structure rating klasifikacija (RSR) ................................................................... 69

6.5.

Geomehanička klasifikacija (RMR- Rock Mass Rating) ............................................. 72

6.6.

Q klasifikacija (Rock Mass Quality System) .............................................................. 76

6.7.

GSI klasifikacija (Geological Strenght Index) ............................................................ 82

Projiciranje GSI vrijednosti u terenu ................................................................................. 84 Točnosti GSI klasifikacijskog sistema ................................................................................ 86 Literatura .............................................................................................................................. 88 7 ................................................................................................................................................ 91

3

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Čvrstoća i deformabilnost stijenske mase................................................................................ 91 7.1.

Naprezanja u stijenskoj masi .................................................................................... 91

7.2.

Metode određivanja naprezanja u stijenskoj masi .................................................. 95

Ispitivanje tlačnim jastucima ............................................................................................ 96 Ispitivanje hidrauličkim frakturiranjem............................................................................. 97 USBM metoda (United States Bureau of Mines) .............................................................. 99 Određivanje naprezanja korištenjem CSIR ili CSIRO sonde ............................................ 100 7.3.

Deformabilnost stijenske mase .............................................................................. 101

7.4.

Odnosi između naprezanja i deformacija u stijenskoj masi ................................... 104

7.5.

Čvrstoća stijenske mase ......................................................................................... 107

Mohr-Coulombov kriterij posmične čvrstoće ................................................................. 108 Hoek Brownov kriterij čvrstoće....................................................................................... 110 Ekvivalentne vrijednosti kohezije i kuta unutarnjeg trenja za Mohr Coulombov kriterij čvrstoće stijenske mase .................................................................................................. 122 7.6.

Geomehaničke značajke diskontinuiteta ............................................................... 127

Čvrstoća stijenki diskontinuiteta ..................................................................................... 127 7.7.

Rječnik pojmova ..................................................................................................... 135

Literatura ............................................................................................................................ 136 8 .............................................................................................................................................. 139 Metode ispitivanja u stijenskoj masi ...................................................................................... 139 8.1.

Ispitivanje intaktne stijene ..................................................................................... 139

Utjecaj geometrija uzorka, uvjeta opterećenja i okružja na ispitivanja ......................... 141 Krutost uređaja za ispitivanje ......................................................................................... 144 Ispitivanje deformabilnosti intaktne stijene pri jednoosnom tlačnom naprezanju ....... 146 Ispitivanje vlačne čvrstoće stijene .................................................................................. 150 Deformabilnost i čvrstoća pri troosnom tlaku ................................................................ 152 Čvrstoća u točki- Point Load Strength Test ..................................................................... 155 8.2.

Ispitivanje diskontinuiteta ...................................................................................... 160

Određivanje posmične čvrstoće diskontinuiteta ............................................................ 160 Ispitivanje čvrstoće diskontinuiteta u troosnim ćelijama ............................................... 164 8.3.

Ispitivanje stijenske mase....................................................................................... 166

Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase u bušotinama ............................................. 166

4

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase pokusom opterećenja pločom (Plate Loading Test)................................................................................................................................. 177 Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase velikim tlačnim jastucima........................... 187 8.4.

Riječnik ................................................................................................................... 196

Literatura ............................................................................................................................ 199 9 .............................................................................................................................................. 201 Inženjerstvo u stijenskoj masi ............................................................................................... 201 9.1.

Geotehničko projektiranje u stijenskoj masi .......................................................... 201

Geotehničko projektiranje prema Eurokodu 7 ............................................................... 204 9.2.

Osnovni efekti i tehnike iskopa u stijenskoj masi .................................................. 214

Miniranje ......................................................................................................................... 218 Strojni iskop (Tunnel-Boring Machines).......................................................................... 223 Iskop rezanjem stijena (chain saw machines)................................................................. 237 Iskop hidrauličkim čekićima i hidrauličkim lopatama ..................................................... 237 Iskop bagerima ................................................................................................................ 238 Hidrauličko razaranje stijena (splitting) .......................................................................... 238 Korištenje ekspanzivnih materijala za razaranje stijena (non explosive demolition) .... 240 9.3.

Principi stabiliziranja .............................................................................................. 240

Osnovni podgradni sustavi .............................................................................................. 246 Stijenska sidra ................................................................................................................. 248 Mlazni beton ................................................................................................................... 254 Čelični lukovi ................................................................................................................... 259 Cijevni kišobran ............................................................................................................... 259 9.4.

Stabilnost stijenskih pokosa ................................................................................... 261

Tipovi sloma u stijenskoj masi i načini ojačanja.............................................................. 264 9.5.

Riječnik ................................................................................................................... 277

Literatura ............................................................................................................................ 279 10 ............................................................................................................................................ 283 Monitoring geotehničkih građevina u stijenskoj masi .......................................................... 283

5

10.1.

Metoda opažanja u geotehničkom projektiranju .................................................. 283

10.2.

Eurocode 7 i metoda opažanja ............................................................................... 286

10.3.

Nesigurnosti vezane uz mjerenje ........................................................................... 289

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 10.4.

Sustavi monitoringa................................................................................................ 290

Mjerenje pomaka unutar stijenske mase ....................................................................... 291 Opažanja naprezanja u mlaznom betonu i betonskoj oblozi.......................................... 301 Opažanje sidara ............................................................................................................... 302 Pijezometarska mjerenja ................................................................................................ 305 10.5. 10.6.

Metodologija monitoringa stabilnosti pokosa ................................................... 307 Riječnik ................................................................................................................... 313

Literatura ............................................................................................................................ 315

6


1 Inženjerska mehanika stijena i druge srodne discipline 1.1.

Uvod

Mehanika stijena je teorijska i primijenjena znanost o mehaničkom ponašanju stijena (International Society for Rock Mechanics- ISRM, 1975). Potreba za novom disciplinom - mehanikom stijena, bila je naglašena na petoj (Pariz, 1961) i šestoj (Montreal, 1965) konferenciji Međunarodnog društva za mehaniku tla i temeljenje (International Society for Soil Mechanics and Foundation Engineering – ISSMFE). Nakon neuspjelog pokušaja da se mehanika stijena razvija u okviru mehanike tla kao jedno njezin dio, osnovano je 1962. god. u Salzburgu Međunarodno društvo za mehaniku stijena (International Society for Rock Mechanics- ISRM). Direktan poticaj ovome dali su stručnjaci okupljeni u tzv. "austrijskoj školi", a posebno treba istaknuti profesora Leopolda Müller-a koji je bio prvi predsjednik ISRM-a (1962-1966). Mehanika stijena je znanstvena baza stijenskog inženjerstva (kao što je mehanika tla znanstvena baza temeljenja) iako se zapravo kao zasebna disciplina rodila iz potreba stijenskog inženjerstva u rješavanju složenijih inženjerskih zahvata u stijeni koji nisu mogli biti temeljeni samo na dosadašnjem inženjerskom iskustvu. Drugim riječima stijensko inženjerstvo primjenjuje mehaniku stijena u projektiranju inženjerskih objekata. Vrlo je teško postaviti granicu između mehanike stijena i stijenskog inženjerstva, zbog čega se javlja termin inženjerska mehanika stijena koji naglašava njihovu povezanost. Pod inženjerskom mehanikom stijena podrazumijeva se disciplina koja se temelji na mehanici, a koristi se kod projektiranja građevina u ili na stijenskoj masi (Hudson i Harrison 1997). Hudson i Harrison definiraju inženjersku mehaniku stijena kao disciplinu koja se bavi proučavanjem statike i dinamike stijena čiji se rezultati primjenjuju na inženjerstvo. Inženjerska mehanika stijena kao pojam javlja se 1950-ih, a kao zasebna znanstvena disciplina ranih 1960-ih godina. Inženjerska mehanika stijena se bavi proučavanjem odgovora stijene na ljudski (inženjerski) prouzročen poremećaj. Reakcija stijene na prirodni poremećaj prouzročen orogenezom i drugim geološkim procesima promatra se u okvirima strukturne geologije.Inženjerska mehanika stijena uključuje analize opterećenja koja djeluju na stijensku masu, analize naprezanja i deformacija stijenske mase, te njihove posljedice u vidu deformacija i lomova. Inženjerski zahvati u građevinarstvu, kod kojih se najprije pojavila potreba za inženjerskom mehanikom stijena, su visoke betonske brane, uz koje su povezani problemi temeljenja, velikih površinskih i podzemnih iskopa, tunela pod tlakom, stabilnosti brana i obala akumulacije itd.

7


Inženjerska mehanika stijena nezaobilazna je disciplina u rudarstvu, građevinarstvu, naftnom inženjerstvu i ekološkom inženjerstvu unutar: • Istraživanja geoloških rizika (nestabilnost površinskih i podzemnih iskopa) • Odabira materijala (građevni kamen, agregat za beton i dr.) • Bušivost i rezivost stijene (duboka bušenja, strojni iskop podzemnih objekata i dr.) • Selektiranju tipova objekata (prilagođavanje vrste objekta stanju stijenske mase, na primjer-lučna, gravitacijska ili nasuta brana) • Analizi deformacija (praćenja (monitoring) tijekom građenja i eksploatacije građevine) • Analizi stabilnosti (stabilnost temelja, pokosa i sl.) • Kontroli miniranja (miniranje uz postojeće objekte i sl.) • Stabiliziranju iskopa (sidra, mlazni beton i sl.) • Hidrauličkom frakturiranju (povećanje propusnosti, rudarenje otapanjem i sl.)

Inženjerska mehanika stijena je nezaobilazna kod inženjerskih radova na mnogim objektima: • Površinski objekti (brane, mostovi, površinske strojarnice) • Prometnice (željeznice, putovi, kanali, cjevovodi, luke) • Površinski iskopi za druge svrhe (dnevni kopovi i kamenolomi, brzotoci) • Podzemni iskopi (rudnici, tuneli, podzemne građevine, vojni objekti) •Energetski objekti (naftno inženjerstvo, geotermalna energija, nuklearne strojarnice, skladištenje nuklearnog otpada, podzemni objekti za skladištenje vode, nafte, plinova, i dr.) • Rudarenje otapanjem i plinifikacijom.

1.2.

Srodne discipline

Razlike između mehanike tla i mehanike stijena Mehanika tla se kao zasebna znanstvena i inženjerska disciplina pojavila prije mehanike stijena, oko 1925. godine pojavom Terzaghijeve knjige Mehanika zemljanih radova na temelju fizikalnih osobina tla. Mehanika tla istražuje fizičko mehaničke osobine tla koje može biti oslonac građevini ili materijal u kojem ili s kojim se gradi. U početku su se principi Mehanike tla pokušali primijeniti i na stijensku masu, što je moguće samo u nekim specijalnim slučajevima.

8


Geotehnički inženjeri pod stijenom podrazumijevaju tvrde i krute formacije zemljine kore, dok pod tlima podrazumijevaju produkte trošenja stijena. Tlo označava sedimentne ili druge nekonsolidirane akumulacije krutih čestica nastalih fizičkom i kemijskom dezintegracijom stijena, koje mogu i ne moraju sadržavati organske tvari (ASTM D: 633-88). Stijena predstavlja bilo koji prirodno formirani agregat mineralnih tvari koji se pojavljuju u velikim masama ili fragmentima (ISRM, 1975; ASTM D:653-88). Stijenska masa je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturne diskontinuitete (ISRM, 1978). Glavna razlika između tla i stijena je postojanje diskontinuiteta u stijenskoj masi. Diskontinuiteti uvjetuju položaj kretanja stijenskih blokova, kontroliraju vodopropusnost, tečenje fluida itd. I predstavljaju nezaobilazan element u ispitivanjima, modeliranju itd. Uzimajući u obzir neko mehaničko svojstvo moguće je klasificirati tla i stijene i odrediti granicu između njih. Osnovna razlika između mehanike tla i mehanike stijena je u procesima sloma, koji u stijeni uključuju mehanizme raspucavanja (generiranje prslina), a u tlu ne djeluju na mehanički integritet pojedinih zrna, već ovisi o procesima dilatacije, rotacije i poravnanja čestica. Posljedica su relativno nisko stanje naprezanja u tlu, a visoko stanje naprezanja u stijeni, manja deformabilnost i propusnost stijene. Tlo se smatra kontinuumom, a stijenska masa s obzirom na diskontinulanost zahtjeva primjenu teorije diskontinuuma (manje poznata i manje razvijena teorijska baza). U mehanici tla se rezultati ispitivanja na relativno malim uzorcima mogu smatrati reprezentativnim za proračun, što je kod ispitivanje stijenske mase neprihvatljivo. Ponašanje stijenske mase može se definirati na osnovi poznavanja svojstava stijene i diskontinuiteta određenih u laboratoriju, na osnovi in-situ ispitivanja, na osnovu različitih empirijskih pristupa koji definiraju čvrstoću i deformabilnost stijenske mase. Inženjerska mehanika stijena je vrlo kompleksna disciplina u usporedbi s mehanikama drugih materijala pa tako i mehanikom tla. Ova kompleksnost je uglavnom posljedica kompleksne prirode stijenske mase, poteškoća uključivanja utjecaja diskontinuiteta (rasjedi, pukotine, kalavost i dr.) na mehanička ponašanja stijenske mase, te vrlo veliki intervali varijacija tri temeljna faktora o kojima ovisi ponašanje stijenske mase: stanje naprezanja, temperatura i vrijeme.

Mehanika stijena i inženjerska geologija Prije pojave mehanike stijena, podloge stijenskom inženjerstvu su se osiguravale iz geologije, odnosno kasnije primijenjene (inženjerke) geologije. Müller (1967) smatra inženjersku geologiju roditeljem mehanike stijena. Inženjerska geologija kao grana primijenjene geoznanosti pokriva područje između čiste geologije i mehanike stijena ili tla s inženjerske točke gledišta (stijenskog inženjerstva i inženjerstva u tlu). Ona obuhvaća primjenu geologije pri rješavanju problema planiranja, projektiranja i izvođenja inženjerskih zahvata u stijenama i tlu.

9


Pojavom inženjerske geologije pomalo se zaboravlja veza mehanike stijena i stijenskog inženjerstva s klasičnom geologijom (Jaeger, 1979). Geološki materijal posjeduje fizikalna, kemijska i mehanička svojstva koja su posljedica njihovog načina postanka i kasnijih geoloških procesa koji su na njih djelovali (dijageneze). Dijageneza u geološkoj prošlosti, dovela je do posebne litologije, strukture i naponskog stanja, što je od temeljne važnosti za mehaniku stijena.

1.3. Međunarodno društvo za mehaniku stijena i Hrvatska udruga za mehaniku stijena Kada se govori o međunarodnim udruženjima treba spomenuti dva čiji su predmet interesa tlo i inženjerska geologija. Međunarodno društvo za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo (International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering-ISSMGE-) osnovano je za vrijeme Prve međunarodne konferencije o mehanici tla i temeljenju koja je održana u Harvardu 1936. godine. Međunarodno društvo za inženjersku geologiju (International Association on Engineering Geology and the Environment- IAEG) osnovano je 1964. a prvi kongres društva održan je 1968. godine u Pragu.Danas IAEG broji više od 5000 članova s ciljem da se promovira i potakne tehnološki i znanstveni napredak u inženjerskoj geologiji, da se poboljša obrazovanje i osposobljavanje u inženjerskoj geologiji, te da se prikupe, vrednuju i prošire rezultati inženjerskogeoloških aktivnosti na svjetskoj razini. IAEG kongresi održavaju se svake 4. godine. Posljednji je održan u rujnu 2014. godine u Torinu. Četiri godine nakon osnivanja Međunarodnog društva za mehaniku stijena (International Society for Rock Mechanics- ISRM) održan je prvi kongres ISRM-a u Lisabonu. Do danas je održano 12 kongresa Međunarodnog društva za mehaniku stijena: Lisbon (Portugal),1966; Beograd (Jugoslavija), 1970; Denver (USA), 1974; Montreux (Switzerland), 1979; Melbourne (Australia), 1983; Montreal (Canada), 1987; Aachen (Germany), 1991; Tokyo (Japan), 1995; Paris (France), 1999; Johanesbourg (South Africa), 2003; Lisboa (Portugal) 2007, Beijing (Kina) 2011. 13. Međunarodni kongres za mehaniku stijena održat će se u Montrealu (Kanada) 2015. godine. Osim toga svake godine se pod pokroviteljstvom ISRM održava i European Rock Mechanics Symposium- EUROCK, koji je 2014. godine održan u Vigu, Španjolska, a 2015. godine će se održati u Salzburgu, Austrija. Do 2006. u Hrvatskoj su samostalne djelovale dvije geotehničke udruge: Hrvatska udruga za mehaniku stijena (HUMS), čije aktivnosti počinju još 1965. i koja je predstavljala Hrvatsku u ISRM-u i Hrvatska udruga za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo (HUMTGI) koja je predstavljala Hrvatsku u ISSMGE-u. Slijedeći svjetske trendove, ove su se dvije udruge 2006. godine udružile u jedinstvenu udrugu pod nazivom Hrvatsko geotehničko društvo (HGD). Od tada HGD predstavlja Hrvatsku u ISRM-u i u ISSMGE-u.

10


1.4.

Rječnik pojmova

Dijageneza (engl. diagenesis) − obuhvaća sve mehaničke i kemijske promjene koje se događaju u sedimentima od njihova taloženja pa do početka metamorfnih procesa (Benac, 2013). Diskontinuitet (engl. discontinuity) – opći naziv za bilo koji mehanički prekid u stijenskoj masi koji ima nisku vlačnu čvrstoću ili je uopće nema (Benac, 2013). Geotehnika (engl. geotechnics) primjena znanstvenih metoda i inženjerskih principa na prikupljanje, interpretaciju i korištenje znanja o tlu i stijenama sa svrhom rješavanja inženjerskih problema (Benac, 2013). Intaktna stijena (engl. intact rock) je materijal stijenske mase, tipično predstavljen cijelomjezgrom iz bušotine koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). Inženjerska geologija(engl. engineering geology) znanstvenadisciplina i grana geologije koja proučava geološku građu, procese, kao i mineraloško-petrografske i fizičko mehaničke značajke stijena i terena za potrebe građenja (Benac, 2013). Inženjerska mehanika stijena(engl. engineering rock mechanics) disciplina koja se temelji na mehanici, a koristi se kod projektiranja građevina u ili na stijenskoj masi (Hudson i Harrison 1997). Mehanika stijena (engl. rock mechanics) je teorijska i primijenjena znanost o mehaničkom ponašanju stijena (ISRM, 1975). Mehanika tla(engl. soil mechanics)proučava i opisuje mehaničke osobine tla, bilo da je ono prirodni oslonac građevini koji mora preuzeti težinu bez štetnih slijeganja i deformacija, bilo da služi kao materijal pri građenju (Nonveiller. 1979). Stijena (engl. rock) - bilo koji prirodno formirani agregat mineralnih tvari koji se pojavljuju u velikim masama ili fragmentima (ISRM, 1975; ASTM D:653-88). Stijenska masa (engl. rock mass) je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturnediskontinuitete (ISRM, 1975). Struktura (engl. texture) obuhvaća geometrijske značajke individualnih komponenti stijene (zrna minerala) i njihovo uređenje, građu. Struktura stijene posljedica je načina postanka, naknadnih promjena tijekom dijageneze, metamorfnih procesa te procesa trošenja kojima je stijena bila podvrgnuta (Benac, 2013). Tlo (engl. soil) - sedimentne ili druge nekonsolidirane akumulacije krutih čestica nastale fizikalnom i kemijskom dezintegracijom stijena, koje mogu a ne moraju sadržavati organske tvari (ASTM D:65388).

11


Literatura Benac Č. (2013) Rječnik pojmova u primijenjenoj geologiji i geološkom inženjerstvu, Sveučilište u Rijeci, Građevinski fakultet, Ožanić N (ed.), ISBN: 978-953-6953-33-2, 19. Hudson, J.A. and Harrison J.P. (1997)Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon, p.444. ISRM (1975) Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english, french, germany). Jaeger, C. (1979) Rock Mechanics and Engineering, 2nd edition, Cambridge University Press. Müller. L. (1967) Proceedings of the 1st Congress of the ISRM, Lisboa, Vol. 3. pp. 80-83. Nonveiller, E. (1979) Mehanika tla i temeljenje građevina, Školska knjiga, Zagreb, p.780.

12


2 Stijena kao inženjerski materijal 2.1.

Uvod

Stijena se u inženjerstvu koristi kao materijal od kojeg se gradi, u kojem se gradi i na kojem se gradi. Najjednostavniji inženjerski problem je korištenje stijene kao materijala u grdnji, jer je kao i u tlu, moguće birati povoljniji materijal. Kod druga dva slučaja nismo u mogućnosti birati, već smo često ograničeni uvjetima lokacije i moramo se suočiti sa stijenom kakva ona u prirodi jest, te naći adekvatna inženjerska rješenja za gradnju. Naziv stijene (pješčenjak, breča, granit, vapnenac i sl.) ukazuje na njezin sastav, genezu i strukturna svojstva. Za bilo kakav zahvat u stijenskoj masi, potrebno je odrediti njezina svojstva i stanje naprezanja. Stijenska masa kakva se javlja u prirodi (in-situ) je heterogena, anizotropna, raspucala i prirodno napregnuta (slika 1). Stijenska masa uključuje intaktnu stijenu (engl. intact rock) i strukturne diskontinuitete (engl. discontinuity). Intaktna stijena je materijal stijenske mase, tipično predstavljen cijelom jezgrom iz bušotine koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). Ona je sastavljena od zrna koja su posljedica geneze i dijagenetskih procesa tijekom geološke povijesti. Diskontinuitet je naziv za bilo koji mehanički diskontinuitet u stijenskoj masi koji ima malu ili nikakvu vlačnu čvrstoću. To je termin za većinu tipova pukotina, ploha slojevitosti, ploha škriljavosti te oslabljenih zona i rasjeda. Grupa paralelnih diskontinuiteta čini set diskontinuiteta (ISRM, 1978), slika 1b.

a)

b)

Slika 1 Stijenska masa in-situ: a) izdanak stijenske mase-dolina Rječine; b) set međuslojnih pukotina- Gorski kotar

13


Gors ki kotar

Dolina rječine

Slika 2 Idealizirani dijagram prijelaza od intaktne stijene do stijenske mase ispresijecane diskontinuitetima s povećanjem veličine uzorka (Wyllie and Mah, 2004)

Da bi se odredila svojstva i parametri čvrstoće stijenske mase, te projektirali zahvati u stijenskoj masi, potrebno je razlučiti spomenute elemente stijenske mase, ali i mjerilo cjelokupnog zahvata u stijenskoj masi u odnosu na veličinu elemenata strukturne geologije. Kao što je prikazano na slici 2., ukupne dimenzije otvorenog pokosa su puno veće od dužina diskontinuiteta, a odgovarajući uzorak za određivanje parametara čvrstoće stijenske mase bio bi ovaj najveći krug koji prikazuje stijensku masu ispresijecanu diskontinuitetima. S druge strane visina jedne etaže (stepenice) na pokosu približno je jednaka duljini diskontinuiteta, pa bi stabilnost mogao ugroziti jedan diskontinuitet, odnosno odgovarajuća veličina uzorka na kojoj bi se određivali parametri čvrstoće bila bi ona koja obuhvaća set diskontinuiteta. I konačno, između dva seta diskontinuiteta možemo promatrati uzorak intaktne stijene koji bi bio odgovarajući u procjeni metode bušenja ili miniranja. Može se reći da je slom u stijenskoj masi određen orijentacijom i dužinom diskontinuiteta.

2.2.

Utjecaji na stijensku masu

Stijenska masa ispod zemljine površine izložena je naprezanjima koja su posljedica mase gornjih slojeva i tektonskih aktivnosti u zemljinoj kori. Ova naprezanja nazivaju se primarnim naprezanjima (engl. in-situ stress; natural stress, initial stress). Kada se u stijenskoj masi izvrši iskop, podzemni ili površinski, u blizini iskopa dolazi do promjene primarnih naprezanja (povećanja ili smanjenja). Ova izmijenjena naprezanja zovu se sekundarna naprezanja (engl. induced stresses). Često su horizontalna naprezanja veća od vertikalnih.

14


Tijekom geološke prošlosti stijena je bila izložena različitim naprezanjima koja su premašivala njenu čvrstoću. Kao posljedica djelovanja ovih naprezanja bilo je stvaranje brojnih diskontinuiteta. Diskontinuiteti nastaju pucanjem stijena uslijed vlačnih ili uslijed posmičnih naprezanja. Time nastaju dva osnovna tipa diskontinuiteta: pukotine (engl. joints) koje nastaju uslijed vlačnih naprezanja i rasjedi (engl. faults) koji nastaju uslijed posmičnih naprezanja. Važan utjecaj na ponašanje stijenske mase ima voda koja se pojavljuje u porama (manji dio) i u diskontinuitetima (u kojima se odvije tečenje u najvećoj mjeri). Inženjerskim zahvatima u stijenskoj masi osim na stanje naprezanja utječe se i na dreniranje podzemne vode. Diskontinuiteti su preferirani putevi vode i pridonose povećanju kemijskog i fizičkog trošenja stijenske mase. Stijenska masa je podložna promjeni čvrstoće tijekom vremena, pa stijena može teći (kontinuirano se povećava deformacija pri konstantnom naprezanju), može relaksirati (konstantna deformacija pri reduciranom naprezanju) ili može doći do zamora stijenske mase (povećanja deformacija uslijed cikličkih promjena naprezanja). Procesi trošenja pogađaju i intaktnu stijenu i diskontinuitete. Mehaničko ili fizičko trošenje može uzrokovati daljnje otvaranje već prisutnih diskontinuiteta u stijenskoj masi ili nastanak novih prilikom sloma u stijenskoj masi.Trošenjem stijenska masa prelazi u rezidualno tlo. Intenzitet trošenja stijena ovisi o tipu stijene, klimi i vremenskoj izloženosti procesu trošenja. Faktori utjecaja na trošenje mogu se svrstati u tri skupine (Pollak, 2007):   

okoliš: utjecaj klime, topografije, hidrogeoloških svojstava i bioloških sustava; svojstva stijenske mase: njena priroda, homogenost, razmak i raspored diskontinuiteta, tekstura; svojstva materijala intaktne stijene: sastav, struktura i propusnost.

Klima utječe na trošenje direktno i indirektno. U vlažnim tropskim područjima debljina rezidualnog tla nastalog trošenjem stijena može biti >20-30m.Temperatura ima značajan utjecaj na intenzitet kemijskog, ali i fizičkog trošenja, tj. kod smrzavanja, grijanja i hlađenja koji dovode do dezintegracije stijenske mase. Više temperature ubrzavaju kemijske reakcije, pa zato trošenje poprima šire razmjere u tropskim područjima gdje su temperature više, a padaline obilnije. Intenzivnim trošenjem dolazi do promjene u topografiji područja, a topografija područja utječe na način i intenzitet trošenja stijenskih masa. Osnovno je pravilo da je kemijsko trošenje najveće na zaravnima, dok je slabije i pliće na strmim padinama na kojima voda otječe velikom brzinom. U isto vrijeme na strmim je padinama erozija jaka, pa fizičko trošenje na takvim lokacijama ima veću ulogu od kemijskog trošenja. Površina izložena djelovanju čimbenika koji razaraju stijenu, utječe na intenzitet trošenja. Zbog toga trošenje stijena napreduje brže uzduž diskontinuiteta, rasjednih i razlomljenih zona, gdje je fizička

15


dezintegracija završena prije nego što počinju procesi kemijskog trošenja. Trošenje se ubrzano odvija i duž rubova zrna, kalavosti minerala i kroz međuzrnski porni prostor. Napredovanje trošenja uglavnom izaziva nastajanje novih mikropukotina i šupljina, čime se šire zone trošenja. Mineralni sastav i struktura u velikoj mjeri utječu na trošenje stijenske mase. Poroznost i propusnost stijena vođene su njenom strukturom, granulometrijskim svojstvima (veličina zrna i sortiranost), mineralnim sastavom, razlomljenošću i selektivnim otapanjem koje prati ostale elemente (Wright, 2002).

2.3.

Parametri čvrstoće stijenske mase

Procjena čvrstoće i deformabilnosti stijene i in situ stijenskih masa predstavljaju osnovni problem pri analizama, te u svim vrstama projektiranja pri rješavanju problema stabilnosti pokosa, temeljenju i izvedbi podzemnih otvora u stijenskoj masi. Stvarni izazov pri rješavanju inženjerskih problema predstavlja određivanje i usvajanje parametara čvrstoće stijenske mase velikih razmjera. S obzirom na veličinu promatranog uzorka stijenske mase i njezine parametre čvrstoće, postoje različite metode kojima se određuje čvrstoća stijenske mase. Može se promatrati uzorke koji obuhvaćaju slijedeće elemente, a s njima i pripadajuće faktore koje utječu na posmičnu čvrstoću: 

 

Diskontinuiteti (ravnine slojevitosti, pukotine ili rasjedi)- faktori koji utječu na posmičnu čvrstoću su oblik i hrapavost površine diskontinuiteta, stanje trošnosti stijene na površini diskontinuiteta, ispuna Stijenska masa- faktori utjecaja na čvrstoću su tlačna čvrstoća i kut trenja intaktne stijene, razmak diskontinuiteta i stanje diskontinuiteta. Intaktna stijena- treba imati na umu faktor utjecaja trošenja na čvrstoću intaktne stijene tijekom vijeka trajanja konstrukcije odnosno zahvata u stijenskoj masi.

Ako promatramo geološke uvjete u kojima se događa slom u stijenskoj masi i parametre čvrstoće koje trebamo uzeti u obzir možemo izdvojiti nekoliko karakterističnih slučajeva (slike 3-7). Na slici 3. prikazana je čvrsta, masivna stijenska masa sa izraženim setom diskontinuiteta- izraženim plohama slojevitosti. Ako bi došlo do otvaranja vertikalne vlačne pukotine kao na slici došlo bi do formiranja klizne plohe na plohi slojevitosti. Relevantni parametri čvrstoće koji bi se uzeli u obzir u analizi su oni na površini diskontinuiteta po kojem se dogodilo klizanje.

16


Slika 3 Ravninski slom na plohi slojevitosti (Wyllie and Mah, 2004)

Na slici 4. prikazan je pokos u slabo trošnoj stijenskoj masi srednje čvrstoće s gustim diskontinuitetima različite orijentacije. Dakle stabilnost pokosa u ovom slučaju nije kontrolirana jednim setom diskontinuiteta, a potencijalna klizna ploha bi se formirala dijelom kroz diskontinuitete, a dijelom kroz intaktnu stijenu. Parametri čvrstoće za ovakve geološke uvjete određuju se iz empirijskih izraza u ovisnosti o stupnju raspucanosti i čvrstoći intaktne stijene.

Slika 4 Plitki rotacijski slom u stijeni s gustom mrežom diskontinuiteta (Wyllie and Mah, 2004)

Za primjer stijenske mase gdje stupanj trošnosti varira od rezidualnog tla u gornjem dijelu do slabo trošne stijene u dubljim slojevima (slika 5.), nestabilnost se uobičajeno događa u slabijim (trošnijim) zonama materijala. U takvom slučaju je teško odrediti parametre čvrstoće jer oni značajno variraju sa stupnjem trošnosti, pa se određuju povratnim analizama stabilnosti u sličnim materijalima. Važno je pritom uzeti u obzir različite parametre za različiti stupanj trošnosti po zonama stijenske mase u geološkom profilu.

17


Slika 5 Rotacijski slom u rezidualnom tlu i trošnoj stijenskoj masi (Wyllie and Mah, 2004)

Za slučaj vrlo slabe intaktne stijene bez prisutnih diskontinuiteta u stijenskoj masi došlo bi do plitkog sloma kao što je prikazano na slici 6. Takvu stijenu karakterizira značajna kohezija.

Slika 6 Plitki slom u vrlo trošnoj (slaboj) stijenskoj masi bez diskontinuiteta (Wyllie and Mah, 2004)

U sva četiri slučaja događa se smicanje po plohi sloma koja je postojeći diskontinuitet u stijenskoj masi (klizna ploha ovisi o orijentaciji i dužini diskontinuiteta) ili po plohi koja dijelom ili u cijelosti prolazi intaktnom stijenskom masom. Povezanost geoloških uvjeta u stijenskoj masi i parametara čvrstoće koji su relevantni za inženjerske zahvate u stijenskoj masi sumirana je na slici 7.

18


Slika 7 Veza između geoloških uvjeta i parametara čvrstoće (prema Wyllie and Mah, 2004)

19


2.4.

Riječnik pojmova

Dijageneza (engl. obuhvaća sve mehaničke i kemijske promjene koje se događaju u sedimetima od njihova taloženja pa do početka metamorfnih procesa. Najvažniji su dijagenetski procesi litifikacije kojima od rahlih, nevezanih, nastaju čvrste sedimentne stijene. Razlikuju se mehanička i kemijska dijageneza (Benac, 2013). Diskontinuitet (engl. discontinuity) – Opći naziv za mehanički diskontinuitet u stijenskoj masi koji ima malu ili nikakvu vlačnu čvrstoću. To je termin za većinu tipova pukotina, ploha slojevitosti, ploha škriljavosti te oslabljenih zona i rasjeda. Grupa paralelnih diskontinuiteta čini set diskontinuiteta (ISRM, 1978). Intaktna stijena (engl. intact rock) je materijal stijenske mase, tipično predstavljen cijelom jezgrom iz bušotine koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). Pukotina (engl. joint)- ploha diskontinuiteta po kojoj nije (za razliku od rasjeda) došlo do pomaka u stijenskoj masi. Prema načinu postanka dijele se na primarne (uslijed dijageneze) i sekundarne (uslijed endogenetskih i egzogenetskih utjecaja). Rasjed (engl. fault)- strukturni oblik u stijenskoj masi kada se zbog smicanja zbiva relativno kretanje jednog bloka u odnosu na drugi. S obzirom na relativni smjer kretanja, osnovni su tipovi rasjeda: normalni i reversni, pružni i rotacijski (Benac, 2013). Stijena (engl. rock) - bilo koji prirodno formirani agregat mineralnih tvari koji se pojavljuju u velikim masama ili fragmentima (ISRM, 1975; ASTM D:653-88). Stijenska masa (engl. rock mass) je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975).

Literatura ISRM (1975) Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english, french, germany). ISRM, C. o. (1978) Suggested Methods for. Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol.15, 41-45. Pollak D. (2007) Utjecaj trošenja karbonatnih stijenskih masa na njihova inženjerskogeološka svojstva, Disertacija, Sveučilište u Zagrebu, Rudarsko-geološko-naftni fakultet, Zagreb, p 299. Wyllie D.C., Mah C.W.(2004) Rock slope engineering in civil and mining, 4th edition, The Institute of Mining and Metallurgy and E. Hoek and J. W. Bray, Spoon Press, New York, p. 431.

20


3 Intaktna stijena 3.1.

Uvod

U početku razvoja mehanike stijena (ranih 1960-ih) više se pažnje posvećivalo intaktnoj stijeni nego drugim elementima stijenske mase. Razlog je dobra teorijska pozadina mehanike čvrstih materijala. Osnovni naziv stijene (konglomerat, gips, škriljavac itd.) daje nam podatak o vrsti (eruptivne, metamorfne, sedimentne), podvrsti stijene (vulkanoklastične, klastične, kataklastične, itd.) ukazuje na genezu stijene , mineralni sastav i veličine zrna. Intaktna stijena je opisana kao stijena koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete. U inženjerskoj geologiji se intaktnom stijenom smatra dio stijenske mase koji se nalazi između diskontinuiteta (Hoek, 1994). Prema tome, fragmenti intaktne stijene mogu biti milimetarskih, pa do metarskih dimenzija. Za razumijevanje inženjerskogeoloških značajki bilo kojeg terena u čvrstim stijenama vrlo je bitno odrediti značajke intaktne stijene, koje zajedno sa značajkama diskontinuiteta određuju inženjerskogeološke odlike stijenske mase.U opisu intaktne stijene opisuju se neka uobičajena svojstava koja su opisana u nastavku. Bray (1967) je pokazao da se stijena koja sadrži deset ili više diskontinuiteta može pretpostaviti homogenim i izotropnim materijalom s 5% odstupanja (pogreške) od stvarnih uvjeta. Isto tako se masivna stijena s vrlo malo diskontinuiteta može u idealnom slučaju ponašati kao homogeni materijal. Hoek i Brown su pokazali da homogenost ovisi o veličini uzorka. Vrlo je važno odabrati uzorke koji su reprezentativni primjerci određene intaktne stijene. Pažljivim odabirom uzoraka nastoji seutvrditi sve eventualne različitosti svojstava intaktne stijene.

3.2.

Svojstva intaktne stijene

Dakle, pri opisu intaktne stijene definiramo njeno ime, fizikalna i mehanička svojstva (slika 8.)

21


Slika 8Svojstva intaktne stijene (Singh and Goel, 2011)

Fizikalna svojstva kojima opisujemo intaktnu stijenu su slijedeća:        

Boja Mineralni sastav Tekstura Struktura Poroznost Suha gustoća Stupanj saturacije Vlažnost

Boja stijene, koja ukazuje na njen mineralni sastav kao i stupanj trošenja i alteracije opisuje se upotrebom etalona kao na primjer Rock Color Chart koji ima 40 uzoraka (Geological Society of America, 1963), Soil Color Chart podjela s 248 boja, ili Munsell sustav identifikacije boja stijene i drugih prirodnih materijala (najšire prihvaćen u SAD-u, proizvod Rock-Color Chart Committee (koji predstavlja U.S. Geological Survey, GSA, American Association of Petroleum Geologists, Society of Economic Geologists, i Association of American State Geologists). Dio raspona boja prema Munsell sustavu prikazan je na slici 9. Mineralni sastav stijene uvjetuje mehaničko ponašanje stijene u stijenskom inženjerstvu, a uvelike ovisi o tvrdoći minerala; može se utvrditi na terenu, okom, ručnom lećom ili mikroskopom.

22


Slika 9 Dio raspona boja u Munsell sustav identifikacije boja iz 2009. godine (lijevo je uzorak boje a desno naziv i oznaka)

U opisu stijene potrebno je pojasniti i njezinu strukturu,obilježje kojeje u većini slučajeva vidljivo na izdanku stijenske mase. Tekstura (engl. structure)ili građa stijene opisuje se veličinom, oblikom i uređenjem zrna u mjerilu od nekoliko centimetara. U pravilu se određuje na izdanku stijene.Struktura (engl. texture), s druge strane, predstavlja uređenje komponenti stijenske mase u mjerilu od nekoliko metara. Struktura stijene posljedica je načina postanka, dijageneze, metamorfnih procesa te procesa trošenja stijenske mase (Benac, 2013).Struktura materijala utječe na njegova fizička i mehanička svojstva, odnosnona njihovu homogenost/nehomogenost i izotropnost/anizotropnost, a izražava se krozslojevitost, folijaciju, ispucanost, klivaž ili brečolikost.Slojevitost je jedna od prvih karakteristika koje zapažamo na terenu kao osnovnu odliku sedimentnih stijena, tj. pojavu više manje jasna izdvajanja pojedinih strukturno, granulometrijski, teksturno ili litološki jedinstvenih članova u sedimentnim stijenama. Sloj (engl. bed) je geološko tijelo uglavnom jednolična sastava po cijeloj debljini, koje je od sedimenata u krovini i podini odvojeno diskontinuitetima, bilo zbog promjene granulometrijskog ili mineralnog sastava bilo orijentacijom ili načinom pakovanja sastojaka, bilo promjenom litološkog sastava ili otvorenim međuslojnim plohama. Kod slojevitosti se razlikuje vanjska i unutrašnja slojevitost. Vanjska slojevitost je najznačajnije strukturno svojstvo sedimentnih stijena. Osnovna jedinica vanjske slojevitosti je sloj.

23


Unutrašnja slojevitost je strukturna značajka unutar jednog sloja. Lisnatost i laminacija su dvije od više vrsta unutrašnje slojevitosti(Tišljar, 1994). Klastičnu teksturuimaju sedimenti izgrađeni od fragmenata stijena i minerala različitih po veličini i obliku (klastične ili mehaničke sedimentne stijene). Kristalastu teksturuimaju sedimentne stijene kemijskog podrijetla (kemijske sedimentne stijene).Veličina zrna najvažnije je teksturno obilježje klastičnih sedimenata. Ovo svojstvo daje ime pojedinim sedimentima. Međutim, na mehanička i fizikalna svojstva sedimenata bitno utječu i slijedeća obilježja teksture (Tišljar, 1987): sklop ili građa (engl. fabric) i pakiranje zrna (engl. packing). Pod pojmom sklopa podrazumijeva se određeni raspored i orijentacija zrna klastičnih sedimenata u prostoru (Tišljar, 1987). Često se miješaju pojmovi teksture i sklopa. Međutim, tekstura ima šire značenje i predstavlja kombinaciju efekata sklopa, sastava i međučestičnih sila. O pakiranju zrna ovisi poroznost, propusnost i način cementacije sedimenata. Jedna od osnovnih fizičkih konstanti stijena je gustoća, koja ovisi o mineralnom sastavu stijene. Poroznost (engl. porosity) predstavlja odnos volumena pora i ukupnog volumena tla ili stijena (ISRM, 1975). Poroznost se može definirati kao postotak šupljina u ukupnom volumenu tla ili stijenske mase. A prema načinu postanka može biti primarna (nastala u stijeni tijekom njenog postanka) koja predstavlja međuzrnski tip poroznosti i sekundarna (posljedica dijageneze i tektonskih pokreta) koja predstavlja pukotinski tip poroznosti (Benac, 2013).Vrijednost apsolutne poroznosti je pokazatelj pakiranja, kompakcije, cementacije sedimenta, različitih dijagenetskih promjena, ali i sekundarnih procesa (razlomljenost i trošenje) pojedinih stijena (Pollak, 2007). Stupanj saturacije (engl. saturation degree), s druge strane, predstavlja odnos volumna vode i ukupnog volumena pora. Vlažnost (engl. wetness) je opisana kao odnos mase vode i mase krutih čestica. Uz poznavanje fizičkih svojstava stijene, važno je poznavanje mehaničkih svojstava. Mehanička svojstva kojima opisujemo intaktnu stijenu su slijedeća:         

24

Čvrstoća Jednoosna tlačna čvrstoća Deformabilnost Krutost Tvrdoća Trajnost Trošnost Plastičnost Bubrenje


Čvrstoća (engl. strength) je maksimalno naprezanje koje materijal može podnijeti bez loma za bilo koji tip opterećenja (ISRM, 1975).Čvrstoću stijene se vrlo točno može odrediti u laboratoriju ili procijeniti nekim od jednostavnih pokusa kao što su pokus čvrstoće u točki, udaranje stijene geološkim čekićem ili guljenjem stijene nožem. Način ispitivanja u laboratoriju bit će opisan u narednim poglavljima, a u tablici 8. prikazana je klasifikacija ISRM (1978) kod koje se za identifikaciju koristi šaka, palac, geološki čekić i džepni nožić. Jednoosna tlačna čvrstoća (engl. uniaxial compression strength) je najčešće korišteni parametar pri opisu stijena. Slika 10. prikazuje da se ona može kretati u vrlo širokom rasponu ovisno o tipu stijene. ISO 14689 (2003) predlaže klasifikaciju materijala stijene na temelju jednoosne tlačne čvrstoće (tablica 1.). Klasifikacija materijala stijene na temelju tlačne čvrstoće dana je u tablici 2. Deformabilnost, slično čvrstoći, uglavnom ovisi o poroznosti i stupnju ispucanosti uzorka. Pore i pukotine su najslabiji i najdeformabilniji elementi stijene. Deformacija se obično događa kao odgovor na djelovanje opterećenja ili naprezanja, ali može biti i posljedica promjene temperature ili vlažnosti (bubrenje ili skupljanje (engl. swelling or shrinkage)). Može se opisati kao lakoća kojom se stijena može deformirati. Mjeri se u jedinicama duljine (m), ali se obično izražava kao neimenovani broj i tada se naziva deformacija (engl. strain). Krutost (engl. stiffness) se može opisati kao otpor deformiranju.

Jednoosna tlačna čvrstoća (MPa) 0

100

200

300

Šejl Pješčenjak Vapnenac Granit Dolerit Bazalt Kvarcit

Slika 10Jednoosna tlačna čvrstoća nekih stijena (Hudson, 1989)

25


Tablica 1 Procjena jednoosne čvrstoće jednostavnim pokusima na terenu (ISRM, 1978)

Opis

Terenska identifikacija

Jednoosna tlačna čvrstoća (MPa)

S1

vrlo meka glina

lako prodiranje od nekoliko inča rukom

<0,025

S2

meka glina

lako prodiranje od nekoliko inča palcem

0,025-0,05

S3

čvrsta glina

može se prodrijeti nekoliko inča palcem sa srednjim naporom

0,05-0,10

S4

kruta glina

lako urezivanje palcem, ali prodiranje samo uz veliki napor

0,10-0,25

S5

vrlo kruta glina

lako urezivanje noktom

0,25-0,50

S6

tvrda glina

poteškoće prilikom urezivanja noktom

>0,50

R0

ekstremno slaba stijena

urezivanje noktom

0,25-1,0

R1

vrlo slaba stijena

drobljenje uslijed jakog udarca geološkim čekićem, može se guliti džepnim nožićem

1,0-5,0

R2

slaba stijena

poteškoće prilikom guljenja džepnim nožićem, plitka urezivanja ačinjena jakim udarcima geološkim čekićem

5,0-25

R3

srednje čvrsta

stijena ne može se zagrebati ili guliti džepnim nožićem, uzorak se raspucava uslijed jednog jakog udarca geološkim čekićem

25-50

R4

čvrsta stijena

potreban više nego jedan udarac geološkog čekića da bi se uzorak raspuknuo

50-100

R5

vrlo čvrsta stijena

potrebni mnogi udarci geološkog čekića da bi se uzorak raspuknuo

100-250

R6

ekstremno čvrsta stijena

uzorak je moguće otkinuti jedino pomoću geološkog čekića

>250

stijena

tlo

Grupa

Tablica 2 Klasifikacija materijala stijene na temelju tlačne čvrstoće (ISO 14689-1, 2003)

26


Tvrdoća je otpornost materijala na udubljivanje i grebanje (ISRM, 1975); određuje se pokusom struganja.Za određivanje tvrdoće koriste se obično slijedeći uređaji: • Pokus struganja (scratch pokus). Rezultat ispitivanja izražava se na Mohs-ovoj skali koja koristi 10minerala. Na toj skali talk je najmekši (H=1) a dijamant je najtvrđi (H=10). • Pokus utiskivanja (indentation test). Kod ovog pokusa utiskuje se kugla, piramida ili stožac u površinu uzorka. Koriste se tehnike Brinell-a, Vickers-a, Knoop-a i Rockwell-a koje su razvijene umetalurgiji. • Uređaji koji rade na principu odskoka (Schmidtov čekić i skleroskop). • Pokusi kojima se određuje abrazivnost. Trajnost (engl. durability) se određuje naizmjeničnim sušenjem i vlaženjem uzorka. Izražena je preko indeksa trajnosti (engl. slake durability indeks) koji varira od 0 do 100%. Gamble (1971) je zaključio da trajnost nije povezana sa gološkom starošću, ali linearno raste sa gustoćom materijala i inverzno sa prirodnim sadržajem vode. Na temelju svojih rezultata predložio je klasifikaciju stijene prikazanu u tablici 3.

Tablica 3. „Slake durability“ klasifikacija (Gamble, 1971)

Još jedno od obilježja stijenske mase koje utječe na njezina fizičko mehanička svojstva jest trošnost, pa se uobičajeno pri opisu stijene navodi da li je u svježem ili trošnom stanju. Stupanj trošenja stijenske mase prema ISRM, 1981 prikazan je u tablici 4., a primjer trošenja stijenske mase na slici 11.

27


Tablica 4Stupnjevi trošenja stijenske mase (ISRM, 1981)

Pojam

Simbol

Opis

Stupanj

Svježa (engl. fresh)

F

Nema vidljivih znakova trošenja materijala stijenske mase, možda blaga promjena boje na površinama glavnih diskontinuiteta.

I

Slabo trošna (engl. slightly weathered)

SW

Promjena boje ukazuje na trošenje materijala stijene a diskontinuiteti mogu ponegdje biti izvana oslabljeni u odnosu na stijensku masu u svježem stanju.

II

Umjereno trošna (engl. moderately weathered)

MW

Manje od pola materijala stijenske mase je dekompozirano i/ili raspadnuto u tlo. Svježa stijenska masa ili ona promijenjene boje je prisutna kao kontinuirana okosnica ili jezgra.

III

Jako rastrošena (engl. highly weathered)

HW

Više od pola materijala stijenske mase je dekompozirano i/ili raspadnuto u tlo. Svježa stijenska masa ili ona promijenjene boje je prisutna kao diskontinuirana okosnica ili jezgra.

IV

Potpuno raspadnuta (engl. completely weathered )

CW

Cijeli materijal stijenske mase je dekompoziran i/ili raspadnut u tlo. Originalna struktura stijenske mase je još uvijek uglavnom intaktna.

V

Rezidualno tlo (engl. residual soil)

RS

Kompletna stijenska masa je pretvorena u tlo. Struktura i građa materijala stijenske mase su uništene. Postoji velika promjena u volumenu, ali tlo nije značajnije transportirano.

VI

Slika 11 Primjer trošenja i dekompozicije flišne stijenske mase izložene vodi i atmosferskim uvjetima: a) svježa stijenska masa, b) blago trošna stijenska masa, c) umjereno do jako trošna stijenska masa, d) raspadanje jako trošne stijenske mase pod laganim dodirom ruke (Dugonjić Jovančević, 2013)

28


Za razliku od elastičnosti, plastičnost(engl. plasticity) je svojstvo materijala da zadržava deformirani oblik nakon uklanjanja opterećenja koje ga je deformiralo. Švedski istraživač Atterberg, definirao je na osnovi dugotrajnih opažanja plastičnost sitnozrnastih materijala i granice između tih stanja (granica tečenja, granica plastičnosti i granica stezanja), slika 12.

Stanje Granica

Polučvrsto

Čvrsto ws

Plastično

Žitko wl

wp

w

IP wl - granica tečenja wp - granica plastičnosti ws - granica stezanja Slika 12 Atterbergove granice (Nonveiller, 1979)

Bubrenje (engl. swelling) se definira kao vremenski ovisno povećanje volumena prirodnog tla/stijene uzrokovano promjenom naprezanja, povećanjem sadržaja vode ili kombinacijom oba čimbenika. Pod bubrenjem u strogom smislu smatra se bubrenje minerala iz grupe smektita. Sklonost stijene bubrenju dokazuje se identifikacijskim pokusima kojima se istražuje potencijal bubrenja neke stijene.

29


3.3.

Rječnik pojmova

Bubrenje (engl. swelling)- vremenski ovisno povećanje volumena prirodnog tla/stijene uzrokovano promjenom naprezanja, povećanjem sadržaja vode ili njihovom kombinacijom. Čvrstoća (engl. strength)- maksimalno naprezanje koje materijal može podnijeti bez sloma za bilo koji tip opterećenja (ISRM, 1985). Čvrstoća je jedna od osnovnih informacija pri opisu stijena. Deformacija (engl. strain)- predstavlja odnos promjene duljine nekog elementa i njegove originalne duljine (Franklin and Dusseault, 1989). Deformacija (engl. deformation) se definira kao promjena oblika (ekspanzija, sažimanje (engl. contraction) ili neki drugi oblik distorzije (engl. distortion). Krutost (engl. stiffness)-otpor deformiranju. Plastičnost (engl. plasticity)- za razliku od elastičnosti, plastičnost je svojstvo materijala da zadržava deformirani oblik nakon uklanjanja opterećenja koje ga je deformiralo. Poroznost (engl. porosity) -predstavlja odnos volumena pora i ukupnog volumena tla ili stijena (ISRM, 1975). Sloj (engl. bed) -je geološko tijelo uglavnom jednolična sastava po cijeloj debljini, koje je od sedimenata u krovini i podini odvojeno diskontinuitetima, bilo zbog promjene granulometrijskog ili mineralnog sastava bilo orijentacijom ili načinom pakovanja sastojaka, bilo promjenom litološkog sastava ili otvorenim međuslojnim plohama. Sklop ili građa (engl. fabric) -pod pojmom sklopa podrazumijeva se određeni raspored i orijentacija zrna klastičnih sedimenata u prostoru (Tišljar, 1987). Stupanj saturacije (engl. saturation degree) - predstavlja odnos volumna vode i ukupnog volumena pora. Trajnost- (engl. durability)- određuje naizmjeničnim sušenjem i vlaženjem uzorka Trošnost (engl. weatherability)-mjera podložnosti stijene oslabljenju ili dezintegraciji za vrijeme trajanja inženjerskog objekta Tvrdoća(engl. stiffness)- otpornost materijala na udubljivanje i grebanje (ISRM, 1975); određuje se pokusom struganja. Vlažnost (engl. wetness)- odnos mase vode i mase krutih čestica.

30


Literatura Benac Č. (2013) Rječnik pojmova u primijenjenoj geologiji i geološkom inženjerstvu, Sveučilište u Rijeci, Građevinski fakultet, Ožanić N (ed.), ISBN: 978-953-6953-33-2, 19. Bray J. W. (1967)A study of jointed and fractured rock. Part I. Rock Mechanics and EngineeringGeology, 5–6(2–3), 117–136. Dugonjić Jovančević S. (2013) Procjena hazarda pojave klizanja u flišu, Disertacija,Sveučilište u Rijeci, Građevinski fakultet, p 200. Franklin J.A., Dusseault, M. B., (1991) Rock Engineering Applications, New York: McGraw-Hill Publising Company, pp. 49-110. Gamble J. C. (1971) Durability—Plasticity classification of shales and other argillaceous rocks, Ph.D. Thesis. University of Illinois, p. 159. Hoek E. and Brown E. T. (1980) Underground excavations in rocks. Institution of Mining and Metallurgy, London: Maney Publishing, p. 527. Hudson J.A. (1989) Rock Mechanics Principles in Engineering Practice, CIRIA, 72 p. ISO14689-1 (2003), (E).Geotechnical investigation and testing—Identification and classification of rock—Part 1: Identification and description, Geneva: International Organization for Standardization, pp. 1–16. ISRM (1975) Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english, french, germany). ISRM (1978) Quantitative description of discontinuities in rock masses, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciencies & Geomechanical Abstract, 15, 89-97. ISRM (1981) ISRM Suggested Methods, Rock characterization testing & monitoring, Brown ET (ed.), Pergamon Press Ltd, Oxford. ISRM (1985) Suggested method for determining point load strength, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciencies & Geomechanical Abstract, 2, 51-60. Nonveiller E. (1979) Mehanika tla i temeljenje građevina, Školska knjiga, Zagreb, p.780. Pollak D. (2007) Utjecaj trošenja karbonatnih stijenskih masa na njihova inženjerskogeološka svojstva, Disertacija, Rudarsko-geološko-naftni fakultet, Sveučilište u Zagrebu, p. 299.

31


Singh B., Goel R.K. (2011) Engineering rock mass classification, Butterworth-Heinemann, Elsevier, p. 365. Tišljar J. (1987) Petrologija sedimentnih stijena, Rudarsko geološko naftni fakultet Sveučilišta u Zagrebu, p. 242. Tišljar J. (1994) Sedimentne stijene, Školska knjiga, Zagreb, 422 stranica.

32


4 Diskontinuiteti 4.1.

Uvod

Stijenska masa je heterogena, anizotropna i diskontinuirana. Prisutnost diskontinuiteta u stijenskoj masi čini stijenu jedinstvenom s aspekta mehanike. Diskontinuitet označava svakiprekid u kontinuumu stijene koje nema nikakvu ili ima malu vlačnu čvrstoću. Procjena posmične čvrstoće stijenske mase na bilo kojoj ravnini potencijalnog smicanja ili duž najslabijeg diskontinuiteta, od esencijalne je važnosti za realnu procjenu stabilnosti nekog inženjerskog zahvata u stijenskoj masi. Osim Mohr Coulomb-ovog i Hoek Brown-ovog kriterija čvrstoće stijene postoji niz drugih, ali nijedan ne uzima u obzir raspucanost stijenske mase i prisutnost diskontinuiteta, pa će se posebna pozornost obratiti na čvrstoću diskontinuiteta. U inženjerstvu su diskontinuiteti jedan od najznačajnijih faktora u deformabilnosti, čvrstoći i propusnosti stijenske mase.

4.2.

Geometrijske karakteristike diskontinuiteta

Na slici 13. su shematski prikazane dvije ravnine u stijenskoj masi i pretpostavljena bušotina. Slika prikazuje osnovne geometrijske karakteristike stijenske mase: razmak i frekvenciju, orijentaciju, kontinuiranost, veličinu i oblik bloka, hrapavost, zijev, setove diskontinuiteta. Razmak (engl. spacing) je srednja udaljenost dva susjedna diskontinuiteta u jednom skupu(okomito naplohe diskontinuiteta). Frekvencija (engl. frequency) diskontinuiteta je broj pukotina po metru plohe promatranja. Pretpostavlja se da je diskontinuitet ravnina, a orijentacija diskontinuiteta označava njezin položaj u prostoru. Postojanost (engl. persistence) predstavlja duljinu diskontinuiteta na plohi promatranja (ploha iskopa ili plahaprirodnog izdanka stijenske mase) (ISRM, 1978). Diskontinuitet ima 100% postojanost ako se proteže preko cijele plohe promatranja. Hrapavost (engl. roughness) se može definirati prema standardnim dijagramima ili matematički. Zijev (engl. aperture) predstavlja okomiti razmak između susjednih zidova diskontinuiteta koji može biti ispunjen zrakom, vodom ili nekom vrstom ispune.

33

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Set diskontinuiteta sastoji se od diskontinuiteta sličnih fizikalnih i mehaničkih karakteristika koji su približno paralelni. Svi diskontinuiteti se u nekom području mogu grupirati u dva iliviše setova diskontinuiteta koji svi zajedno čine sustav diskontinuiteta.

Slika 13 Shematski prikaz primarnih geometrijskih karakteristika diskontinuiteta u stijenskoj masi (prema Hudson, 1989)

Razmak diskontinuiteta Prije mjerenja razmaka diskontinuiteta na terenu potrebno je utvrditi sustave diskontinuiteta i njihove orijentacije. Razmaci diskontinuiteta mogu se ustanoviti direktnim mjerenjem na izdancima ili izvedenim objektima, iz jezgre bušotine ili snimanjem stijenke bušotine, ali i indirektno preko ustanovljene korelacije broja pukotina i brzina širenja uzdužnih elastičnih valova. Mjerenje se obavlja za svaki sustav odvojeno, pri čemu bi sveukupna duljina mjerenog intervala morala biti deset puta veća od procijenjenog srednjeg razmaka diskontinuiteta pojedinog sustava (ISRM, 1978). Razmak diskontinuiteta u velikoj mjeri određuje veličinu bloka unutar stijenske mase. Nekoliko diskontinuiteta na malom razmaku može vodi do smanjenja kohezije stijenske mase, dok široko razmaknuti diskontinuiteti često vode do nastajanja ukliještenih blokova. Vrlo mali razmaci diskontinuiteta mogu dovesti do kružnog sloma stijenske mase (slika 4., poglavlje 2.) gdje orijentacije diskontinuiteta nemaju gotovo nikakvu ulogu.

34


Orijentacija diskontinuieteta Orijentacija (engl. orientation) diskontinuiteta predstavlja položaj diskontinuiteta u prostoru. (ISRM, 1978).Orijentacija diskontinuiteta izražava se sa tri veličine: pružanje (engl. strike), nagib (engl. dip) i pravac nagiba (engl. dip direction), slika 14, a njihova se orijentacija iskazuje pomoću dijagrama u stereografskoj projekciji. Da bi se u potpunosti definirala orijentacija diskontinuiteta nije potrebno izmjeriti sve tri veličine.Ako se izmjeri pružanje i nagib može se izračunati pravac nagiba. Ako se izmjere nagib i pravac nagiba moguće je izračunati pružanje (praktičnije za inženjersku praksu).

Slika 14Elementi orijentacije izraženi preko pružanja i nagiba (ISRM, 1978)

Slika 15Elementi orijentacije izraženi preko nagiba i pravca nagiba (ISRM, 1978)

35


Blokovi U inženjerskoj geologiji blok predstavlja monolitni, neodvojeni dio stijene, većih dimenzija. Premda je njegova definicija vrlo jednostavna, korištenje tog termina bez detaljnijeg opisa može dovesti do zabune jer se izraz „blok“ koristi prilikom opisivanja značajki stijenske mase, ali i tla. Djelovanjem različitih procesa (prirodnih ili antropogenih), blokovi koji su sastavni dijelovi stijenske mase, odvajanjem mogu prijeći u tlo (slika 16.). Pritom je bitno naglasiti da su za razmatranje blokova u sklopu tla bitne sasvim drugačije značajke u odnosu na blokove unutar stijenske mase (nije važna orijentacija i značajke diskontinuiteta već volumen i oblik bloka).

Slika 16. Shematski prikaz kosine u čvrstim stijenama s blokovima u stijenskoj masi koji odvajanjem od nje prelaze u tlo (Pollak, 2007).

Važno je utvrditi veličine blokova stijenske mase koja je relevantna za određeno područje. U tablici 5. dana je podjela veličine blokova, razlomljenosti stijenske mase i veličine čestica koje sačinjavaju tlo. Primjer blokovite stijenske mase dan je na slici 17.

Slika 17. Blokovita stijenska masa – debelo slojeviti gornjokredni vapnenac (Bisko, dionica Dugopolje - Bisko), Pollak, 2007.

36


Tablica 5. Klasifikacija volumena blokova u odnosu na volumen čestica tla (ako je odnos promjera čestica (Db) i volumena blokova (Vb) Vb = 0,58 Db3) (Palmstrom, 1995). Stijena

Tlo

Stupanj razlomljenosti

Veličina bloka

Volumen bloka (Vb)

Naziv tla

Dimenzije čestica

Približan volumen čestica

ekstremno

ekstremno mali

< 10 cm3

krupnozrnasti pijesak

0,6-2 mm

0,1-5 mm3

vrlo jako

vrlo mali

10-200 cm3

sitnozrnasti šljunak

2-6 mm

5-100 mm3

jako

mali

0,2-10 dm3

srednjezrnasti šljunak

6-20 mm

0,1-5 cm3

umjereno

srednji

10-200 dm3

krupnozrnasti šljunak

20-60 mm

5-100 cm3

slabo

veliki

0,2-10 m3

kršje

6-20 cm

0,1-5 dm3

vrlo slabo

vrlo veliki

10-200 m3

odlomci

20-60 cm

5-100 dm3

ekstremno slabo (masivno)

ekstremno veliki

> 200 m3

blokovi

>60 cm

< 0,1 m3

Prema mnogim autorima (ISRM, 1978; Barton and Bandis, 1990) čvrstoća stijenske mase, modul deformacije, čvrstoća smicanja, dilatacija, model sloma itd.mogu se povezati s veličinom bloka. Veličina bloka ovisna je o broju sustava diskontinuiteta, razmacima između diskontinuiteta i međusobnim kutovima koje zatvaraju, a može se odrediti na nekoliko načina (Palmström, 1995): 





Mjerenjima na terenu:  izravno mjerenje volumena blokova;  mjerenje razmaka ili frekvencije diskontinuiteta;  3-D gustoća diskontinuiteta (Jv);  2-D gustoća diskontinuiteta (broj diskontinuiteta na površini);  1-D gustoća diskontinuiteta (broj diskontinuiteta duž mjernog pravca). Mjerenjem na jezgri bušotine:  Rock Quality Designation (RQD);  1-D gustoća diskontinuiteta (broj ili duljina „svijeća“). Geofizička mjerenja:  gustoća diskontinuiteta se uglavnom određuje izbrzine elastičnih valova snimljene metodom seizmičke refrakcije.

Ako ne postoji mogućnost da se odredi veličina bloka na opisane načine, ona se može i procijeniti. Osobito kad stijenska masa nema izraženi sustav diskontinuiteta, nego su diskontinuiteti u njoj nepravilne orijentacije (nepravilna stijenska masa, kao na slici 19.),

37

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević procedura za mjerenje veličine bloka je dugotrajna i komplicirana, pa je veličinu blokova bolje odrediti vizualnom procjenom nego mjerenjima (Pollak, 2007).

Slika 18Nepravilna stijenska masa – masivni do debelo slojeviti neokomski vapnenac (Mala Kapela), Pollak, 2007.

Indeks veličine bloka (Ib) predstavlja prosjek dimenzija reprezentativnog bloka stijenske mase (ISRM, 1978). Određuje se mjerenjem dimenzija tipičnih blokova, s tim da se osim reprezentativnog određuju najveći i najmanji karakteristični blok, čime se dobiva uvid u raspon veličina blokova. U sedimentnim stijenama često nastaju pravilni kubični, tetraedralni ili prizmatski blokovi pa je Ib prema izrazu (ISRM, 1978): Ib 

S1  S 2  S3 3

[1]

gdje su: S1, S2 i S3 – prosječne dimenzije reprezentativnog bloka. Volumen bloka (Vb) koji je određen s tri sustava diskontinuiteta može se izračunati prema izrazu (Palmstrom, 1995):

Vb 

S1 * S 2 * S 3 sin  1 * sin  2 * sin  3

gdje su: S1, S2 i S3 – razmaci između diskontinuiteta pojedinog sustava; γ1, γ2, γ3, - prostorni kutovi između diskontinuiteta pojedinog sustava.

38

[2]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Razlomljenost ili veličina blokova može se izraziti preko volumetrijskog broja pukotina (Jv) koji je definiran kao mjera broja pukotina u jediničnom volumenu stijenske mase (Palmstrom, 1995):

Jv   (1 / Si ) 

1 1 1   .... S1 S 2 Sn

[3]

gdje je: S – razmak između diskontinuiteta pojedinog sustava. Za područje s puno diskontinuiteta izvan sustava (nasumičnih), preporučuje se korištenje izraza (Palmstrom, 1995):

Jv   (1 / Si )  Nr / 5

[4]

gdje je: Nr – broj nasumičnih diskontinuiteta u razmatranom području

Iz dobivenih vrijednosti proizlaze ocjene razlomljenosti stijenske mase prikazani u tablici 6. Tablica 6. Klasifikacija volumetrijskog broja pukotina (Palmstrom, 1982). Razlomljenost

Izraz za Jv

Jv

masivno

ekstremno nizak

< 0,3

vrlo slabo razlomljeno

vrlo nizak

0,3-1

slabo razlomljeno

nizak

1-3

umjereno razlomljeno

umjeren

3-10

jako razlomljeno

visok

10-30

vrlo jako razlomljeno

vrlo visok

30-100

zdrobljeno

ekstremno visok

> 100

Oblik blokova određen je brojem sustava diskontinuiteta, razlikom u razmaku pojedinih sustava i kutovima koje diskontinuiteti međusobno zatvaraju. Oblik blokova definira odnose duljina pojedinih bridova blokova, a sukladno tome postoji i njihova jednostavna podjela (tablica 7.).

39


Tablica 7. Definicija oblika blokova (Palmstrom, 1995). Odnosi duljina bridova

Oblik bloka

α2≤ 2 i α3< 2

ekvidimenzionalan

α2≤ 2 i α3> 2

izdužen

α2> ((α3 – 1)½ + 1)

pločast

2 < α2≤ ((α3 – 1)½ + 1)

izdužen i pločast

Točno definiranje oblika blokova omogućeno je faktorom oblika blokova (β) kroz izraz (Palmstrom, 1995):



( 2   2 *  3   3 )3 ( 2 *  3 )

[5]

gdje je: α2 = S2/S1, α3 = S3/S1, ako je: S3> S1 i S2> S1 – s tim da S označava duljine ploha blokova. Izraz 5. vrijedi samo ako blok definiraju tri para paralelnih ploha što je u prirodi vrlo rijetko. Osim toga, prirodne blokove često definira više od šest ploha, pa je zbog jednostavnosti uveden izraz koji sadrži dimenzije najduže i najkraće plohe (Palmstrom, 1995):

  20  7 *

S3  20  7 *  3 S1

Time se olakšava upotreba faktora oblika blokova koji je klasificiran prema tablici 8. Tablica 8. Klasifikacija faktora oblika blokova (β) (Palmstrom, 1995). Faktor oblika blokova - β 27-32

ekvidimenzionalan

32-50

neznatno (izdužen ili pločast)

50-100

umjereno (izdužen ili pločast)

100-500

jako (izdužen ili pločast)

> 500

40

Izraz (i oblik bloka)

ekstremno (izdužen ili pločast)

[6]


Tablica 9 Termini za opis glavne strukture stijenske mase i oblika blokova (ISO 14689-1, Palmstrom, 2005)

Oblici blokova su uglavnom slični oblicima osnovnih geometrijskih tijela. Osim odnosa duljine ploha oblik blokova definiraju i kutovi koje zatvaraju njegove plohe (koji nisu definirani u β), pa se dodatno dijele na (Palmstrom, 2005), kao što je prikazano i opisano i u tablici 9.:  

41

ortogonalne ili prizmatske blokove; romboedarske blokove;

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 

nepravilne blokove (koji su definirani s više od tri sustava pukotina).

4.3.

Hrapavost diskontinuiteta

Hrapavost diskontinuiteta je samo jedan od parametara koji se u inženjerskoj geologiji prikuplja u svrhu klasificiranja ili definiranja svojstava stijenske mase. Na izdancima, usjecima i čelu tunela hrapavosti diskontinuiteta se može razmatrati u raznim veličinskim mjerilima, dok se na jezgrama bušotina obično može promatrati samo hrapavost u centimetarskom mjerilu slika 19.

Slika 19. Hrapavost diskontinuiteta se često definira preko valovitosti i neravnina koje se razmatraju u raznim veličinskim mjerilima (Pollak, 2007).

Prema preporukama ISRM-a decimetarsko i metarsko mjerilo promatranja je obično vezano na definiranje valovitosti, dok se u centimetarskom području razmatranja definiraju neravnine (slika 20.). Duljina svakog tipičnog profila na ovoj slici je između 1 i 10 m, a vertikalno i horizontalno mjerilo je isto. Spomenuti karakteristični profili hrapavosti koriste se u Qi RMi klasifikacijama. Geomehanička ili RMR klasifikacija (Bieniawski, 1984) sadrži drugačiju podjelu hrapavosti u kojoj se diskontinuiteti promatraju u metarskom mjerilu, a hrapavost je podijeljena na pet skupina (tablica 10.).Gotovo ista podjela hrapavosti koristi se i u GSI sustavu.

42


Slika 20. Tipični profili hrapavosti u metarskom veličinskom području (ISRM, 1978).

Tablica 10. Podjela hrapavosti s pripadajućim opisima (Bieniawski, 1984). Hrapavost

Opis

vrlo hrapavo

na površini diskontinuiteta su prisutne gotovo okomite stepenice i bridovi

hrapavo

nekoliko bridova i blažih stepenica, neravnine su jasno izražene, površina diskontinuiteta je na opip vrlo hrapava

neznatno hrapavo

vidljive su i opipljive manje neravnine na površini diskontinuiteta

glatko

površina diskontinuiteta je na izgled i opip glatka

sklisko

vidljivi su tragovi poliranja plohe

43

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Barton, Lien i Lunde (1974) su vjerojatno po prvi puta u Q klasifikaciji uzeli u obzir hrapavost diskontinuiteta- Jr (engl. joint roughness) i promjene diskontinuiteta- Ja (engl. joint alteration), kako bi uzeli u obzir obloženost diskontinuiteta glinom. Pomoću laboratorijski proizvedenih diskontinuiteta Barton (1973) je razvio 10 karakterističnih profila hrapavosti, kojima je dodijelio koeficijente hrapavosti- JRC (engl. joint wall roughness coefficient). Kasnije su Barton i Choubey (1977) definirali i parametar tlačne čvrstoće stijenke diskontinuiteta- JCS (engl. Joint wall compressive strength) i predložili empirijsku korelaciju za posmičnu čvrstoću diskontinuiteta. Koeficijenti hrapavosti rastu s porastom neravnina na promatranom diskontinuitetu i mogu se kretati u rasponu od 0-20 (slika 21.). Ovi karakteristični profili hrapavosti su prihvaćeni i u okviru preporuka za kvantitativni opis diskontinuiteta u stijenskim masama (ISRM, 1978).

Slika 21. Karakteristični profili i koeficijenti hrapavosti (JRC) u 10 cm veličinskom području (Barton and Choubey, 1977).

44

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Hrapavost se na terenu može izmjeriti:  

mjerenjem kutova nagiba na kružnoj ploči različitih promjera (ISRM, 1978); mjerenjem amplitude hrapavosti na iscrtanom profilu hrapavosti (Barton and Bandis, 1990); mjerenjem amplitude hrapavosti pomoću štapa duljine 90 cm (Piteau, 1970); fotogrametrijskim mjerenjima (ISRM, 1978); indirektno, računanjem kutova hrapavosti (i) iz iscrtanog profila hrapavosti (Turk and Dearman, 1985); indirektno, smicanjem duž diskontinuiteta u laboratoriju ili na terenu i metodom procjene maksimalnog otpora na smicanje iz profila hrapavosti (ISRM, 1978).

   

Spomenuti postupci su relativno zahtjevni i dugotrajni, pa inženjeri hrapavost diskontinuiteta češće procjenjuju, u skladu s navedenim podjelama. S obzirom da se u nastoji izbjeći subjektivna procjena hrapavost diskontinuiteta odnosno njezin indeks JRC, semože točno odrediti preko izraza (Xie, 1993):

JRC  85.2671 ( D  1)0,5679

[7]

gdje je: D – dimenzija fraktala.

4.4.

Zijev i širina diskontinuiteta

Zijev diskontinuiteta (engl. aperture) je razmak između stjenki otvorenog diskontinuiteta ukoliko otvoreni dio diskontinuiteta predstavlja prazan prostor ili prostor ispunjen vodom. Zijev treba razlikovati od širine diskontinuiteta koja je definirana udaljenošću stjenki diskontinuiteta, bez obzira sadrži li diskontinuitet ispunu ili ne (slika 22.), Pollak (2007).

Slika 22. Definicije zijeva, širine i debljine ispune diskontinuiteta (Pollak, 2007)

45

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Širine diskontinuiteta su u dubljim zonama karbonatnih stijena uglavnom milimetarskih i manjih dimenzija ili su diskontinuiteti zatvoreni. Različiti geološki procesi mogu dovesti do nastanka diskontinuiteta čija širina prelazi i nekoliko desetaka centimetara, posebno u površinskoj zoni u kojoj je takva pojava vrlo česta (Pollak, 2007). Zijev diskontinuiteta utječe na mjeru u kojoj dolazi do kontakta dvaju blokova, ali i na količinu vode koja može cirkulirati diskontinuitetom (Bieniawski, 1989). Ukoliko prilikom smicanja ne dolazi do kontakta stijenki dvaju blokova, čvrstoću smicanja određuju materijal ispune i njegova svojstva. Zbog toga smanjenjem zijeva diskontinuiteta dolazi do kontakta neravnina, a u tom slučaju na posmičnu čvrstoću diskontinuiteta utječu ispuna i kvaliteta stjenke diskontinuiteta (Pollak, 2007). Procesi trošenja, koji su najintenzivniji upravo na površini i odvijaju se duž stjenki diskontinuiteta, često znatno povećavaju vrijednosti širine diskontinuiteta. Zbog toga je preporučljivo utvrđivati širinu i zijev diskontinuiteta na duljini većoj od dimenzije jediničnog bloka, i to u smjeru njegovog nagiba.Mora se uzeti u obzir da miniranjem može doći do proširenja nekih diskontinuiteta. Širina i zijev diskontinuiteta mogu se odrediti i na stijenkama bušotine korištenjem specijalne kamere.Blok većih dimenzija moguće je piljenjem odvojiti od stijenske mase i ugraditi markere za točno pozicioniranje blokova s obje strane diskontinuiteta, pri čemu se širina diskontinuiteta određuje korištenjem tekućeg silikona u laboratoriju (Serge, 2005). Takva se mjerenja uglavnom koriste prilikom preciznog laboratorijskog utvrđivanja parametara koji utječu na posmičnu čvrstoću diskontinuiteta. Indirektno utvrđivanje značajki diskontinuiteta, a time i njihovog zijeva može se provesti geofizičkim istraživanjima, i to geofizičkim profiliranjem, sondiranjem ili provođenjem istraživanja u bušotini. Ispitivanja hidrauličke provodljivosti „in situ“ također mogu biti vrlo dobar relativan pokazatelj zijeva diskontinuiteta. Tablica 11. Terminologija za opis zijeva diskontinuiteta (ISRM, 1978).

46

Zijev /mm

Opis zijeva

<0,1

vrlo stisnut

0,1-0,25

stisnut

0,25-0,5

djelomično uzak

0,5-2,5

uzak

2,5-10

srednje širok

>10

širok

10-100

vrlo širok

100-1000

ekstremno širok

>1000

kavernozni

Diskontinuitet

zatvoren

poluotvoren

otvoren

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Podjela dimenzija zijeva diskontinuiteta premaISRM-a (1978)i prema Bieniawskom (1989) prikazana je u tablicama 11. i 12. Tablica 12. Podjela dimenzija zijeva diskontinuiteta (Bieniawski, 1989). Zijev (mm) zatvoren <0,1 0,1-1 1-5 >5

4.5.

Ispuna diskontinuiteta

Ispuna diskontinuiteta je materijal sekundarnog podrijetla koji se razlikuje od osnovne stijene i ispunjava diskontinuitet. Za razliku od sedimentološke definicije, ispunom se u inženjerskoj geologiji obično smatra materijal koji ispunjava diskontinuitet, a različit je od osnovne stijene, bez obzira na podrijetlo. Trebalo bi zasebno opisivati ispune svakog od izdvojenih sustava diskontinuiteta. Ispunjenost diskontinuiteta je izuzetno značajna za definiranje posmične čvrstoće i deformabilnosti. Za neispunjene diskontinuitete hrapavost i tlačna čvrstoća su značajni parametri, dok su za ispunjene diskontinuitete fizičke i mineraloške značajke ispune od ključne važnosti. Prilikom definiranja značajki ispune prikupljaju se: debljina, mineralni sastav, veličina zrna, čvrstoća, stanje konzistencije, smicanje, vlažnost i propusnost. Debljina ispune utvrđuje se izravnim mjerenjima ili procjenama za svaki sustav diskontinuiteta posebno, a bitno je ustanoviti njenu minimalnu, maksimalnu i najučestaliju vrijednost. Prema Bieniawskom (1989), debljine ispune svrstavaju se u tri kategorije (bez ispune, <5mm i >5 mm). Ispitivanjima je dokazana veza rezidualne posmične čvrstoće i mineralnog sastava materijala(Kenney, 1967). Također je ustanovljeno da je utjecaj mineralnog sastava na rezidualnu posmičnu čvrstoću značajniji od veličine zrna ili plastičnosti materijala. Prilikom inženjerskogeoloških istraživanja točan mineralni sastav ispune se rijetko ispituje, pa se on okvirno utvrđuje makroskopskim zapažanjima i terenskim testovima. Diskontinuitete karbonatnih stijena najčešće ispunjavaju: glina, kalcit, dolomit i limonit, i bitumen kao naknadna ispuna. Prilikom određivanja ispune preporučuje se korištenje navedenih termina, ili njihove kombinacije tako da se na drugom mjestu nalazi prevladavajuća komponenta (glinoviti kalcit, gl. kal.). Ukoliko diskontinuitet ispunjava mješavina, potrebno je opisati sastav i značajke svake od komponenti zasebno.Također je preporučljivo navođenje veličine fragmenata koji se mogu naći u diskontinuitetima karbonatnih stijena, ali i njihovu zaobljenost, izduženost, slaganje i slično. Ukoliko je diskontinuitet ispunjen mješavinom, npr. gline (60%),

47

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević kršja (30 %) i odlomaka (10%) vapnenca potrebno je navesti njihov sastav redoslijedom koji odgovara njihovim volumnim udjelima (Pollak, 2007). Čvrstoća ispune utvrđuje se standardnom terenskom procjenom prstima, džepnim nožićem ili geološkim čekićem (tablica 1., ISRM, 1978., poglavlje 3.).Ako tlo veće debljine ispunjava diskontinuitet preporučuju se ispitivanja džepnim penetrometrom. Čvrstoću ispune također je moguće ispitivati Schmidt-ovim čekićem. Na svojstva ispune utječu dodatni ili opetovani procesi trošenja ili dijageneze koji mogu utjecati na kvalitetu ispune. Ipak, smatra se da nije potrebno ustanoviti trošnost ispune, jer se njene slabije mehaničke značajke mogu utvrditi iz svih prethodno navedenih značajki. Stupanj konsolidacije glinovitih ispuna također u velikoj mjeri utječe na njene geomehaničke značajke. Prema osnovnoj podjeli trebalo bi razlikovati glinovite proslojke koji su često prekonsolidirani, za razliku od glinovitih ispuna nastalih procesima trošenja, koje se općenito smatraju nekonsolidiranima (slika 23.).

Slika 23. Podjela u kojoj se razmatra kretanje duž diskontinuiteta, ali i konsolidiranost ispune (Barton, 1974).

O geomehaničkim značajkama diskontinuiteta bit će riječi u slijedećem poglavlju.

4.6.

Vlažnost i propusnost diskontinuiteta

Vlažnost diskontinuiteta se općenito procjenjuje prema predloženoj podjeli ISRM-a (tablica 13.).

48

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 13. Procjene vlažnosti i propusnosti diskontinuiteta (ISRM, 1978). Oznaka

Opis

W1

ispuna je jako konsolidirana i suha; značajan tok nije vjerojatan zbog vrlo niske propusnosti

W2

ispuna je vlažna, ali nema slobodne vode

W3

ispuna je mokra;povremeno kapanje vode

W4

ispuna ukazuje na ispiranje; kontinuirani tok vode (procijeniti protok)

W5

ispuna je lokalno isprana, tok vode po kanalima (procijeniti protok i pritisak, tj. nizak, srednji, visok)

W6

ispuna je isprana u potpunosti, vrlo visok pritisak vode, osobito pri prvom otvaranju (procijeniti protok i opisati pritisak, tj. nizak, srednji, visok).

Propusnost diskontinuiteta ovisi o otvorenosti (zijevu) i vrsti ispune. Zijev diskontinuiteta je uvjetovan stanjem naprezanja u stijenskoj masi, čime i propusnost ovisi o in-situ naprezanjima. Vrijednost koeficijenta propusnosti u glatkom, čistom diskontinuitetu dana je kao:

k  a 2 g / 12

[8]

Ili kao:

k  a 2 w / 12 gdje je: k- koeficijent propusnosti [cm/s] g- akceleracija sile teže a- širina zijeva w- zapreminska težina vode - koeficijent kinematičke viskoznosti vode (0.0101 cm2s-1 pri 20°) - koeficijent dinamičke viskoznosti vode (0.01005 gs-1 cm-1 pri 20°)

49

[9]


4.7.

Slojevitost

Do nastajanja slojevitosti može doći raznim promjenama uvjeta sedimentacije (fizičkih, kemijskih, bioloških ili dijagenetskih) (Collinson and Thompson, 1989). Slojevitost je pojava manje ili više jasna izdvajanja pojedinih teksturno-strukturno, granulometrijski ili litološki jedinstvenih slojeva ili članova u sedimentnim stijenama (Tišljar, 2004). Sloj je geološko tijelo uglavnom jednoličnog sastava i jednoličnih ili genetski sličnih unutarnjih teksturno-strukturnih značajki po cijeloj svojoj debljini (Tišljar, 2004). Od stijena u krovini i podini sloj je često odvojen diskontinuitetom. Određivanje debljine slojeva može predstavljati veliki problem tijekom inženjerskogeoloških istraživanja. Debljina sloja bočno nije uvijek jednaka, nego može varirati u širokom rasponu (Tišljar, 2004).Određivanje debljine slojeva u sredinama s vrlo malo izdanaka,koji ponekad imaju i male dimenzije, postojanje slojevitosti koja nije predstavljena diskontinuitetima u mehaničkom smislu i jako okršeni diskontinuiteti velike širine, mogu predstavljati probleme u određivanju debljine slojeva. Primjeri neslojevite stijenske mase i stijenske mase s dobro izraženom slojevitosti prikazani su na slici 16.

Slika 24. Stijenska masa: lijevo neslojevita „Jelar“ breča (Tulove grede, Velebit, Hrvatska), desnoizuzetno dobro slojeviti „mrljasti vapnenac“ (dionica Senj - Žuta Lokva), Pollak, 2007.

50


4.8.

Riječnik pojmova

Diskontinuitet (engl. discontinuity)-opći naziv za bilo koji mehanički prekid u stijenskoj masi koji ima malu ili nikakvu vlačnu čvrstoću. To je kolektivni termin za većinu tipova pukotina, ploha slojevitosti, ploha škriljavosti te oslabljenih zona i rasjeda. (ISRM, 1978). Orijentacija (engl. orientation)-Položaj diskontinuiteta u prostoru. (ISRM, 1978). Izražava se prižanjem (engl. strike), nagibom (engl. dip) i pravcem nagiba (engl. dip direction). Prslina (engl. fissure)-zatvorena, prostim okom teško vidljiva pukotina. Pukotina (engl. joint)-Diskontinuitet na kojem nisu vidljivi tragovi pomicanja. Pukotine mogu biti otvorene,zatvorene i zaliječene. Ovisno o genezi mogu biti pukotine slojevitosti, folijacije, klivaža i slično(ISRM, 1978). Rasjed (engl. fault)-Ploha loma ili zona loma uzduž koje je dolazilo do vidljivog pomaka. Zidovidiskontinuiteta su često polirani, primjećuju se strije, što je posljedica posmičnih pomaka. Često jestijena u zidovima rasjeda alterirana što za posljedicu ima stvaranje ispune diskontinuiteta u oblikubreče ili druge ispune. Širina rasjeda varira od nekoliko milimetara do nekoliko stotina metara(ISRM, 1978). Sloj (engl. bed) je geološko tijelo uglavnom jednolična sastava po cijeloj debljini, koje je od sedimenata ukrovini i podini odvojeno diskontinuitetima, bilo zbog promjene granulometrijskog ili mineralnogsastava bilo orijentacijom ili načinom pakovanja sastojaka, bilo promjenom litološkog sastavailiotvorenim međuslojnim plohama. Slojevitost (engl. bedding)- slojevitost je jedna od prvih karakteristika koje zapažamo na terenu kao osnovnu odliku sedimentnihstijena, tj. pojavu više manje jasna izdvajanja pojedinih strukturno, granulometrijski, teksturno ililitološki jedinstvenih članova u sedimentnim stijenama. Osnovna jedinica vanjskeslojevitosti je sloj.

51


Literatura Barton N. (1973) Rewiew of a new shear-strength criterion for rock joints, Engineering Geology 7, 278-332. Barton N. (1974) A review of the shear strength of filled discontinuities in rock, Norwegian geotechnical institute 105, 1-38. Barton N., Choubey V. (1977) The Shear Strength of Rock Joints in Theory and Practice, Rock Mechanics, 10, 1/2, 1-54. Barton N., Bandis S. (1990) Review of predictive capabilities of JRC-JCS model in engineering practise, Proc. Int. Conf. Rock Joints, Balkema Publ., Rotterdam, 603-610. Bieniawski Z.T. (1984) Rock mechanics design in mining and tunneling, A.A. Balkema, Rotterdam/Boston, p. 135. Bieniawski Z.T. (1989) Engineering rock mass classifications, John Wiley & Sons, p.251. Collinson J. D.,Thompson D. B. (1989) Sedimentary structures, Unwin Hyman, Boston-SydneyWellington, p. 185. ISO 14689-1 (2003)(E). Geotechnical investigation and testing—Identification and classification of rock—Part 1: Identification and description (pp. 1–16). Geneva, Switzerland: InternationalOrganization for Standardization. ISRM; Commission on standardization of laboratory and field tests (1978) Suggested methods for the quantitative description of discontinuities in rock masses, International Journal of Rock Mechanics and Mining Science & Geomechanics Abstracts, 15, 319-368. Kenney T.C. (1967) The influence of mineral composition on the residual strength of natural soils, Geotechnical Conference on Shear Strength Properties of Natural Soils and Rocks. Oslo 1967 Proceedings, Vol. 1, 123-129. Kostakis K., Harrison J.P., Heath S.M. (2003) Silicone rubber castings for aperture measurement of rock fractures, International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences 40, 939–945. Palmstrom A. (1995) RMi – a rock mass characterization system for rock engineering purposes,PhD. thesis; Department of Geology, Faculty of Mathematics and Natural Sciences, University of Oslo, Oslo.

52

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Palmstrom A. (2005) Measurements of and correlations between block size and rock quality designation (RQD), Tunnelling and Underground Space Technology, 20, 362–377. Piteau D.R. (1970) Geological factors significant to the stability of slopes cut in rock, Proc. Symp. on Planning Open Pit Mines, Johannesburg, South Africa, 33-53. Pollak D. (2007) Utjecaj trošenja karbonatnih stijenskih masa na njihova inženjerskogeološka svojstva, Disertacija, Rudarsko-geološko-naftni fakultet, Sveučilište u Zagrebu, p. 299. Serge L. (2005) Optical and acoustic borehole imagery for precise structural dana, International Symposium, Geology and linear infrastructures, Geoline 2005 – Lyon, France – 23rd - 25th, May/Mai. Tišljar J. (2004) Sedimentologija klastičnih i silicijskih taložina, Institut za geološka istraživanja – Zagreb, p. 426. Turk N., Dearman W.R. (1985) Investigation of some rock joint properties: roughness angle determination and joint closure, Proc. Int. Symp. on Fundamentals of Rock Joints, Bjorhliden, 197-204. Xie H. (1993) Fractals in Rock Mechanics, A.A. Balkema, Rotterdam, p.445.

53


5 Tok podzemne vode u stijenskoj masi 5.1.

Uvodno o tečenju u stijenskoj masi

Voda je često prisutna u geološkom mediju Zemljine kore. Podzemna voda se može definirati kao količina stacionarne vode ili vode koja teče kroz površinu Zemlje, a njezina prisutnost ukazuje na postojanje pornih pritisaka i sila procjeđivanja. Podzemne vode se mogu podijeliti s obzirom na različite značajke (temperaturu, kemijski sastav, karakter kretanja, podrijetlo itd.). Tečenje podzemne vode pokreću različite sile, a najvažnije su gravitacija i sile pritiska. U propusnim stijenskim masama može se ustanoviti nivo podzemne vode (engl. groundwater level ili water table) ispod kojeg su sve pore i/ili diskontinuiteti ispunjeni s vodom. Oblik linije podzemne vode se uobičajeno prilagođava topografiji i može u određenim dijelovima doseći površinu terena zbog promjena u litologiji i topografiji ili geološkim obilježjima (kao što su rasjedi). Do promjena u razini podzemne vode može doći uslijed jake ili dugotrajne kiše, odnosno sušnih perioda. Ovisno o kvaliteti infiltrirane vode, koeficijentu propusnosti i dubini podzemne vode, obično se mali dio oborina infiltrira u teren, od čega samo dio ili ništa dođe do linije podzemne vode.Oborina u području sliva predstavlja najveći izvor podzemne vode, tako da oscilacija razine podzemne vode uvelike ovisi o karakteru oborina (slika 25.). Dodatni izvori prihranjivanja podzemne vode mogu biti rijeke, mora i li neki drugi vodni rezervoari.

Slika 25 Promjena razine podzemne vode uslijed oborina: obilno prihranjivanje (lijevo); Promjenjivo prihranjivanje (sredina) i gotovo bez prihranjivanja (desno)(prema Davis and de Wiest ,1966)

U mehanici tla voda ima ključnu ulogu u ponašanju tla. Ovisno o sadržaju vode, tlo se može naći u različitim stanjima konzistencije. Ako se voda nalazi u svim porama kažemo da je tlo zasićeno (saturirano), a ako je dio pora ispunjen zrakom, kažemo da je tlo nezasićeno (nesaturirano). Sukladno principu efektivnih naprezanja, porna voda kontrolira čvrstoću tla u

54

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević nedreniranom stanju. U nekim uvjetima (potres) neka tla mogu u potpunosti izgubiti čvrstoću što dovodi do likvefakcije tla. U mehanici stijena je puno teže u proračun uvesti tok vode nego u mehanici tla. U ispitivanju stijenskih pokosa pogrešno je zaključiti da voda nije prisutna ako nije vidljivo procjeđivanje na licu pokosa. Stijene su opisane kao propusne ili nepropusne ovisno o tome da li mogu prenositi vodu brzinom koja je značajna za inženjerske zahvate. To ovisi o poroznosti i kako su pore međusobno povezane. Propusnost se može definirati kao kapacitet tečenja vode kroz pore i prostore stijene, a predstavlja se koeficijentom propusnosti koji je izražen u jedinicama brzine. U stijenama poroznost varira od 1m/dan do 1m/godinu. Tipične vrijednosti jedinične težine i poroznosti nekih stijena prikazane su u tablici 14. Propusnost intaktne stijene je nepravilna. Poroznost kroz međusobno povezane pore i mikropukotine u stijeni naziva se primarna poroznost. Tablica 14 Tipične vrijednosti jedinične težine i propusnosti nekih stijena (Gonzales de Vallejo and Ferrer, 2011) Stijena Andezit Amfibolit Bazalt Kreda Ugljen Dijabaz Diorit Dolomit Gabro Gnajs Granit Tvrdi pješčenjak (Greywacke) Gips Vapnenac Mramor Muljnjak Kvarcit Riolit Kamena sol Pješčenjak Škriljavac Škriljac Sedra

Zapreminska težina [kN/m3] 22-23.5 29-30 27-29 17-23 10-20 29 27-28.5 25-26 30-31 27-30 26-27 28 23 23-26 26-28 22-26 26-27 24-26 21-22 23-26 25-28 25-27 19-23

Poroznost (%) 10-15 0.1-2 30 10 0.1 0.5-10 0.1-0.2 0.5-1-5 0.5-1.5 (0.9) 3 5 5-20 (11) 0.3-2 (0.6) 2-15 0.1-0.5 4-6 5 5-25 (16) 3 0.1-1 14-40

Osim u porama stijene, voda se u stijenskoj masi javlja i u diskontinuitetima. Kako je poroznost intaktne stijene zanemarivo mala, tečenje vode u stijenskoj masi, u najvećoj je mjeri povezano s tečenjem kroz diskontinuitete. Tečenje vode kroz stijensku masu je zbog toga u funkciji diskontinuiteta, njihove povezanosti i zijeva (geostatička naprezanja rastu s dubinom, pa na nekoj dubini teoretski diskontinuiteti ne postoje tj. zatvoreni su, pa poroznost odgovara primarnoj poroznosti). Poroznost stijenske mase kroz diskontinuitete naziva se sekundarna poroznost. Klasična hipoteza tečenja podzemne vode u analizama stijenske mase uključuje

55

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević dvije pretpostavke: 1. tečenje se odvija samo kroz diskontinuietete (propusnost intaktne stijene je zanemariva); 2. tečenje je laminarno (turbolentno tečenje je moguće samo u slučaju neuobičajene veličine zijeva i iznad prosječne veličine hidrauličkih gradijenata). Tečenje kroz pore intaktne stijene bitno je kod ležišta nafte i plina i kod podzemnih skladišta nuklearnog otpada. U prvom slučaju pore su osnovni nosilac nafte jer se na velikim dubinama u naftonosnim stijenama rijetko pojavljuju otvoreni diskontinuiteti, koji mogu biti akumulatori nafte. Kod skladišta nuklearnog otpada, s obzirom na njegovu dugotrajnost (to je prvi inženjerski objekt od koga se zahtjeva trajnost mjerena geološkim vremenom), tečenje kroz pore je bitno jer voda može transportirati radionukleide. Voda također može biti agresivna na inženjerske materijale (beton, čelik i sl.). Primarna i sekundarna poroznost nekih stijena prikazana je na slici 26.

Slika 26 Primarna i sekundarna propusnost za stijene i stijenske mase (prema Isherwood, 1979)

Propusnost intaktne stijene se određuje u laboratoriju, a propusnost diskontinuiteta in-situ (u bušotinama). Vrlo je važan utjecaj veličine uzorka na kojem se određuje poroznost (slika 27.). Na dijagramu su lijevo shematski prikazani uzorci stijenske mase sa mrežom postojećih diskontinuiteta, a desno mreža diskontinuiteta kroz koje je moguće tečenje. U najmanjem uzorku vidimo da voda može teći samo od vrha prema dnu uzorka. Idući prema većem uzorku može se vidjeti da se propusnost stabilizira kako se broj diskontinuiteta u uzorku povećava. Drugim riječima može se reći da mali uzorak može dati metočnu propusnost, a s povećanjem volumena uzorka mjerene vrijednosti postaju reprezentativne. Reprezentativne veličina

56

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević uzorka (engl. representative elemental volume) predstavlja volumen uzorka kod kojeg poroznost može oscilirati samo uslijed nehomogenosti diskontinuiteta (slika 28.)

Slika 27 Utjecaj veličine uzorka na poroznost (Long, 1983)

Slika 28 Reprezentativna veličina uzorka u odnosu na poroznost (Hudson and Harrison, 1997)

57


5.2.

Tečenje u stijenskoj masi

Tečenje kroz intaktnu stijenu se može analizirati kao procjeđivanje (zatvorenog ili otvorenog tipa) kroz poroznu homogenu sredinu. Propusnost je tenzor drugog reda, ima svoju veličinu, smjer i referentnu ravninu (analogno tenzoru naprezanja i deformacija), ali se u inženjerskoj praksi propusnost gotovo uvijek uzima kao skalar. Formulacija procjeđivanja zasniva se na Darcy-evom zakonu koji kaže da je brzina toka proporcionalna hidrauličkom gradijentu (i) u smjeru tečenja. Proporcionalnost se zamjenjuje konstantom koeficijenta propusnosti/hidrauličke konduktivnosti (k), pa se Darcy-ev zakon tečenja u trodimenzinalnom prostoru definiranom sa x, y i z osima, može izraziti kao:

u  k x

   , v  ky , w  k z x y z

[10]

Gdje su u, v i w komponente brzine procjeđivanja, kx, ky i kz koeficijenti propusnosti u različitim smjerovima, a φ hidraulički potencijal koji se može izraziti kao suma piezometarske (visina vodenog stupca iznad točke) i geometrijske visine točke (slika 30):

 ( x, y, z ) 

p( x, y, z )

w

 z ( x, y, z )

[11]

gdje je: p- porni pritisak u točki γw- zapreminska težina vode z- geodetska visina točke (slika 27.) Darcy-ev zakon tečenja vrijedi samo za vrlo sporo tečenje (engl. creeping flow) s vrlo malim Reynoldsovim brojem. Na slici 29. prikazane su tipične sheme distribucije pornih pritisaka u stijenskoj masi. Prvi slučaj odnosi se na jako raspucanu stijensku masu tako da je omogućen tok vode i postoji otvoreno vodno lice koje se može izmjeriti pijezometrom. Druga slika prikazuje jako raspucanu stijensku masu, kao i u prvom slučaju, ali je uz to na kruni klizišta prisutna i vertikalna vlačna pukotina, potpuno ispunjena vodom. Treći slučaj prikazuje stijensku masu koja je obično drenirana a voda teče samo kroz diskontinuitete prilikom većih oborina. Četvrti slučaj je također drenirana stijenska masa, ali je u nožici priključena na dotok vode (npr. prisutnost leda).

58


(1)

(2)

(3)

(4)

Slika 29 Shematski prikaz distribucije pornih pritisaka u analizi stabilnosti pokosa (prema Giani, 1992)

a)

b) Slika 30 Strujna mreža tečenja kroz stijensku masu: a) homogena sredina; b) uslojena stijenska masa(Wyllie and Mah, 2004)

59

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tečenje podzemne vode može se opisati strujnom mrežom koju čine dvije familije krivulja: strujnice i ekvipotencijale. Na slici 30. su prikazani primjeri strujne mreže kroz homogenu i uslojenu stijensku masu. Strujnice opisuju smjer tečenja vode dok ekvipotencijale spaju točke iste vrijednosti potencijala.

5.3.

Utjecaj vode na svojstva stijenske mase

Prisutnost vode u stijenskoj masi stvara hidrostatski pritisak i utječe na mehaničko ponašanje stijenske mase i odgovor stijene na primijenjenu silu. Općenito prisutnost vode u stijenskoj masi pogoršava uvjete stabilnosti. Najvažniji utjecaji vode su slijedeći (Gonzales de Vallejo and Ferrer, 2011; Wyllie and Mah, 2004):      

Prenosi porni pritisak čime se smanjuje čvrstoća intaktne stijene Ispunjava diskontinuitete i time na sličan način smanjuje čvrstoću ukupne stijenske mase Uzrokuje fizičke i kemijske promjene koje uzrokuju slabljenje intaktne stijene i stijenske mase (proces trošenja) Djeluje kao erozivni medij (u glinama i mekim materijalima) transportiranjem finih čestica Uzrokuje kemijske reakcije koje mijenjaju sastav stijene U mekim (glinovitim i glinovito-pjeskovitim) stijenama porna voda djeluje na smanjenje parametara čvrstoće (kohezije i kuta trenja)

Prisutnost vode u stijenskoj masi smanjuje njezinu čvrstoću i ugrožava stabilnost. Promjene u vlažnosti nekih stijene (posebice škriljaca) može uzrokovati ubrzano trošenje i smanjenje čvrstoće. Smrzavanje podzemne vode u pukotinama može uzrokovati probleme zbog povećanja volumena leda, a smrzavanje površinske vode na padinama može blokirati drenažne puteve i povećati porne pritiske u kosini što opet vodi do smanjenja stabilnosti (Wyllie and Mah, 2004).

5.4.

Riječnik pojmova

Hidraulički gradijent (engl. hydraulic gradient) vektorski gradijent pada između dvije pijezometarske visine.

60

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Hidraulički potencijal (engl. hydraulic potential) se može izraziti kao suma piezometarske i geometrijske visine točke od neke referentne ravnine. Laminarno tečenje (engl. laminar flow) tečenje u paralelnim slojevima koji se ne miješaju. Pijezometarska visina (engl. hydraulic head) veličina pritiska vode iznad geodetske (geometrijske) visine točke u odnosu na neku referentnu ravninu. Porni pritisak (engl. pore water pressure)- pritisak vode u porama Propusnost(engl. porosity)se može definirati kao kapacitet tečenja vode kroz pore i prostore stijene, a predstavlja se koeficijentom propusnosti koji je izražen u jedinicama brzine. Poroznost kroz međusobno povezane pore i mikropukotine u stijeni naziva se primarna poroznost.Poroznost stijenske mase kroz diskontinuitete naziva se sekundarna poroznost. Raynoldsov broj (engl. Reynolds number) predstavlja omjer između sila inercije i viskoziteta u problemu tečenja. Kritična vrijednost Raynoldsova broja za određenu hrapavost diskontinuiteta definira granicu prijelaza iz laminarnog u turbolentno tečenje. Turbolentno tečenje (engl. turbolent flow) tečenje pri kojem se tekućina miješa i ima nepravilne fluktuacije.

61


Literatura Davis S.N., De Wiest R. J. M. (1966) Hydrogeology,John Wiley & Sons, New York and London. Giani GP (1992) Rock slope stability analysis, Rotterdam, Balkema, p. 347. Gonzales de Vallejo L.I., Ferrer M. (2011) Geological Engineering, CRC Press, Taylor & Fancis, London, p.678. Hudson, J.A. and Harrison J.P. (1997) Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon, p.444. Isherwood D. (1979) Geoscience Data Base Handbook for Modelling a Nuclear WasteRepository, Vol. 1. NUREG/CR-O912 V1. UCRL-52719. V1. Long J. C. S. (1983) Investigation of equivalent porous medium permeability in networksof discontinuous fractures, Ph.D. Dissertation, University of California,Berkeley, CA, 277pp Wyllie D.C., Mah C.W.(2004) Rock slope engineering in civil and mining, 4th edition, The Institute of Mining and Metallurgy and E. Hoek and J. W. Bray, Spoon Press, New York, p. 431.

62


6 Klasifikacije stijenske mase Korištenje klasificiranja stijenske mase predstavlja značajnu korist u utvrđivanju parametara stijenske mase. Korištenje jedne od klasifikacija stijenske mase također omogućuje stvaranje predodžbe o ocjeni stabilnosti stijenske mase, kao i o ocjeni značajki čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase (Hoek, 2000). Davno su u Indiji klasificirali stijenu na temelju boje, zvuka i težine.Klasifikacije i identifikacije stijenske mase razvijaju se već više od stoljeća od kako je Ritter (Ritter, 1879) pokušao usvojiti empirijski pristup projektiranja tunela kojim se određuje i potreban podgradni sustav, koji osigurava stabilnost iskopa. Razliku između klasifikacija i identifikacija stijenske mase određuje Bieniawski (Bieniawski, 1979) tako da klasifikaciju određuje kao postupak grupiranja na osnovi međusobnih odnosa značajki, a identifikaciju kao postupak pridruživanja odgovarajućoj grupi prethodno opisanoj utvrđenom klasifikacijom. Prve klasifikacije zasnovane su na samo jednoj značajki stijenske mase i pokazale su se kao nedostatne za odgovarajući opis ponašanja stijenske mase. Kao najpoznatija rana klasifikacija stijenske mase je Terzaghijeva klasifikacija (Terzaghi, 1946), zasnovana na opterećenju stijenske mase, koja se odličnom pokazala i održala u USA više od 35 godina pri izgradnji tunela u uvjetima izvedbe u kojima je stvorena (Bieniawski, 1989). Klasifikacija je tijekom vremena modificirana i određeni su i novi klasifikacijski sustavi (Deere et al., 1970). Novi klasifikacijski sustavi usvojili su nova dostignuća u tehnologiji podupiranja stijenske mase, nazivlje, geotehnička sidra i mlazni beton, kao i primjenu za različite inženjerske zahvate: tunele, podzemne prostore, zasjeke u stijenskoj masi (kamenolomi i površinski kopovi), kosine i temeljenje. Osim toga, većina novijih klasifikacija (Wickham et al., 1972; Bieniawski, 1973, 1976, 1989; Barton et al., 1974) razvijena je na osnovi iskustva stečenih gradnjom inženjerskih građevina u stijenskoj masi pri kojima su bile uključene sve komponente inženjerskogeoloških značajki stijenske mase. Također je uključen i utjecaj rastrošenosti stijenske mase, kao i utjecaj podzemne vode, koji su u klasifikacijama dugo bili zanemarivani. Od brojnih postojećih klasifikacija stijenske mase, šest najčešće korištenih klasifikacija (Bieniawski, 1989) nabrojano je u nastavku:

63

-

Terzaghijeva klasifikacija (Terzaghi, 1946);

-

Laufferova klasifikacija (Lauffer, 1958);

-

Rock Quality Designation klasifikacija (RQD) (Deere et al., 1967);

-

Rock Structure Rating klasifikacija (RSR) (Wickham et al., 1972);

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević -

Geomehanička klasifikacija (RMR) (Bieniawski, 1973);

-

Q klasifikacija (Rock Tunneling Quality Index) (Barton et al., 1974).

6.1.

Terzaghijeva klasifikacija stijenske mase

Terzaghijeva klasifikacija stijenske mase (Terzaghi, 1946) predstavlja prvu praktičnu i prvu racionalnu metodu razvijenu na osnovi mogućeg opterećenja stijenske mase koje se prihvaća ugradnjom podgrade od čeličnih lukova. Sustav klasifikacije bio je dominantan sustav u SAD-u u tunelogradnji tijekom 50 godina prošlog stoljeća. Prestaje biti prihvatljiv nakon usvajanja modernih metoda izvođenja radova u tunelogradnji uz korištenja mlaznog betona i geotehničkih sidara. Poslije detaljnih studija, zaključeno je (Cecil, 1970) da Terzaghijeva klasifikacija previše generalizira objektivno stanje kvalitete stijenske mase, što ne daje kvantitativnu informaciju o značajkama stijenske mase. Značaj Terzagijeve klasifikacije je doprinos opisu pojedinih značajki stijenske mase koje daju presudan utjecaj na ponašanje stijenske mase, naročito u uvjetima u kojima geostatička naprezanja imaju presudan utjecaj. Jasne definicije i praktični komentari uključeni u pojedini opis značajki stijenske mase dali su predložak tipa inženjerskogeoloških informacija potrebnih za inženjersko projektiranje. Pri tome je značajno uvođenje pojmova i opisa: intaktne stijenske mase (engl. intact rock), uslojene stijenske mase (engl. stratified rock), umjereno ispucale stijenske mase (engl. moderately jointed rock), stijenske mase u blokovima i raspucale stijenske mase (engl. blocky and seamy rock), raspadnute stijenske mase (engl. crushed rock), stijenske mase podložne skupljanju (engl. squeezing rock) i stijenske mase podložne bubrenju (engl. swelling rock), tablica 15.

Tablica 15 Definicije i razredi stijenske mase prema Terzaghijevoj teoriji opterećenja stijenske mase (Sinha, 1989)

64


6.2.

Laufferova klasifikacija

Laufferova klasifikacija stijenske mase (Lauffer, 1958) zasnovana je na ranijim saznanjima na području mehanike stijena i tunela “oca” austrijske škole tunelogradnje Stinija (Stini, 1950). Stini je naglašavao značaj strukture stijenske mase. Laufferova klasifikacija stijenske mase predlaže korelaciju između vremena postojanosti stijenskog iskopa nepodgrađenog raspona u odnosu na različite klase stijenske mase. Vrijeme postojanosti nepodgrađenog raspona predstavlja vrijeme u kojem tunelski nepodgrađeni raspon može stajati bez podgrađivanja. Nepodgrađeni raspon predstavlja širinu tunelskog iskopa ili udaljenost od izvedene podgrade do lica iskopa ukoliko je isti raspon manji od raspona iskopa. Pri tome brojni utjecaji, kao što

65

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević su orijentacija osi tunela u odnosu na strukturni sklop stijenske mase, nagib u poprečnim presjecima, metoda iskopa i metoda podgrađivanja, utječu na predloženi odnos. Laufferova originalna klasifikacija mijenjana je u više navrata, pogotovo 1974. godine (Pacher at al., 1974), što vodi k razvoju New Austrian Tunneling Method (NATM). Nova austrijska metoda iskopa tunela (NATM) uključuje brojne tehnike osiguranja stabilnosti iskopa u stijenskoj masi u kojoj je vrijeme prije pojave sloma ograničeno kao i u stijenskim masama, gdje stabilnost stijenske mase oko izvršenog iskopa nije vremenski ovisna. Značaj Laufferove klasifikacije ili koncepta vremena nepodgrađenog iskopa je u zahtjevima na skraćenje vremena potrebnog za ugradnju podgrade. Na primjer, iskop tunela malog raspona koji se koristi kao pilot tunel ispred glavne tunelske prostorije, može se izvesti uz izvedbu minimalne podgrade u dužem vremenskom periodu, dok iskop tunela velikog raspona u istoj stijenskoj masi ne može biti stabilan bez trenutne ugradnje podgradnog sustava.

6.3.

Rock quality designation (RQD) indeks

Rock Quality Designation (RQD) kao klasifikaciju stijenske mase, razvio je Deere (Deere et al. 1967) kao pokazatelja kvalitete stijenske mase u vrijeme kad je informacija o kvaliteti stijenske mase proizlazila jedino iz opisa danog od strane geologa i postotka dobivene jezgre (Deere and Deere, 1988), tablica 16. RQD je definiran kao postotak intaktne jezgre koja sadrži odlomke dužine 100 mm (4 incha) ili duže u ukupnoj dužini izbušene jezgre, slika 31. Za određivanje vrijednosti RQD, International Society for Rock Mechanics (ISRM) određuje promjer jezgre barem NX (54.7 mm ili 2.15 incha) bušen s dvostrukom sržnom cijevi. Točan postupak mjerenja i izračunavanja vrijednosti RQD dan je na slici 31.

Tablica 16 Predloženi odnos između RQD indeksa i kvalitete stijene (Deere, 1968)

66

RQD ( % )

Kvaliteta stijene

< 25

vrlo slaba

25 – 50

slaba

50 – 75

povoljna

75 – 90

dobra

90 – 100

odlična


Slika 31 Postupak mjerenja i izračunavanja RQD indeksa (Deere, 1989)

S obzirom na izvornu definiciju određivanja RQD indeksa na jezgri NX promjera 54.7 mm, tijekom godina je predloženo više korekcijskih faktora za izračunavanje RQD za različite promjere jezgre (bušenja). Najpopularniji pristup je da se kao granična vrijednost mjerenih odlomaka jezgre odredi dvostruka vrijednost promjera jezgre. To je naročito značajno za manje promjere jezgre (bušenja), kod kojih se granična vrijednost mjerenih odlomaka jezgre smanjuje ispod 100 mm, a razlog tome je veća osjetljivost jezgre manjeg promjera na pucanje uslijed bušenja i rukovanja. Ipak, prevladava mišljenje da se granična vrijednost od 100 mm može koristiti za sve veličine promjera jezgre ukoliko se prilikom mjerenja isključuju oštećenja jezgre nastala bušenjem i rukovanjem (Milne et al., 1998). Jedini slučaj pri kojem treba korigirati granične vrijednosti 100 mm je onda, kada nije moguće razlikovati prirodno nastale slomove jezgre od onih uzrokovanih bušenjem. Procjena vrijednosti RQD indeksa često je potrebna na lokacijama na kojima je provedeno inženjerskogeološko kartiranje. U tim područjima nije potrebno koristiti jezgru iz bušotine ukoliko se bolja slika stijenske mase može dobiti inženjerskogeološkim kartiranjem. U tom slučaju preporučuju se dvije metode procjene RQD indeksa: (a) Iz kartiranja na površini (npr. zasjek u stijenskoj masi) može se dobiti prosječna udaljenost pukotina (broj pukotina podijeljen s dužinom intervala na kojem je kartiranje izvršeno).

67

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Bieniawski je (Bieniawski, 1989), na osnovi prethodnog rada Priesta i Hudsona (Priest and Hudson, 1976), dao vezu između prosječne udaljenosti pukotina i RQD, slika 32.

Slika 32 Odnos između razmaka diskontinuiteta i RQD indeksa (Bieniawski, 1989)

Potrebno je naznačiti da maksimalna moguća vrijednost RQD indeksa dobivena na osnovi mjerenja razmaka pukotina prema Bieniawskom odgovara u potpunosti odnosu predloženom prema Priestu i Hudsonu. Vrijednost RQD indeksa može se odrediti na osnovi prosječnog razmaka pukotina prema slijedećem izrazu (Priest and Hudson, 1976):

RQD  100e 0.1 (0.1  1)

[12]

gdje je:  = 1 / (učestalost pukotina) Korelacija razmaka pukotina i prosječnog RQD indeksa iz dijagrama vodi ka konzervativnim procjenama. Prihvatljiviji je dani izraz. Također nije naznačeno da je odnos vezan i na nagib pukotina u odnosu na kartirani presjek. (b) Na osnovi rezultata prostornog kartiranja stijenske mase moguće je stvoriti trodimenzionalnu sliku razmaka pukotina. Palmstrom (Palmstrom, 1982) je predložio da se u slučaju nedostatka podataka o stijenskoj masi dobivenih bušenjem, RQD indeks može odrediti iz broja pukotina (diskontinuiteta) vidljivih na površini po jedinici volumena stijenske mase. Palmstrom određuje veličinu Jv kao broj pukotina prisutan u prostornom metru stijene:

Jv   (1 Si) gdje je:

68

[13]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević S = razmak pukotina u metru promatranog seta pukotina RQD indeks je zavisan o Jv za stijensku masu bez glinovitih ispuna prema slijedećem izrazu: RQD  115  3.3Jv

[14]

gdje je RQD u postocima i Jv 4.5. Danas se RQD indeks koristi kao standardan parametar u logovima i formama istražnih bušotina te kao jedan od osnovnih elemenata obje glavne klasifikacije stijenske mase: RMR i Q klasifikacije. Bez obzira što je RQD jednostavna i relativno jeftina metoda određivanja kvalitete stijenske mase, sama nije dovoljna za adekvatan opis stijenske mase. Glavni nedostaci su osjetljivost na smjer mjerenja (orjentaciju pukotina), debljinu pukotina, pukotinsku ispunu, kao i promjenu razmaka pukotina ukoliko je razmak pukotina veći od 1.0 m. Problemi se javljaju i pri korištenju RQD indeksa za stijensku masu vrlo slabe kvalitete. U osnovi, RQD predstavlja praktičan parametar za opis stijenske mase zasnovan na mjerenju postotka jezgre “dobre” stijenske mase u bušotini (Deere and Deere, 1988).

6.4.

Rock structure rating klasifikacija (RSR)

RSR koncept, kao model za predviđanje potrebnog podgradnog sustava pri iskopu tunela razvijen je u USA od strane Wickhama, Tiedemanna i Skinnera (Wickham et al., 1972). RSR koncept daje kvantitativnu metodu opisa kvalitete stijenske mase i odabira potrebnog podgradnog sustava i predstavlja prvi cjeloviti sustav klasifikacije stijenske mase predložen nakon Terzaghijeve klasifikacije. U razvoju ove klasifikacije korišteni su podaci o izvedbi tunela u stijenskoj masi kod kojih je većina malog raspona izvedena sa čeličnom podgradom. RSR klasifikacija je ujedno i prva koja je usvojila mlazni beton kao sustav podgrade. Unatoč svojih ograničenja, RSR klasifikacija predstavlja prvu klasifikaciju koja u pojedinim detaljima predstavlja sustav kvazi kvantitativne klasifikacije stijenske mase (Hoek, 2000). RSR koncept predstavlja korak unaprijed u klasifikacijama stijenske mase u više svojih dijelova. To je kvalitativna klasifikacija za razliku od Terzaghijeve, usvaja više parametara stijenske mase za razliku od jednog parametra kao što je RQD indeks ograničen kvalitetom jezgre iz bušotine, a za razliku od Laufferove i drugih klasifikacije proizašlih iz iste, zasnovana je na praktičnim iskustvima proizašlim iz kvalitete stijenske mase, koja su rezultirala podacima kao što su vrijeme potrebno za ugradnju podgrade i potreban tip podgrade (Bieniawski, 1989). Glavna značajka RSR sustava bila je da isti sustav predstavlja sustav bodovanja stijenske mase. Sam sustav predstavlja zbroj vrednovanja pojedinih parametara usvojenih u sustavu klasifikacije. Drugim riječima, usvojen je odnos relativnih važnosti (vrijednosti) pojedinih klasifikacijskih parametara. RSR sustav je zasnovan na osnovi podataka iz izvedenih građevina, kao i brojnih radova o različitim aspektima pristupu izvedbe tunelskih podgrada.

69

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević RSR sustav usvaja dvije glavne kategorije faktora koji utječu na ponašanje stijenske mase u tunelima: geološki parametri i parametri podgradne konstrukcije. Geološki parametri su: a) tip stijenske mase, b) prosječan razmak pukotina, c) orijentacija pukotina (nagib i smjer), d) tip diskontinuiteta, e) glavni smjer rasjeda, smicanja i preklapanja f) značajke stijenske mase, g) trošenje ili alteracija. Pri tom su pojedine značajke promatrane odvojeno, a pojedine skupno. Parametri podgradne konstrukcije su: a) veličina (raspona) tunela, b) smjer napredovanja tunela, c) metoda iskopa. Numerička veličina pojedine dionice tunela sastoji se od RSR = A + B + C, gdje su A, B i C parametri kako slijedi: 1. Parametar A, Geologija: Generalna ocjena geološke strukture zasnovana na: a) Porijeklu tipa stijena (magmatska, metamorfna, sedimentna) b) Tvrdoći stijenske mase (tvrda, srednja, meka, raspadnuta) c) Geološkoj strukturi (masivna, slabo raspucala, srednje raspucala, jako raspucala)

2. Parametar B, Geometrija: Efekt položaja pukotina uz poštivanje smjera napredovanja tunela zasnovana na: a) Razmaku pukotina b) Orijentaciji pukotina (nagib i smjer pružanja) c) Smjeru napredovanja tunela

3. Parametar C: Efekt utjecaja toka podzemne vode i uvjeta pukotina zasnovan na: a) Ukupnoj kvaliteti stijenske mase na osnovi kombinacije A i B parametara b) Uvjetima pukotinskog sustava (dobar, povoljan, slab) c) Vrijednosti dotoka podzemne vode (u gall/min/m’ tunela) Parametri A, B i C dani su u Tablicama 17., 18., 19. (Wickham et al., 1974).

Tablica 17 Rock Structure Rating, Parametar A: Opća geologija prostora (Wickham et al., 1974)

70


Vrijednost RSR dobiva se sumiranjem numeričkih vrijednosti određenih za pojedini parametar. Ukupna suma RSR može imati maksimalnu vrijednost 100. Vrijednost RSR povezuje kvalitetu stijenske mase s potrebnom podgradom. Pri tome su krivulje kojima se određuje tip potrebne podgrade zavisne od načina izvođenja (iskopa) i raspona tunela. Na slici 33. dana je procjena potrebne podgrade za tunel raspona 7.30 m, kružnog poprečnog presjeka u zavisnosti od vrijednosti RSR (Wickham et al., 1972). Važno je napomenuti da se pri tom štapna sidra i mlazni beton koriste zajedno. Tablica 18 Rock Structure Rating, Parametar B: Položaj pukotina, smjer izvedbe (Wickham et al., 1974)

Tablica 19 Rock Structure Rating, Parametar C: Podzemna voda, stanje pukotina (Wickham et al., 1974)

RSR koncept je vrlo uspješna metoda za određivanje podgrade od čeličnih lukova u stijenskoj masi, ali se ne može preporučiti za odabir kombinacije mlaznog betona i štapnih sidara. Ova metoda danas se rijetko koristi (uglavnom u USA), ali je tijekom svoje primjene korištena na velikom broju izvedenih tunela. Treba napomenuti da definicije pojedinih parametara koji se koriste u klasifikaciji nisu jasno određene, ne koriste se u uobičajenim standardnim opisima pukotinskih sustava, te mogu izazvati određene zabune tijekom odabira adekvatnih parametara (Bieniawski, 1989).

71


Slika 33 RSR procjena potrebne podgrade za tunel kružnog presjeka promjera 24 ft (7.30 m) (Wickham et al., 1972)

6.5.

Geomehanička klasifikacija (RMR- Rock Mass Rating)

Geomehanička klasifikacija ili RMR klasifikacijski sustav (Rock Mass Rating System), razvio je Bieniawski tijekom 1972. i 1973. godine u Južnoj Africi, kao sustav karakterizacije stijenske mase i projektiranje podgradnog sustava za tunele (Bieniawski, 1973). Detalji primjene ovog sustava opisani su u radu Bieniawskog 1976. godine (Bieniawski, 1976). Tijekom godina je mijenjana na osnovi rezultata primjene i provjere na većem broju podzemnih građevina u različitim geološkim sredinama i uvjetima te prilagođavana međunarodnim standardima i procedurama (Bieniawski, 1979). Brojni drugi autori koji su koristili predmetnu klasifikaciju, doprinijeli su svojim zapažanjima na osnovi iskustva pri izvođenju tunela, podzemnih prostora, kamenoloma i rudnika, kosina i temeljenja, te je Bieniawski 1989. godine predložio posljednju promjenu RMR sustava (Bieniawski, 1989). S obzirom na dvije inačice predmetnog sustava uz koje se vežu pojedina istraživanja, važno je naglasiti postojanje razlike inačica iz 1976. (RMR1976) i 1989. godine (RMR1989). Klasifikacijska procedura zasniva se na određivanju slijedećih šest parametara: 1. Jednoosna čvrstoća stijenskog materijala 2. RQD indeksa (Rock Quality Designation), 3. Razmaku pukotina (diskontinuiteta), 4. Stanju pukotina (diskontinuiteta),

72

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 5. Uvjetima podzemne vode, 6. Orijentaciji pukotina (diskontinuiteta).

Tablica 20 Rock Mass Rating System-RMR klasifikacija (Bieniawski, 1989) A.Klasifikacijski parametri i njihovi bodovi Parametri

Vrijednosti parametara

Čvrstoća Indeks čvrstoće intaktne 1 stijene ( MPa )

u točki Jednoosna tlačna čvrstoća Bodovi

RQD (%)

2

3

Stanje diskontinuiteta

2-4

1-2

250

100 - 250

50 - 100

25 - 50

5 -25 2

15

12

7

4

75 - 90

50 - 75

25 - 50

tlačnu čvrstoću 1- 5

<1

1

0

< 25

20

17

13

8

3

>2m

0,6 - 2 m

200 - 600 mm

60 -200 mm

< 60 mm

Bodovi

4

4 - 10

90 - 100 Bodovi

Razmak diskontinuiteta

Preporučuje se ispitati

> 10

20

15

10

8

5

Vrlo hrapave

Neznatno hrapave

Neznatno hrapave

Sliske površine ili

Mekana ispuna > 5 mm

površine

površine

površine

ispuna < 5 mm

ili

Nisu kontinuirani

Zijev < 1 mm

Zijev < 1 mm

Zijev 1-5 mm

Zijev > 5 mm

Zijev = 0 mm

Stijenka zidova

Stijenka zidova

Kontinuirani

Kontinuirani

Zidovi nisu

neznatno rastrošene

jako rastrošene

Rastrošeni Bodovi

30

25

20

10

0

nema

< 10

10-25

25-125

>125

0

<0,1

0,1-0,2

0,2-0,5

>0,5

Opći uvjeti

kompletno suho

vlažno

mokro

kapanje

tečenje

Bodovi

15

10

7

4

0

Podzemna voda

Dotok na 10 m

5

duljine tunela ( l/m) Odnos tlaka puk. vode i većeg gl. naprezanja

B.Korekcije bodova s obzirom na orjentaciju diskontinuiteta Orjentacija diskontinuiteta Bodovi

Vrlo povoljna

Povoljna

Dobra

Nepovoljna

Vrlo nepovoljna

Tuneli i rudnici

0

-2

-5

-10

-12

Temelji

0

-2

-7

-15

-25

Kosine

0

-5

-25

-50

-60

100-81

80-61

60-41

40-21

<21

I

II

III

IV

V

Vrlo dobra stijena

Dobra stijena

Povoljna stijena

Slaba stijena

Vrlo slaba stijena

C.Kategorizacija stijenske mase na osnovi ukupnog broja bodova Ukupni bodovi Oznaka kategorije Opis D.Značenje pojedinih kategorija Oznaka kategorije

I

II

III

IV

V

Prosječno vrijema postojanosti

20 god/15 m raspona

1god/10 m raspona

1 tj/ 5 m raspona

10 h/ 2,5 m raspona

30 min/ 1 m raspona

Kohezija stijenske mase (kPa)

>400

300-400

200-300

100-200

<100

Kut trenja stijenske mase

>45

35-45

25-35

15-25

<15

Tablica Rock Mass Rating System-RMR klasifikacija (Bieniawski, 1989), nastavak

73

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević E.Vodič za klsifikaciju stanja diskontinuiteta Duljina diskontinuiteta (m)

<1

1-3

3-10

10-20

Bodovi

6

4

2

1

0

nema zijeva

<0,1 mm

0,1-1,0 mm

1-5 mm

>5 mm

Zijev diskontinuiteta Bodovi Hrapavost diskontinuiteta Bodovi Ispuna diskontinuiteta Bodovi Trošnost stijenki diskontinuiteta Bodovi

>20

6

5

4

1

0

vrlo hrapavi

hrapavi

neznatno hrapavi

glatki

skliski

6

5

3

1

0

bez ispune

tvrda ispuna <5 mm

tvrda ispuna >5mm

meka ispuna <5 mm

meka ispuna>5 mm

6

4

2

2

0

nerastrošene

neznatno rastrošene

umjereno rastrošene

jako rastošene

potpuno rastrošene

6

5

3

1

0

F.Efekt orijentacije diskontinuiteta u tunelogradnji Pružanje okomito na os tunela

Pružanje paralelno s osi tunela

Iskop u smjeru nagiba

Iskop u smjeru nagiba

diskontinuiteta 45-90o

diskontinuiteta 20-45o

Vrlo povoljno

Povoljno

Iskop u smjeru suprotnom od

Iskop u smjeru suprotnom od

nagiba diskontinuiteta 45-90o

nagiba diskontinuiteta 20-45o

Dobro

Nepovoljno

Nagib 45-90o

Nagib 20-45o

Vrlo nepovoljno

Dobro

Nagib 0-20o bez obzira na pružanje Dobro

Pri primjeni RMR klasifikacije, stijenska masa se dijeli u pojedinačne strukturne regije koje se klasificiraju odvojeno od drugih. Granice ovih regija su u pravilu određene značajnijim strukturnim pojavama kao što su rasjedi, zdrobljene zone ili promjene tipa stijenske mase. U pojedinim slučajevima, promjene uzrokovane značajnijim promjenama u razmaku diskontinuiteta ili značajki, a unutar istog tipa stijenske mase, mogu uzrokovati podjele u manje dijelove strukturnih regija. Geomehanička ili RMR klasifikacija prezentirana je tablicom 20. kojom su dane vrijednosti gornjih šest parametara. Parametri RMR klasifikacije grupirani su u pet odvojenih područja parametarskih vrijednosti. Kako različiti parametri nisu jednako značajni u sklopu cjelokupne klasifikacije, značaju pojedinih parametara pridružena je i različita vrijednost bodova, pri čemu veći broj bodova određuje bolje uvjete stijenske mase. U tablici 20. svakoj su grupi pridružene prosječne vrijednosti, dok za točnije vrijednosti Bieniawski (Bieniawski, 1989) daje dijagrame bodovanja s obzirom na jednoosnu čvrstoću stijenskog materijala, RQD, te razmak diskontinuiteta. Predmetni bodovi se sumiraju i ukupna suma daje vrijednost RMR. Kako je već rečeno RMR klasifikacija se tijekom vremena i povećanjem raspoloživih podataka mijenjala, a najveći utjecaj u promjeni pojedinih odnosa bodova je težina značaja pridodana utjecaju razmaka diskontinuiteta (pukotina), stanju diskontinuiteta (pukotina) i podzemne vode. Na osnovi ukupno dobivene vrijednosti RMR, Bieniawski dijeli stijensku masu u pet kategorija: vrlo dobra stijenska masa, dobra stijenska masa, povoljna stijenska masa, slaba stijenska masa i vrlo slaba stijenska masa (tablica 21.).

Tablica 21. Parametri za projektiranje i inženjerske karakteristike stijenske mase (Bieniawski, 1993)

74


Za napomenuti je da klasifikacija slijedi preporuke International Society of Rock Mechanics (ISRM), prema Komisiji za standardizaciju i klasifikaciju sadržanu u Suggested Methods for Quantitative Description of Discontinuities in Rock Masses (ISRM, 1978). RMR klasifikacija je originalno stvorena na osnovi iskustva u građevinarstvu. Rudarska industrija prihvatila je predmetnu klasifikaciju kao relativno konzervativnu te su predložene brojne modifikacije karakteristične i prihvatljive u rudarstvu (Bieniawski, 1989). Na taj način stvorena je MRMR (Modified Rock Mass Rating) za rudarstvo (Laubscher, 1977, 1984, 1990; Laubscher and Taylor, 1976; Laubscher and Page, 1990). MRMR sadrži osnovne RMR vrijednosti određene po Bieniawskom, kojima pridodaje u račun i in-situ naprezanja, naprezanja uslijed promjena opterećenja i promjene naprezanja te utjecaj miniranja i trošenja. Cummings i drugi (Cummnings et al., 1982) i Kendorski i drugi (Kendorski et al., 1983) također su modificirali originalnu RMR klasifikaciju i stvorili modifikaciju MBR (Modified Basic RMR). Klasifikacija je zasnovana na iskopima blokova u kamenolomima USA. Uz osnovne parametre koristi i utjecaj oštećenja stijenske mase miniranjem, dodatno izazvanih naprezanja, strukturnih utjecaja, udaljenosti od fronta iskopa te veličine bloka. MBR predlaže i podgradni sustav za privremenu i trajnu podgradu. Osim u rudarstvu RMR klasifikacija našla je primjenu pri temeljenju na stijenskim masama kao i kod analize stabilnosti kosina. Pri tom su izvršene i korekcije RMR klasifikacije radi primjene iste pri temeljenju brana (Bieniawski and Orr, 1976; Serafim and Pereira, 1983) i analizama stabilnosti kosina u stijenskim masama (Romana, 1985, 1993), koje koriste elemente osnovne RMR klasifikacije i proširuju se elementima potrebnim za specifične inženjerske probleme.

75

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Romana (Romana, 1985) u svom radu predlaže SMR klasifikaciju (Slope Mass Rating). SMR klasifikacija sastoji se od RMR klasifikacije kojoj se oduzima produkt faktora ovisnih o odnosu položaja pukotina – kosina i dodaje faktor metode iskopa kosine. Na osnovi dobivenih vrijednosti stijenska masa u kosini dijeli se u kategorije usvojene u RMR klasifikaciji, a stanju stijenske mase pridružuje se i kategorija stabilnosti kosine i mogući tip sloma u kosini. Za različite kategorije stijenske mase određuju se potrebne mjere zaštite radi održavanja potrebnog stanja stabilnosti. Klasifikacija je provjerena na praktičnim saznanjima izvođenja velikog broja zasjeka i prirodnih pokosa na području Španjolske (Romana, 1993). Osnovna prednost RMR klasifikacije je da je laka za korištenje. Osnovna kritika vezana uz RMR klasifikaciju je da je sustav tako osjetljiv da već i male varijacije u kvaliteti stijenske mase mogu utjecati na značajnu promjenu vrijednosti, što uz konzervativno tumačenje može odrediti bitno drugačiji podgradni sustav. Nedostatak je i to što klasifikacija ne usvaja nove sustave ojačanja. Međutim, RMR klasifikacija je razvijena na osnovi sustava promatranja i određena je njezina primjena, te se ne može nekritički primjenjivati za generalno rješavanje svih inženjerskih problema. RMR klasifikacija se ne koristi samo za ono čemu je prvotno i bila namijenjena: klasifikaciji stijenske mase i ispravnom odabiru podgradnog sustava u tunelima. Poseban značaj ovoj klasifikaciji daje uspostavljena veza između RMR klasifikacije te kriterija čvrstoće i deformabilnosti. Ako pretpostavimo da je stijena Mohr Coulombov materijal, njezina posmična čvrstoća ovisi o koheziji i kutu unutarnjeg trenja. RMR se koristi za procjenu istih parametara (tablica 21.). Uobičajeno su parametri čvrstoće različiti za vršnu i rezidualnu čvrstoću. U tablici 21. su prikazane samo vršne vrijednosti, koje su primjenjive samo na kosine u saturiranoj i trošnoj stijenskoj masi. Kohezija je malena za mala normalna naprezanja uslijed rotacije stijenskih blokova, dok je kut trenja za vrlo trošnu stijenu (RMR<<25) je općeniti >14°. RMR vrijednost na plohi sloma može biti puno manji nego za ostatak kosine. RMR vrijednost se empirijskim izrazima može povezati sa modulom deformacije o čemu će biti više riječi u drugom poglavlju.

6.6.

Q klasifikacija (Rock Mass Quality System)

Na osnovi velikog broja analiza i izvedenih tunela (212 tunela) i podzemnih iskopa, Barton, Lien i Lunde (Barton et al., 1974) s Norveškog geotehničkog instituta predložili su Q-system- Q klasifikaciju stijenske mase, na temelju dvjestotinjak slučajeva iskopa tunela i kaverni. Primarno je sustav korišten za određivanje karakteristika stijenske mase i odgovarajuće tunelske podgrade. Klasifikacija je zasnovana na numeričkoj procjeni kvalitete stijenske mase koja se opisuje sa šest parametara i to:

76

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević RQD

– Rock Quality Designation, indeks kvalitete jezgre stijenske mase,

Jn

– broj skupova pukotina,

Jr

– indeks hrapavosti pukotina,

Ja

– indeks alteracije (promjena) pukotina,

Jw

– faktor pukotinske vode,

SRF

– faktor redukcije naprezanja (engl. stress reduction factor) koji uzima u obzir in- situ naprezanja.

Vrijednost indeksa Q varira (u logaritamskom mjerilu) od 0.0001 do 1000, a sama vrijednost indeksa Q određena je izrazom: Q  RQD Jn Jr Ja Jw SRF 

[15]

U objašnjenju značenja pojedinih prametara koji se koriste za odrediti vrijednost Q, Barton, Lien i Lunde (Barton et al., 1974) daju slijedeće tumačenje: Kvocijent (RQD/Jn) predstavlja cjelokupnu strukturu stijenske mase i na neki način prezentira relativnu veličinu bloka. Pri tom je, naravno, učešće glinenih čestica isključeno. Kvocijent (Jr/Ja) predstavlja veličinu približne posmične čvrstoće između blokova u funkciji hrapavosti i alteracije pukotina. Ustanovljena je veza u kojoj tan-1 (Jr/Ja)0 odgovara vrijednosti posmične čvrstoće pukotina. Kvocijent (Jw/SRF) predstavlja aktivni pritisak kroz odnos pritiska vode u pukotinama i parametra SRF koji predstavlja opterećenje rastresene zone u području rasjednih zona ili zona stijenske mase s glinom, naprezanja kod zdravih stijenskih masa ili naprezanja nastala uslijed gnječenja ili bubrenja plastičnih stijenskih masa. U tablici 22. dana je klasifikacija pojedinačnih parametara s numeričkim vrijednostima.

77

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 22 Klasifikacija pojedinačnih parametara u Q klasifikaciji (Barton et al., 1974) Opis 1.Indeks kvalitete jezgre

Vrijednost

Napomene

RQD

1. Kada se izmjeri RQD<10 ( uključujući i 0 )

A

vrlo slaba

0-25

kod izračunavanja vrijednosti Q, uzima se

B

slaba

25-50

RQD=10

C

povoljna

50-75

2. Dovoljnu točnost predstavlja iskazivanje

D

dobra

75-90

RQD u intervalima po 5 ( 100, 95, 90 i.t.d. )

E

odlična

90-100

2.Broj skupova pukotina A

masivna stijena bez ili s nekoliko pukotina

Jn 0,5-0,1

B

jedan skup pukotina

2

C

jedan skup pukotina i slučajne pukotine

3

D

dva skupa pukotina

4

E

dva skupa pukotina i slučajne pukotine

6

F

tri skupa pukotina

9

G

tri skupa pukotina i slučajne pukotine

12

H

četiri ili više skupova pukotina, slučajne

1.Na križanjima tunela koristiti (3.0*Jn)

2.Na portalima koristiti (2.0*Jn)

15

pukotine, jako ispucala stijenska masa J

razdrobljena stijena slična tlu

3.Indeks hrapavosti pukotina

20

Jr

a)Kontakt zidova pukotina b)Kontakt zidova pukotina prije posmika od 10 cm A

diskontinualne pukotina

4

1.Dodati 1,0 ako je srednji razmak kod

B

hrapave ili nepravilne, valovite

3

mjerodavnog skupa pukotina veći od 3 m.

C

glatke, valovite

2

D

skliske, valovite

1,5

E

hrapave ili nepravilne, ravne

1,5

F

glatke, ravne

1,0

G

skliske, ravne

0,5

c)Nema kontakta zidova pri posmiku H

glinovita ispuna dovoljne debljine da spriječi

1,0

kontakt stijenki pukotina J

pjeskovita, šljunčana ili zdrobljena ispuna dovoljne debljine da spriječi kontakt stijenki pukotine

4.Indeks alteracije pukotine

1,0

Ja

a)Kontakt zidova pukotine A B

zbijena, zacijeljena, čvrsta pukotina, nerazmekšavajuća, nepropusna ispuna nepromijenjen zid pukotine, površina samo s mrljama

Približni rezidualni kut Rezidualni kut trenja trenja

alteracije ako postoje

0,75 1,0

25-35

2,00

25-30

3,00

20-25

4,00

8-16

neznatno promijenjeni zid pukotine, C

nerazmekšavajuća mineralna prevlaka, pjeskovite čestice, dezintegrirana stijenska mas bez gline i dr.

D

prašinasta ili pjeskovito-glinovita prevlaka, mali dio glinene frakcije (nerazmekšavajuća) prevlaka od glinenih materijala, meka ili s niskim

E

kutem trenja ( diskontinuirana prevlaka, 1-2 mm ili manje debljine )

78

odnosi se na produkte

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević b)Kontakt zidova prije posmika od 10 cm F G

pjeskovite čestice, dezintegrirana stijena bez gline i dr. jako prekonsolidirana nerazmekšavajuća glinovita

4,0

25-30

6,00

16-24

8,00

12-16

8.0 -12.0

6-12

6, 8 ili 8-12

6-24

ispuna ( neprekinuta, <5 mm debljine ) H

srednje ili malo prekonsolidirana, razmekšavajuća glinovita ispuna ( neprekinuta <5 mm debljine ) bujajuća glinovita ispuna, montmorillonit, (neprekinuta

J

<5mm debljine), vrijednosti Ja ovise o postotku bujajućih čestica, pristupu vode i dr.

c)Nema kontakta zidova pukotina pri posmiku K,L,M

zone ili pojasevi dezintegrirane ili zdrobljene stijene i gline ( vidi G, H, i J za opis uvjeta u pogledu gline )

N

O,P,R

zone ili pojasevi prašinaste ili pjeskovite gline, mali

5,00

udio glinene frakcije, nerazmekšavajuća debela neprekinuta zona ili pojas gline

6, 8 ili 8-13

6-24

Jw

Približni tlak vode (bar)

1

<1

0,66

1,0-2,5

0,50

2,5-10,0

0,34

2,5-10,0

( vidi G, H, i J za opis uvjeta u pogledu gline )

5.Faktor pukotinske vode A B

iskop u suhom ili manji dotok vode (< 5 l/min, lokalno) srednji dotok ili tlak, mjestimično isprana pukotinska ispuna

C

veliki dotok ili visoki tlak vode u zdravoj stijeni

1.Faktori C i D su grubo procijenjeni, povećati Jw ako je ugrađena drenaža

s pukotinama bez ispune D

veliki dotok ili visoki tlak vode, značajno ispiranje pukotinske ispune

E

2.Nije razmatrano smrzavanje

iznimno velik dotok ili tlak vode kod miniranja,

0,2-0,1

>10

0,1-0,05

>10

opada s vremenom F

izuzetno veliki dotok ili tlak vode bez zamjetnog opdanja s vremenom

6.Faktor redukcije naprezanja

SRF

a)Oslabljene zone sijeku iskop, što može uzrokovati rastresanje stijenske mase pri izvođenju iskopa A

učestala pojava rasjednih zona s glinom ili raspadnutom

1.Reducirati vrijednosti SRF za 25 - 50%

10,00

ako mjerodavne posmične zone ne

stijenskom masom, rastresena okolna stijena (sve dubine) B

jedna rasjedna zona s glinom ili raspadnutom stijenskom

presjecaju iskop

5,00

masom ( dubina iskopa <50 m ) C

2.Za izmjereno jako anizotropno polje

jedna rasjedna zona s glinom ili raspadnutom stijenskom

naprezanja:

2,50

kada je 5
masom ( dubina iskopa >50 m ) D

učestale rasjedne zone u zdravoj stijeni bez gline,

0,8sc i 0,8st

7,50

kada je s1/s3>10 reducirati sc i st na

rastresena okolna stijenska masa (sve dubine) E

jedna rasjedna zona u zdravoj stijeni bez gline

0,6sc i 0,6st

5,00

3.U slučajevima kad je debljina nadsloja manja

( dubina iskopa < 50 m ) F

jedna rasjedna zona u zdravoj stijeni bez gline

od širine raspona tunela SRF treba povećati s

2,50

( dubina iskopa > 50 m ) G

2,5 na 5 ( vidi H )

rastresene otvorene pukotine, jako ispucana stijenska

5,00

masa (sve dubine)

b)Zdrava stijena , problemi naprezanja H

niska naprezanja, blizu površine

J

srednja naprezanja

K

visoka naprezanja, vrlo zbijena struktura, ( povoljna za

sc/s1

st/s1

SRF

>200

>13

2,5

200-10

13-0,66

1,0

10-5

10-6

10-7

stabilnost, nepovoljna za stabilnost zidova ) L

gorski udari slabog intenziteta ( masivna stijena )

5-2,5

M

gorski udari jakog intenziteta ( masivna stijena )

<2,5

c)Zgnječena stijenska masa, plastični tok stijenske mase

0,33-0,16 5,0-10,0 <0,16 SRF

pod utjecajem visokog naprezanja N

slabi tlak zgnječene stijenske mase

5,0-10,0

O

jaki tlak zgnječene stijenske mase

10,0-20,0

d)Stijenska masa podložna bujanju, intenzitet bujanja ovisan o vodi

79

P

slabi tlak stijenske mase prilikom bubrenja

5,0-10,0

R

jaki tlak stijenske mase prilikom bubrenja

10,0-15,0

10,0-20,0

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Osim napomena iz tablice 22. pri odabiru pojedinih parametra potrebno je obratiti pažnju i na slijedeće detalje (Barton et al., 1974): U nedostatku podataka dobivenih bušenjem, vrijednost RQD indeksa može se odrediti iz broja pukotina po jedinici volumena prema izrazu Palmstroma (4.2) (Palmstrom, 1982). Pri procjeni i odabiru parametra Jn koji predstavlja broj skupova pukotina, često se susreće s pojavom listanja, škriljavosti, plohama cijepanja i slojevitosti. Ova pojava mora se usvojiti kao skup pukotina. Ukoliko je vidljivo samo nekoliko takvih diskontinuiteta ili ako uslijed istih pojava dolazi do povremenih pojava pucanja jezgre, opravdano je iste usvojiti kao slučajne pukotine. Parametri Jr i Ja, koji predstavljaju posmičnu čvrstoću pukotina, mjerodavni su za najslabiji skup pukotina ili glinom ispunjeni diskontinuitet u promatranom području. Ukoliko je isti skup pukotina ili diskontinuitet ispunjen glinom s obzirom na stabilnost pozitivno orijentiran, potrebno je u usvojiti vrijednosti drugog skupa pukotina ili diskontinuiteta ispunjenog glinom, koji može imati veći utjecaj na stabilnost, iako isti ima veću vrijednost J r / Ja. Ukoliko stijenska masa sadrži glinu, faktor SRF (Stress Reduction Factor) usvaja se prema smanjenom opterećenju iz tablice 22., 6a. U tom slučaju je čvrstoća intaktne stijenske mase od manjeg značaja. U suprotnom slučaju, kad je prisutnost pukotina mala i gotovo potpuno odsustvo glinovitog materijala u stijenskoj masi, čvrstoća intaktne stijenske mase postaje mjerodavna, a stabilnost ovisi o odnosu naprezanja u stijenskoj masi i čvrstoće stijenske mase, tablice 22., 6b. Jako izotropna polja naprezanja nepovoljna su za stabilnost i potrebno je procijeniti njihov utjecaj u skladu s napomenama u tablici 22., 6b. Tlačna i vlačna čvrstoća intaktne stijene (sc i st) treba biti ispitana u smjeru mjerodavnom za stabilnost stijenske mase. To je posebno važno u slučaju jake anizotropnosti stijenske mase. Nadalje, uzorci moraju biti saturirani u skladu sa sadašnjim ili budućim uvjetima u procijenjenoj stijenskoj masi. Konzervativna procjena čvrstoće stijenske mase nužna je u uvjetima kada stijenska masa u uvjetima vlaženja ili saturacije gubi svoje značajke čvrstoće. Na osnovi vrijednosti Q indeksa, stijenska masa može se kategorizirati u devet kategorija (tablica 23.)

80

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 23 Klasifikacija stijenske mase na osnovi Q indeksa

Kvaliteta stijenske mase, Q indeks, povezana je s ekvivalentnom dimenzijom iskopa što je rezultiralo potrebnim podgradnim sustavom tunela (Barton et al., 1974). Ekvivalentna dimenzija dobivena je kao odnos raspona, promjera ili visine zidova i veličine nazvane indeksom (koeficijentom) podgrade ESR (Excavation Support Ratio). Vrijednosti ESR utvrđene su empirijski, odgovarajućim mjerenjima na podgradnim sustavima u različitim uvjetima stijenske mase na 38 kategorija iskopa (Barton et al., 1974). Grimstad i Barton (Grimstad and Barton, 1993) predložili su podgradne sustave u odnosu na Q indeks i ekvivalentnu dimenziju iskopa u izdvojenih 9 kategorija stijenske mase. Prijedlog je grafički prikazan na dijagramima, slika 34.

Slika 34 Potrebna kategorija podgrade zasnovana na Q - indeksu (Grimstad and Barton, 1993)

81

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Na osnovi gornjeg diagrama razlikuje se 9 podgradnih kategorija: 1. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9.

Nepodgrađeni prostor između geotehničkih sidara, Mjestimično sidrenje krutim geotehničkim sidrima, Sistematično sidrenje krutim geotehničkim sidrima, Sistematično sidrenje krutim geotehničkim sidrima s 40 do 100 mm nearmiranog mlaznog betona, Mikroarmirani mlazni beton debljine 50 do 90 mm i sidrenje, Mikroarmirani mlazni beton debljine 90 do 120 mm i sidrenje, Mikroarmirani mlazni beton debljine 120 do 150 mm i sidrenje, Mikroarmirani mlazni beton debljine >150 mm s armiranim lukovima od mlaznog betona i sidrenje, Lijevani armirani beton.

Na osnovi Q – indeksa također je ustanovljena veza i s RMR klasifikacijom, deformabilnosti stijenske mase, tlakom na podgradni sustav te vezu s brzinom posmičnih valova u stijenskoj masi (Barton and Grimstad, 1994).

6.7.

GSI klasifikacija (Geological Strenght Index)

Prije nekoliko desetljeća, alati za projektiranje tunela počeli su se značajno mijenjati. GSI klasifikacija je zasnovana na pretpostavci da stijenska masa sadrži dovoljan broj slučajno orijentiranih diskontinuiteta, kako što to sadrži izotropna stijenska masa. Drugim riječima ponašanje stijenske mase ovisi o smjeru primijenjenih opterećenja. Iz tog je jasno vidljivo da se GSI sustav ne može koristiti za one stijenske mase u kojima je jasno definirana dominantna strukturalna orijentacija. Neporemećeni škriljavac je primjer stijenske mase u kojem je mehaničko ponašanje izrazito anizotropno i za kojeg se GSI vrijednost ne može odrediti na osnovu predloženih tablica. Isto tako neprimjereno je odrediti GSI vrijednosti na licu iskopa u čvrstoj stijeni s nekoliko diskontinuiteta na razmacima sličnim dimenzijama tunela ili promatrane kosine. U slučajevima stabilnosti tunela ili kosine biti će kontrolirana trodimenzionalnom geometrijom diskontinuiteta koji se sijeku i slobodnog lica dobivenog iskopom. Očito je da GSI klasifikacija nije primjenjiva u takvim slučajevima. Hoek i Brown su utvrdili da kriterij sloma stijenske mase neće imati nikakvu praktičnu vrijednost dok se ne bude mogao povezati s geološkim opažanjima koja se mogu napraviti brzo i jednostavno od strane geologa na terenu. Razmišljali su o razvoju novog klasifikacijskog sistema tijekom razvijanja kriterija u kasnim 1970-im, ali su ubrzo odustali od ideje i vratili se postojećoj RMR klasifikaciji. Smatralo se da su RMR klasifikacija i Q klasifikacija razvijane za određivanje podgrade podzemnih iskopa, i da obuhvaćaju parametre koji nisu nužni za određivanje svojstava stijenske mase. Parametri podzemne vode i strukturne orijentacije u RMR i parametri podzemne vode i naprezanja kod Q klasifikacije se koriste izričito u

82

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević numeričkim analizama efektivnih naprezanja i inkorporacija tih parametara u određivanje svojstva stijenske mase daje nerealne rezultate. Preporučeno je da bi samo prva četiri parametra kod RMR klasifikacije (čvrstoća intaktne stijene, RQD, razmak diskontinuiteta i stanje diskontinuiteta) trebala biti korištena kod određivanja svojstava stijenske mase. I RMR i Q klasifikacija podrazumijevaju i jako ovise o RQD indeksu. Budući je RQD u većini slabih stijena jednak nuli ili beznačajan, postalo je neophodno razmišljati o alternativnom klasifikacijskom sistemu. Traženi sistem ne bi obuhvaćao RQD, posvetio bi veću pažnju osnovnim geološkim opažanjima karakteristika stijenske mase, odražavajući materijal, njegovu strukturu i geološku povijest i bio bi razvijen specifično za određivanje parametara stijenske mase radije nego za ojačanje i podgrađivanje tunela. Ta nova klasifikacija, sada nazvana GSI počela se koristiti u Torontu (Hoek et al., 1992). Indeks i njegova upotreba za Hoek-Brownov kriterij sloma je dalje razvijana od strane Hoeka (1994), Hoeka i drugih (1995) i Hoeka i Browna (1997) ali je to još uvijek bio grubi sistem klasifikacije stijene ekvivalentan RMR-u. Kada su 1998. Hoek, Marinos i Benissi radili u izuzetno teškim materijalima koji su bili obuhvaćeni tunelima u Grčkoj, razvili su GSI sistem u obliku koji obuhvaća stijenske mase slabe kvalitete (Hoek et al. 1998, Marinos and Hoek 2000; 2001). Isto tako povećali su njegovu upotrebu i na heterogene stijenske mase (Marinos and Hoek, 2001). Koncept GSI je jednostavniji od RMR klasifikacije, ali uključuje i novije verzije originalne RMR klasifikacije (Bieniawski, 1976, 1989), te je na osnovu toga uspostavljen sljedeći odnos između GSI i RMR (Hoek et al., 1995). Za RMR76> 18 vrijedi: GSI = RMR76

[16]

Za RMR89> 23 vrijedi: GSI = RMR89 – 5

[17]

U obje verzije usvajaju se suhi uvjeti za stanje podzemne vode, a utjecaj orijentacije pukotina ne uzima se u obzir. Za vrijednosti manje od RMR76 < 18 i RMR89 < 23, korelacije s vrijednostima RMR klasifikacije nije moguće koristiti već se predlaže korištenje Q klasifikacije (Barton et al., 1974). Pri tom se faktori redukcije pukotinske vode (Jw) i naprezanja (SRF) uzimaju s vrijednosti 1. Tako modificirana vrijednost Q klasifikacije može se korelirati s GSI kao: GSI  9lnQ'  44

[18]

Sonmez i Ulusay (1999) pokušali su točnije odrediti vrijednost GSI parametra uvođenjem dva nova termina: bodovanje strukture (SR) koji se zasniva na broju diskontinuiteta po jedinici volumena stijenske mase (Jv) i bodovanje površinskih uvjeta (SCR) određenog na osnovi ulaznih parametara (hrapavosti, rastrošenosti i ispunjenosti), preuzetih iz RMR klasifikacije. SCR se dobiva kao:

83

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević SCR = Rr + Rw + Rf

[19]

gdje Rr, Rw i Rf označavaju bodove za hrapavost, rastrošenost i ispunjenost diskontinuiteta. Srž GSI klasifikacije je pažljiv inženjerskogeološki opis stijenske mase koji je u suštini kvalitativan, jer se osjetilo da su numeričke vrijednosti povezane sa RMR i Q klasifikacijom praktično beznačajni za loše i heterogene stijenske mase. Treba napomenuti da namjera GSI sustava nije nikada bila da zamjeni RMR ili Q klasifikaciju, njegova jedina funkcija je određivanje značajki stijenske mase. GSI indeks je zasnovan na procjeni litologije, strukture i uvjeta površine diskontinuiteta u stijenskoj masi i određuje se vizualnim ispitivanjem stijenske mase vidljive u zasjecima, u površinskim iskopima kao što su zasjeci za ceste, lica tunela i jezgre bušotina. GSI se određuje kombinacijom dva osnovna parametra geološkog procesa, blokovitost stijenske mase i uvjete diskontinuiteta, uvažavajući glavna geološka ograničenja koja određuju formaciju, pa je zbog toga indeks koji se lako primjenjuje na terenu. Jednom kada je GSI broj određen, isti se unosi u set empirijski razvijenih jednadžbi za određivanje svojstava stijenske mase koje mogu biti korištene kao input u neke oblike numeričkih analiza ili zatvorena rješenja.

Projiciranje GSI vrijednosti u terenu Iskopi pokosa, lica tunela i jezgre bušotina su glavni izvori informacija za određivanje GSI vrijednosti stijenske mase. Nužno je vrijednosti određene iz tih izvora projicirati ili ekstrapolirati na stijensku masu iza kosine (u zaleđu) ili čela tunela. Izdanci (engl. outcrops) su izuzetno značajan izvor podataka, ali nedostatak im je površinska relaksacija, trošenje i/ili alteracija koje mogu značajno utjecati na pojavnost komponenti stijenske mase. Taj se nedostatak može nadići (gdje je to moguće) probnim rovovima, iako iskop strojem do određene dubine ne garantira da će se posljedice dubinskog trošenja izbjeći. U takvim slučajevima dozvoljena je prosudba GSI vrijednosti uzimajući u obzir utjecaj trošenja i alteracije s obzirom na dubinu namjeravanog iskopa. Iskopi pokosa i lica tunela su vjerojatno najpouzdaniji izvor informacija za određivanje GSI znajući da su razumno blizu i u istoj stijenskoj masi kao i konstrukcija koju se istražuje. U čvrstim stijenskim masama važno je da se uzme u obzir odgovarajuća rezerva zbog mehaničkog iskopa ili miniranja. Kako je namjera definiranja GSI određivanje svojstava neporemećenih stijenskih masa u kojima se tunel ili kosina kopaju, uzimanjem u obzir štete zbog efekta miniranja rezultirati će prekonzervativnim rješenjima. Zbog toga, ako nema podataka iz bušotina važno je da geolog „pokuša pogledati“ iza oštećene površine i pokuša odrediti GSI vrijednost na osnovi sastavnih struktura u stijenskoj masi. Taj problem postaje manje značajan u slabim (lošim) tektonski poremećenim stijenskim masama, ako se iskop

84

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević izvodi pažljivo mehaničkim načinom, a veličinu površinske oštećenosti nužno je usporediti s onom koja već postoji u stijenskoj masi. Jezgre bušotina su najbolji izvor podataka u dubini, ali je potrebno raspoznati da je nužno ekstrapolirati jednodimenzionalni podatak dobiven iz jezgre na trodimenzionalni za stijensku masu in situ. Više bušotina i nagnute bušotine mogu biti od velike pomoći pri interpretaciji karakteristika stijenske mase u dubini. Za analize stabilnosti pokosa, procjena se zasniva na stijenskoj masi kroz koju se predviđa da bi ploha sloma mogla proći. Određivanje vrijednosti GSI u takvim slučajevima zahtjeva značajnu prosudbu, pogotovo kada ploha sloma može proći kroz nekoliko područja različite kvalitete. Srednje vrijednosti nisu pogodne u ovakvom slučaju, već je potrebno procijeniti raspodjelu kvaliteta stijenske mase duž plohe sloma. Tablica 24. omogućava vizualan zaključak nekih prethodno opisanih prilagodbi. Kada izravna procjena uvjeta dubine nije dostupna, procjena na više vrijednosti GSI uzimajući u obzir utjecaje površinske poremećenosti, trošenja i alteracije prikazani su u gornjem dijelu dijagrama. Veličina pomicanja biti će različita od slučaja do slučaja i ovisiti će o prosudbi i iskustvu promatrača. U donjem zasjenjenom dijelu dijagrama, prilagodba nije obično zahtijevana s obzirom da je stijenska masa dezintegrirana i smicana i ta oštećenja postoje kako na površini tako i po dubini stijenske mase.

85


UGLAVNOM BLOKOVI - uklješteno, djelomicno poremecena stijenska masa s višeplošnim uglatim blokovima formiranim s 4 ili više diskontinuiteta BLOKOVI/POREMECENO/SLOJEVITO naborano s rasjedima te ispresjecano s mnogo diskontinuiteta koji formiraju uglate blokove. Prisutnost ploha slojevitosti ili škriljavosti ZDROBLJENO - loše uklinjena, jako zdrobljena stijenska masa s mješavinom uglatih i zaobljenih blokova

SMANJENJE UKLJEŠTENOSTI KOMADA STIJENE

BLOKOVI - vrlo dobro uklještena i neporemecena stijenska masa s kubicnim blokovima formiranim s 3 ortogonalna diskontinuiteta

VRLO LOŠE - Ispucale, jako oštecene površine sa slojem ili ispunom od mekane gline

POVOLJNO - Glatke, srednje rastrošene i promjenjene površine

DOBRO - Hrapave, lagano rastrošene metalna boja površina

SMANJENJE KVALITETE POVRŠINA

STRUKTURA INTAKTNA ILI MASIVNA - intaktni komadi stijene ili masivna stijena in situ sa široko razmaknutim diskontinuitetima

VRLO DOBRO - Vrlo hrapave svježe, nerastrošene površine

Iz opisa litologije i strukture stijenske mase te stanja površine diskontinuiteta potrebno je odabrati prosjecnu vrijednost GSI. Pri tome nije znacajno biti previše tocan. Procjena vrijednosti izmedu 33 i 37 je realnija od tocne vrijednosti GSI=35. Za napomenuti je da tabela nije primjenjiva za strukturno kontrolirane slomove. Gdje su prisutni nepovoljno orjentirani diskontinuiteti s obzirom na smjer iskopa, isti prevladavaju ponašanje stijenske mase. Cvrstoca stijenske mase može biti smanjena prisustvom podzemne vode i to mora biti uzeto u obzir pomakom u desno od povoljnih do vrlo loših uvjeta stijenske mase. Porni tlak ne mjenja vrijednosti GSI i utjece korištenjem efektivnih naprezanja u geostatickim analizama.

POVRŠINSKI UVJETI

GSI ZA RASPUCALE STIJENE (Marinos i Hoek, 2000)

LOŠE - Ispucane, jako oštecene površine sa zbijenom naslagom ili ispunom koja sadrži uglaste fragmente stijene

Tablica 24 Prijedlog projiciranja informacija iz opažanja u zasjeku s obzirom na dubinu (Marinos and Hoek, 2000)

90

N/P

N/P

80 70 60 50 40

30

LAMINIRANO/SMICANO - nedostatak blokovitosti zbog malog razmaka ploha škriljavosti ili smicucih ploha

Točnosti GSI klasifikacijskog sistema Kvalitativni GSI sustav funkcionira dobro ako je u skladu s iskustvom geologa u opisu stijena i stijenskih masa tijekom logiranja i mapiranja. U nekim slučajevima inženjeri su nezadovoljni sustavom jer ne sadrži parametre koji bi bili mjerljivi na način da poboljšaju preciznost određivanja GSI vrijednosti. U svim vrlo jednostavnim slučajevima, GSI je najbolje opisati pridruživanjem rasponu vrijednosti. Za analitičke svrhe taj raspon se može odrediti normalnom distribucijom sa srednjom vrijednosti i standardnom devijacijom vrijednosti pridruženih na osnovu uobičajenog shvaćanja. U ranijem periodu primjene GSI sustava pretpostavljeno je da je korelacija RMR i Q vrijednosti s GSI nužna za osiguranje (dobivanje) nužnih inputa za rješenje

86

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Hoek-Brownovog kriterija. Iako taj postupak vrijedi za bolje kvalitete stijenskih masa, beznačajan je u rasponu od loših (GSI<35), vrlo loših i heterogenih stijenskih masa gdje te korelacije nisu preporučljive.

87


Literatura Barton N.R. (1974) A review of the shear strength of filled discontinuities in rock.Norwegian Geotech. Inst. Publ. No. 105. Oslo: Norwegian Geotech. Inst. Bieniawski, Z.T., (1973) Engineering Classification of Jointed Rock Masses, Trans S. Afr. Inst. Civ. Engrs, 15, pp. 335-344. Bieniawski, Z.T., (1976) Rock Mass Classification in Rock Engineering, In: Exploration for Rock Engineering, Proc. of the Symp., (Ed. Z.T. Bieniawski) 1, Cape Town: Balkema, pp. 97-106. Bieniawski, Z.T., (1979) The Geomechanics Classification in Rock Engineering Applications, Proc. 4th Congr. Int. Soc. Rock. Mech., Montreux 2, pp. 41-48. Bieniawski, Z.T., (1989) Engineering Rock Mass Classification, New York: John Wiley & Sons, 251 p. Bieniawski, Z. T. (1993) In J. A. Hudson (Ed.), Classification of rock masses for engineering: The RMR system and future trends, comprehensive rock engineering (Vol. 3, pp. 553–574). New York: Pergamon Press. Sinha, R. S. (1989) Underground structures—Design and instrumentation. Oxford: Elsevier Science, p. 480 Cecil, O.S., (1970) Correlation of Rockbolts – Shotcrete Support and Rock Quality Parameters in Scandinavian Tunnels, Ph. D. Thesis, University of Illinois, Urbana, 414 p. Cummings, R., Kendorski, F., Bieniawski, Z.T., (1982) Caving Rock Mass Classification and Support Estimation, US Bureau of Mines Contract Report, #J0100103, Chicago: Engineers International Inc. Deere, D.U., (1968) Geological Considerations, Rock Mechanics in Engineering Practice, Ed. R.G. Stagg and D.C. Zenkiewicz, New York, pp. 1-20. Deere, D.U., (1989) Rock Quality Designation (RQD) after Twenty Years, U.S. Army Corpsof Engineers Contract Report GL-89-1, Waterways Experiment Station, Vicksburg, MS, 67 p. Deere, D.U., Deere, D.W., (1988) The Rock Quality Index in Practice, Rock Classification Systems for Engineering Purposes, ASTM STP 984, L. Kirkendale Ed., pp. 91-101.

88

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Deere, D.U., Hendron, A.J. Jr., Patton, F.D., Cording, E.J., (1967) Design of Surfacend Near Surface Construction in Rock, In: Failure and Breakage of Rock, C. Fairhurst Ed. Society of Mining Engineers of AIME, New York, pp. 237-302. Grimstad, E., Barton, N., (1993) Updating the Q-system for NMT, Proc. Int. Symp. on Sprayed Concrete–Modern Use of Wet Mix Sprayed Cocrete for Underground Support, Fagernes, Eds. Kompen, Opsahl and Berg, Oslo: Norwegian Concrete Association. Hoek, E. (1994) Strenght of Rock and Rock Masses, ISRM News Journal, Vol. 2 (2), pp. 4-16. Hoek E. (2000) Rock Engineering, A course Notes, http://www.rocscience.com, 313 p. Hoek E., Brown E.T. (1997) Practical Estimates of Rock Strength, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 34 (8), pp. 1165-1187. Hoek E., Wood D., Shah S., (1992) A Modified Hoek-Brown Failure Criterions for Jointed Rock Masses, Proceedings of Int. ISRM Symp. on Rock Characterization, EUROCK 92, (Ed. Hudson J.), Chester, UK, Brit. Geol. Soc., London, pp. 209-214. Hoek E., Kaiser P.K., Bawden W.F. (1995) Support of Underground Excavations in Hard Rock, Rotterdam: A.A. Balkema, 215 p. Hoek E., Marinos P., Benissi M. (1998) Applicability of the Geological Strength Index (GSI) Classification for Very Weak and Sheared Rock Masses. The Case of the Athens Shist Formation. Bull. Engl. Geol. Env., No. 57, pp.151-160. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test, (1978) ISRM Suggested Methods for the Quantitative Description of Discontinuities in Rock Masses, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 15, No. 6, pp. 319-368. Kendorski, F., Cummings, R., Bieniawski, Z.T., Skinner, E., (1983) Rock Mass Classification for Block Caving Mine Drift Support, Proc. 5th Congress Int. Soc. Rock Mech, ISRM, Melbourne, Rotterdam: A.A. Balkema, pp. B51-B63 Lauffer, H., (1958) Gebirgsklassifizierung fur den Stollenbau, Geol. Bauwesen 74, pp. 46-51. Marinos, P., Hoek, E., (2000) GSI-A Geologically Friendly Tool for Rock Mass Strength Estimation, Proc. GeoEng 2000 Conference, Melbourne. Marinos, P., Hoek, E., (2001) Estimating the Geotechnical Properties of Heterogeneous Rock Masses such as Flysch, Bull. Eng. Geol. Env., 60, pp 85-92.

89

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Milne, D., Hadjigeorgiu, J., Pakalnis, R., (1998) Rock Mass Charcterization for Underground Hard Rock Masses, http://www.mining.ubc.ca/rock/publications, 9 p. Pacher, F., Rabcewicz, L., Golser, J., (1974) Zum der seitigen Stand der Gebirgssklassifizirung in Stollen-und Tunnelbau, Proc. XXII Geomech. Colloq., Salzburg, pp.51-58. Palmstrom, A., (1982) The Volumetric Joint Count – A Useful and Simple Measure of The Degree of Rock Jointing. Proc. 4th Int. Congress Int. ass. Engrg. Geol., Delphi 5, pp. 221 – 228. Priest, S.D., Hudson, J.A., (1976) Estimation of Discontinuity Spacing and Trace Lenght Using Scan Line Surveys, Int. J. Rock Mech. Min. Sci and Geomech., Vol. 18, pp. 183 – 197. Romana, 1985, Romana, M., (1993) A Geomechanical Classification for Slopes: Slope Mass Rating, In: J.A. Hudson ed. Comprehensive Rock Engineering, Vol. 3, Oxford: Pergamon Press, pp. 576-598. Sonmez, H., Ulusay, R., (1999) Modifications to the Geological Strength Index (GSI) and Their Applicability to the Stability of Slopes, Int. J. Rock Mech. Min. Sci., Vol. 36, No.6., pp. 743 – 760. Stini, I., (1950) Tunnelbaugeologie, Springer-Verlag, 336 p. Terzaghi, K., (1946) Rock Defects and Loads on Tunnel Support, In Rock Tunneling with Steel Supports, (Eds R.V. Proctor and T.L. White), 1, Youngstown, OH: Commertial Shearing and Stamping Company, pp. 17-99. Wickham, G.E., Tiedemann, H.R., Skinner, E.H., (1972) Support Determination Based on Geological Predictions, Proc. Rapid Excav. Tunneling Conf., AIME, New York, pp. 43-64. Wickham, G.E., Tiedemann, H.R., Skinner, E.H., (1974) Ground Support Prediction Model – RSR Concept, Proc. Rapid Excav. Tunneling Conf., AIME, New York, pp. 691-707.

90


7 Čvrstoća i deformabilnost stijenske mase 7.1.

Naprezanja u stijenskoj masi

Razumijevanje koncepta naprezanja je osnova za razumijevanje mehanike stijena. Naprezanje je tenzor drugog reda.

s xx  t yx t zx 

t xy t xz   s yy t yz  t zy s zz 

Slika 35 Komponente posmičnih i normalnih naprezanja koje djeluju na infinitezimalno maloj kocki u stijeni i matrica naprezanja (Hudson and Harrison, 1997)

Stanje naprezanja u određenoj točki je obično predstavljeno veličinom i orjentacijom glavnih naprezanja (matricu naprezanja čini devet komponenti, ali stanje naprezanja u točki opisano je sa šest komponenti jer je

t xy  t yx ), slika 35.

Komponente naprezanja u stijeni koja je izložena opterećenju ovisit će o orijentaciji infinitezimalno male kocke u odnosu na cijelu stijenu. Potrebno je stoga odrediti smjerove najvećih i najmanjih glavnih naprezanja. Posmična naprezanja na svim ravninama u tim smjerovima jednake su nuli. Potrebno je označiti orijentaciju tih glavnih naprezanja σ1, σ2, σ3. Sve površine iskopa su ravnine glavnih naprezanja (nema posmičnih komponenti koje na njima djeluju) (slika 36.).

91


Slika 36 Komponente naprezanja koje djeluju na ravnini iskopa: a) prije iskopa; b) poslije iskopa (Hudson and Harrison, 1997)

Stijenska masa ispod zemljine površine izložena je naprezanjima koja su posljedica mase gornje ležećih naslaga i tektonskih aktivnosti u zemljinoj kori. Ova naprezanja nazivaju se primarnim ili in situ naprezanjima (engl. in situ stress; natural stress; initial stress; virgin stress; absolute stress). Podzemnim ili površinskim iskopom u stijenskoj masi, u okolici iskopa dolazi do promjene primarnih naprezanja. Ova izmijenjena naprezanja zovu se sekundarna ili inducirana naprezanja (engl. induced stresses). Poznavanje veličine i orijentacije primarnih i sekundarnih naprezanja vrlo je važan dio geotehničkih zahvata u stijesnkoj masi. Općeniti možemo reći da in situ vertikalna naprezanja rastu linearno s dubinom i da se dosta točno mogu odrediti iz izraza

sz  z

[20]

gdje su: σz - vertikalna naprezanja (kN/m2) γ - zapreminska težina tla (kN/m3) z - dubina (m) a horizontalni naponi su općenito:

s x  k0  s z gdje su: σx - horizontalna naprezanja (kN/m2)

92

[21]


ko - mirni potisak tla (prema Jacky-u: ko = 1 – sin; za elastičan materijal ko= u/1-u, gdje je u Poissonov koeficijent) σz -vertikalna naprezanja (kN/m2) Mjerenjima je pokazano da horizontalna naprezanja mogu imati vrlo visoke vrijednosti te da na nekim lokacijama mogu biti nekoliko puta veća od vertikalnih. Naime, tijekom geološke prošlosti došlo je do erodiranja terena (slika 37.) što je utjecalo na smanjenje vertikalog primarnog naprezanja u promatranoj točki. Kako se stijenska masa ne ponaša idelano elastično, smanjenje vertikalnih naprezanja nije pratilo proporcionalno smanjenje horizontalnih. Stijenska je masa ”zapamtila” horizontalna naprezanja koja su u njoj vladala u geološkoj prošlosti dok je nadsloj bio znatno veći. Na ovu pojavu mogu utjecati (Hudson and Harrison, 1997): • • • • •

erozija, tektonske aktivnosti, anizotropija stijenske mase, blizina diskontinuiteta, efekt mjerila (scale effect).

Slika 37 Odnosi vertikalnih i horizontalnih in situ naprezanja prije i nakon značajne erozije terena (Vrkljan, 2013)

Ramsay i Hubber (1988) su pokazali kako određeni tipovi rasjeda utječu na rotaciju glavnih naprezanja (slika 38.).

93


a)

b)

c) Slika 38 Orijentacija in situ vertikalnih i horizontalnih naprezanja u različitim geološkim uvjetima: a) normalni rasjed; b) reversni rasjed; c) rasjed po pružanju(Ramsay and Hubber, 1988)

Normalni rasjedi (slika 38.a) su strmog nagiba, gdje se klizanje češće događa u smjeru nagiba nego u smjeru pružanja, a krovina se pomiče u smjeru prema dolje. Normalni rasjedi su uzrokovani vlačnim silama. Mehanizam sloma nalaže da je σv najveće glavno naprezanje, a minimalno horizontalno naprezanje σh djeluje u smjeru nagiba. Za njih vrijedi σv> σH >σh. Reversni rasjedi (slika 38.b) imaju blagi nagib, gdje se klizanje češće događa u smjeru nagiba nego u smjeru pružanja, a podina se pomiče u smjeru prema gore. Reversni rasjedi su formirani uslijed djelovanja tlačnih sila. Mehanizam krhkog sloma upućuje na činjenicu da je vertikalno naprezanje u ovom slučaju najmanje glavno naprezanje, a horizontalno naprezanje u smjeru nagiba je najveće glavno naprezanje. Poredak veličine naprezanja u reversnom rasjedu je σH >σh> σv. U području rasjeda po pružanju rasjedi su strme orjentacije i obično vertikalni. Klizanje se češće događa u smjeru pružanja nego u smjeru nagiba. Orijentacija najvećih i najmanjih glavnih naprezanja je prikazana na slici 38.c, a po veličini se mogu poredati na slijedeći način σH >σv> σh. Opće je prihvaćeno u praksi da su blizu horizontalne površine (slika 39.a) smjerovi glavnih naprezanja horizontalni i vertikalni, a često se takav smjer pretpostavlja po cijeloj dubini. To nije točno i za nagnute pokosa ili doline (slika 39.b) gdje je jedan smjer glavnih naprezanja jednak smjeru ravnine pokosa, a drugi je na njega okomit. a)

94


b) Slika 39 Orijentacija glavnih naprezanja: a) blizu horizontalne površine; b) na padini

7.2.

Metode određivanja naprezanja u stijenskoj masi

Zašto određujemo in situ naprezanja? Da bi dobili saznanja o stanju naprezanja, smjeru i veličini glavnih naprezanja, rezultatu djelovanja takvih naprezanja, mehanizmu sloma itd. moramo odrediti primarna naprezanja u stijenskoj masi. Drugi razlog je saznanje o rubnim uvjetima za analize sekundarnih naprezanja u fazi projektiranja (u matematičkim, numeričkim ili fizičkim modelima). Bilo koji sustav određivanja in situ stanja naprezanja uključuje minimalno šest nezavisnih mjerenja. Postoje metode direktnog mjerenja i metode indirektnog mjerenja (indikativne metode). Normalna naprezanja mogu se mjeriti direktno, a posmične komponente tenzora naprezanja ne mogu se mjeriti već se one izračunaju iz normalnih komponenti mjerenih u različitim pravcima. Međunarodna udruga za mehaniku stijena (ISRM, 1987) preporuča 4 direktne metode Kim and Franklin, 1987): 1. Ispitivanje tlačnim jastucima 2. Ispitivanje hidrauličkim frakturiranjem 3. USBM metoda (United States Bureau of Mines) 4. Određivanje naprezanja korištenjem CSIR ili CSIRO sonde (Commonwealth Scientific and Industrial Research Organization)

95


Ispitivanje tlačnim jastucima Tlačnim jastukom (slika 39.) moguće je odrediti samo jednu normalnu komponentu tenzora naprezanja. U ovom slučaju je os x okomita na ravninu jastuka pa će σxx biti paralelan s osi x. Da bi se odredile sve komponente tenzora naprezanja potrebno je na jednoj lokaciji obaviti najmanje šest mjerenja s različito orijentiranim jastucima. ISRM (1987) preporuča da se obavi 9 mjerenja, kako bi se čim točnije odredile komponente tenzora naprezanja (po tri jastuka u svakom od zidova tunela i tri u kaloti tunela). Ovom metodom mjeri se naprezanje u zoni promjene primarnih naprezanja zbog iskopa. Da bi se dobilo primarno naprezanje, izmjerene veličine treba ekstrapolirati izvan ove zone primjenom teorije elestičnosti ili numeričkim modeliranjem. Na mjestu gdje će biti postavljen tlačni jastuk, ugrađuju se reperi te se mjeri njihova udaljenost (d0). Slot u koji će biti postavljen jastuk izreže se pilom ili se dobije bušenjem niza bušotina jedne pored druge. Tijekom rezanja slota, reperi će se primicati jedan prema drugome, ukoliko je normalno naprezanje tlačno. U slot se umeće jastuk koji se ispuni uljem ili vodom pomoću tlačne pumpe. Tlak u jastuku prenosi se na zidove slota te počinje razmicanje repera. Tlak u jastuku potreban da se reperi vrate u položaj koji su imali prije rezanja slota, predstavlja normalno naprezanje u pravcu okomitom na plohu jastuka. Osnovni nedostatak ove metode je veliki broj jastuka koje treba ugraditi da bi se izmjerile sve komponente tenzora naprezanja. Za interpretaciju rezultata mjerenja potrebno je poznavati raspodjelu naprezanja u okolini podzemne prostorije u kojoj je ispitivanje obavljeno. Za uspješno korištenje ove metode potrebno je ispuniti tri uvjeta:   

96

stijenska masa u zidovima prostorije ne smije biti poremećena prostorija treba imati geometriju za koju postoji zatvoreno rješenje za izračunavanje naprezanja (najbolji je kružni poprečni presjek) stijenska masa se treba ponašati elastično


Slika 40 Pokus tlačnim jastucima: shema, matrica naprezanja i dijagram (prema Hudson and Harrison, 1997 iz Vrkljan 2013.)

Ispitivanje hidrauličkim frakturiranjem Pokus hidrauličkog frakturiranja (slika 40.) izvodi se duboko u bušotini. Najveća prednost ovog pokusa je činjenica da se on može izvesti daleko od iskopa te promjena naprezanja izazvana iskopom neće utjecati na rezultat mjerenja. Pokus se može izvesti čak na dubinama od 5 do 6 km. Najveći mu je nedostatak što se ne mogu izmjeriti sve komponente tenzora naprezanja. Da bi se dobilo kompletno stanje naprezanja moraju se uvesti sljedeće pretpostavke:   

pravci glavnih naprezanja paralelni su i okomiti na os bušotine, vertikalno glavno naprezanje posljedica je mase gornjeležećih naslaga, pretpostavi se vrijednost trećeg glavnog naprezanja σ2.

Na mjestu gdje se želi izmjeriti naprezanje pakerima se izolira dio bušotine u duljini približno 1m. U izoliranu zonu dovede se voda te se tlak vode povećava sve dok ne dođe do loma stijene. Tijekom pokusa mjeri se tlak vode. Promjena tlaka tijekom vremena prikazana je na slici xxx. Za pokus su bitne dvije vrijednosti tlaka:

97


 

tlak pri kojem je došlo do loma stijene PB (engl. breakdown pressure), tlak koji je potreban da se pukotina drži otvorenom Ps (engl. shut-in pressure).

Napomene vezane za izvođenje pokusa:    

pokus se mora izvoditi na lokacijama koje nemaju prirodne diskontinuitete što se može utvrditi TV kamerom, tlak vode treba po mogućnosti mjeriti na mjestu frakturiranja a ne na površini, orijentacija i lokacija pukotine koja je nastala tijekom pokusa odredi se pakerom na kojem ostaje trag pukotine (engl. impression packer) ili na neki drugi način, treba uvijek imati u vidu pretpostavku da je pravac glavnog naprezanja paralelan s osi bušotine.

Slika 41 Pokus hidrauličkim frakturiranjem: shema, matrica naprezanja i dijagram (prema Hudson and Harrison, 1997 iz Vrkljan 2013.)

Bez obzira na nedostatke koji su posljedica uvođenja niza pretpostavki, ovo je jedina metoda mjerenja koja se može koristiti na značajnim udaljenostima od iskopa te na enormnim dubinama od nekoliko kilometara. Metoda je primjenjiva u stijeni koja se može smatrati linearno elastičnom, homogenom i izotropnom. Također se podrazumijeva da je stijena vodonepropusna kako voda pod

98


tlakom ne bi utjecala na raspodjelu naprezanja. Prema teoriji elastičnosti, faktor koncentracije naprezanja ne ovisi o konstantama elastičnosti niti o promjeru bušotine. Međutim, za izračunavanje naprezanja potrebno je poznavati vlačnu čvrstoću stijene, koja nije materijalno svojstvo. Naime, materijalno svojstvo ne ovisi o geometriji uzorka i uvjetima opterećenja tijekom pokusa a vlačna čvrstoća ovisi.

USBM metoda (United States Bureau of Mines) Kod USBM metode (slika 41.) sonda omogućava mjerenje promjene promjera pilot bušotine u tri pravca koji se sijeku pod kutom od 120°. Nakon što je izvršeno nulto mjerenje u pilot bušotini izvrši se bušenje koncentrične bušotine s tankostijenom sržnom cijevi (engl. overcoring). Tijekom bušenja kontinuirano se prati promjena tri promjera pilot bušotine. Nakon završenog overcoringa, cilindar stijene zajedno sa sondom izvadi se iz bušotine te ugradi u biaksijalnu ćeliju radi određivanja modula elastičnosti. U biaksijalnoj ćeliji cilindar se tlači po vanjskom plaštu nastojeći postići stanje naprezanja koje je djelovalo prije nego je izvršen overcoring. Tijekom pokusa, deformacija pilot bušotine mjeri se istom sondom koja je bila korištena tijekom overcoringa. Koristeći formule za tankostijeni cilindar izračuna se Youngov modul elastičnosti iz naprezanja koje je postignuto u biaksijalnoj ćeliji i promjene promjera pilot bušotine. Naprezanja u ravnini okomitoj na os bušotine, izračunaju se iz izmjerenih deformacija pilot bušotine tijekom overcoringa i parametara elastičnosti stijene. Ako se na istoj lokaciji izvede tri (ili više) pokusa u bušotinama različite orijentacije, moguće je izračunati sve komponente tenzora naprezanja.

99


Slika 42 USBM metoda: shema, matrica naprezanja i dijagram (prema Hudson and Harrison, 1997 iz Vrkljan 2013.)

Određivanje naprezanja korištenjem CSIR ili CSIRO sonde Ova metoda pripada skupini tzv. overcoring metoda. Za razliku od USBM metode, gdje se jednom sondom može obaviti više mjerenja, sonde CSIR i CSIRO metoda lijepe se za stjenke pilot bušotine te se tako mogu koristiti samo jedan puta. Na sondi se nalaze mjerila pomaka (deformacije) u tri rozete. Kako svaka od rozeta sadrži tri ili četiri mjerila (strain gauges), ukupno se izmjeri 9 ili 12 pomaka (deformacija). Nakon što je sonda zalijepljena u pilot bušotini, obavi se nulto mjerenje. Nakon toga obavi se overcoring. Overcoringom se cilindar stijene oslobađa naprezanja koje vlada u okolnoj stijenskoj masi što će za posljedicu imati deformiranje pilot bušotine. Deformiranje pilot bušotine zabilježit će mjerila na sondi. Iz izmjerenih deformacija stjenki pilot bušotine, izračuna se svih 6 komponenti tenzora naprezanja. Ovo je jedna od metoda kojom se jednim mjerenjem mogu odrediti sve komponente tenzora naprezanja. Uporaba ove metode ograničena je na homogene stijene koje se ponašaju kao perfektno elastičan medij. Može se pojaviti problem lijepljenja sonde u saturiranoj stijeni. U ovom slučaju treba koristiti jednu od tri naprijed opisane metode. Sonda, koja se često naziva troosnom deformacijskom ćelijom (triaxial strain cell), razvijena je u South African Council for Scientific and Industrial Research (CSIR). Sondu slične koncepcije razvili su u Commonwealth Scientific and Industrial Research Organization

100


(CSIRO) u Australiji. Ova sonda poznata je pod imenom CSIRO Hollow Inclusion (HI) cell. Jedna od glavnih razlika između CSIR i CSIRO HI sondi je u tome što je CSIRO HI sonda cijelo vrijeme priključena na uređaj za mjerenje deformacija. Na taj način se mogu dobiti podaci o naprezanju tijekom overcoringa. Na istom principu radi i sonda LNEC instituta iz Portugala (stress tensor tube). Neke od indirektnih metoda su (Hudson and Harrison, 1997):       

breakout bušotina kojim se dobiva orijentacija glavnih naprezanja povratne analize glavnih naprezanja koja uzrokuju rasjede akustična emisija buke niskog intenziteta unutar stijenske mase pod naprezanjem skupnjanje/širenje jezgre nakon vađenja iz bušotine diferencijalna analiza deformacija geometrija razlomljenosti jezgre ukazuje na pukotine prouzročene naprezanjima promatranje stanja diskontinuiteta

7.3.

Deformabilnost stijenske mase

Naprezanja izazvana djelovanjem sile na stijensku masu mogu uzrokovati deformaciju ili slom, ovisno o čvrstoći stijenske mase. Deformacija ukazuje na promjenu oblika ili konfiguracije stijenske mase, a izražava se kao razlika između deformiranog i početnog stanja (u dužini ili volumenu). Deformabilnost stijenske mase ovisi o stupnju raspucalosti stijenske mase, stišljivosti pukotina i stišljivosti intaktnog stijenskog materijala između pukotina. Jače raspucala stijenska masa ima znatno veću deformabilnost od intaktne stijene. Osim raspucalosti stijenske mase, dodatan utjecaj na deformabilnost ima i utjecaj veličine promatranog problema (engl. scale effect), a ovisi i o razini naprezanja. Terenska ispitivanja deformabilnosti stijenske mase zahvaćaju znatno veći volumen stijenske mase od laboratorijskih uzoraka. Pokus radijalnog opterećenja izveden u mjerilu 1:1 u tunelima koji se kopaju potencijalno je najpouzdanija metoda za određivanje krutosti stijenske mase. No ta ispitivanja su veoma skupa i vremenski vrlo zahtijevna. S obzirom na to danas se uglavnom koriste empirijske metode u kojima se deformabilnost stijenske mase određuje na osnovi klasifikacije stijenske mase. Sve klasifikacije se temelje na bodovanju pri čemu su različitim parametrima pridružene različite numeričke vrijednosti, u ovisnosti o njihovoj važnosti za sveukupno ponašanje stijenske mase. Mjerenja za vrijeme izvedbe geotehničkih zahvata u karbonatnim stijenama hrvatskog krša su pokazala da su izmjerene deformacije znatno veće od onih dobivenih proračunima u kojima su korišteni parametri deformabilnosti dobiveni preko postojećih veza sa klasifikacijama stijenske mase te da su izmjereni oblici deformacija po dubini značajno različiti od proračunatih odnosno projektom očekivanih (Arbanas 2004).

101


Jednu od prvih metoda prezentirali su Deere i drugi (Deere et al., 1967), kojom se procjenjuje vrijednost in situ modula deformabilnosti stijenske mase na osnovi vrijednosti RQD. Bieniawski (Bieniawski, 1978) je predložio slijedeću relaciju koja uspostavlja vezu između modula deformabilnosti stijenske mase i vrijednosti RMR (gdje je vrijednost Em izražena u GPa, a RMR>50):

Em  2RMR  100

[22]

Izraz je empirijski dobiven iz 22 izvedena pokusa određivanja in situ deformabilnosti stijenske mase uglavnom pri izvedbi temelja brana. Nedostatak je taj što za stijensku masu za koju je RMR<50 izraz daje negativnu vrijednost Em. Serafim i Pereira (Serafim and Pereira, 1983) proširili su postojeću bazu podataka i predložili slijedeći izraz

E m  10

RMR 10 40

[23]

Izrazi koje su predložili Bieniawski (1978) i Serafim i Pereira (1983) su u znanstvenoj i stručnoj literaturi najcitiranije, a u projektantskoj praksi najčešće korištene ovisnosti modula deformacije o rezultatima RMR klasifikacije. USA Federal Energy Regulatory Commission (1999) preporuča da se za vrijednosti RMR > 58 koristi izraz Bieniawskog, a za RMR < 58 izraz Serafima i Pereire. Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1997) utvrdili su da izraz Serafima i Pereire dobro opisuje deformabilnost za bolje kvalitetne stijenske mase, ali daje previsoke vrijednosti za slabije stijenske mase. Na osnovi rezultata mjerenja i povratnih analiza ponašanja iskopa u slabijim stijenskim masama predložili su slijedeću modifikaciju izraza za vrijednosti σc< 100 MPa:

Em 

sc 10 100

GSI 10 40

[24]

Može se primjetiti da je RMR zamjenjen sa GSI u ovom izrazu i da se modul deformabilnosti značajno smanjuje ako jeσci< 100 MPa. Razlog smanjenja je to što je deformabilnost kvalitetnih stijenskih masa kontrolirana preko diskontinuiteta, dok kod slabijih stijenskih masa deformabilnost intaktnih djelova pridonosi sveukupnom deformacijskom procesu. Barton (Barton, 2000) predlaže noviji izraz za deformabilnost stijenske mase zasnovan na Qklasifikaciji: Em  10(Qc )

gdje je

102

1

3

[25]

Qc  s ci / 100

.


Hoek et al., 2002 predlažu modificirani izraz Hoeka i Browna (1997) uvažavajući poremećenost stijenske mase izazvanu miniranjem ili relakasacijom stijenke mase uslijed iskopa:  D  sc E m  1   10 2  100 

GSI 10 40

[26]

Najveće istraživanje na području primjene RMR za određivanje modula deformabilnosti stijenske mase do sada proveli su Galera, Alvarez i Bieniawski (2005), poboljšanjem izraza koji su predložili Serafim i Pereira, koji za 10% daje bolju procjenu modula deformabilnosti:

Em  e

RMR10 18

[27]

Najveće istraživanje na području primjene GSI za određivanje modula deformabilnosti stijenske mase do sada proveli su Hoek i Diederich (2006) na bazi od oko 500 rezultata terenskih mjerenja modula deformabilnosti,slika 43.

MODUL DEFROMABILNOSTI STJENSKE MASE, Em(MPa)

100000 D=0

80000

60000

D=0.5

40000 D=1

20000

0

20

40

60

80

100

GSI

Slika 43 Veza između GSI i Em (Hoek i Diederich, 2006)

Dan je slijedeći izraz za Em (MPa):

1 D / 2   Em  100,000  (( 75 25D GSI)/11)  1 e 

103

[28]


Ako se u izraz (28) stavi D = 0.5 (djelomično poremećena stijenska masa) dobiva se središnja krivulja na slici 43. koja najbolje aproksimira sve rezultate mjerenja. Gornja i donja krivulja predstavljaju neporemećenu (D = 0) i potpuno poremećenu stijensku masu (D = 1).

7.4.

Odnosi između naprezanja i deformacija u stijenskoj masi

Ukoliko se na monolit određene geometrije aplicira naprezanje i nakon toga se rastereti, te isti poprimi prvobitnu geometriju, tada se ponaša elastično. OSNA KOMPRESIJA

IZOTROPNA KOMPRESIJA

SMICANJE

s

1



s

t

1



xz

t

zx

yzx





3

3

MODUL ELASTIČNOSTI E=

s 

MODUL SMICANJA

VOLUMENSKI MODUL

s ty

1

zx

1

zx

 

3

B=

s 3

 1

Poissonov koeficijent

1

Slika 44 Elastične konstante stijene (Društvo za mehaniku stijena i podzemne radoveHrvatske, 1983)

Odnosi između naprezanja i deformacija nazvani su elastične konstante stijene, od kojih su najvažnije: Modul elastičnosti (E)

– odnos naprezanja i relativne deformacije mjerene u smjeru djelovanja sile kada je uzorak stijene opterećen tlačno ili vlačno.

Modul smicanja (G)

– odnos smičućeg naprezanja i smičuće relativne deformacije.

Poissonov koeficijent (υ)

– odnos bočne i osne relativne deformacije, koje su posljedice naprezanja na uzorku.

Volumni modul (K)

– odnos izotropnog naprezanja na uzorku i volumske relativne deformacije.

Uz uvjet da je uzorak stijene izotropan, homogen, elastičan, među elastičnim konstantama vrijede sljedeće relacije:

104


E  2G1     3K 1  2  

9 KG 3K  G 

[29]



E  2G 3K  E 3K  E 3K  2G    2G 6K 6K 23K  G 

G

E EK 3K 1  2    21    9 K  E 21   

K

E 3G 2G1      31  2  33G  E  31  2 

[30]

[31]

[32]

Dovoljno je odrediti dvije konstante da bi se računski mogu odrediti ostale. Ispitivanjem na različitim vrstama stijena utvrđeno je da se stijene ne ponašaju linearno elastično te su izdvojene tri kategorije prema tipu krivulje koja grafički prikazuje odnos naprezanja i deformacija, a prikazane su na slici 45.

TI

P

A

TI P

B

NAPREZANJE

s

P

TI

C



0 RELATIVNA DEFORMACIJA

Slika 45 Grafički prikaz odnosa naprezanja i deformacija (Društvo za mehaniku stijena i podzemne radove Hrvatske, 1983)

Krivulja tipa A pokazuje linearno elastični odnos naprezanja i deformacija gdje su vrijednosti modula elastičnosti konstantne. Tako se obično ponašaju vrlo čvrste stijene (gabro, bazalt, amfiboliti, kvarciti, sitnokristalasti homogeni vapnenci i dr.) Tip krivulje B pokazuje da se s porastom sile u jednakim inkrementima povećava adekvatan inkrement deformacije. Modul elastičnosti veći je kod manjih naprezanja i opada s povećanjem naprezanja (šejl, siltit, glinoviti vapnenac, lapor, filit, serpentinit i dr.) Tip krivulje C karakterističan je za stijene kojih strukturu obilježavaju folijativne osobine. Uz jednak prirast naprezanja u inkrementima, smanjuje se adekvatan inkrement deformacije. Ako promatramo krivulju odnosa naprezanja i deformacija u toku pokusa opterećenja i rasterećenja, najčešće će odnos naprezanja i deformacije imati oblik prikazan na slici 46.

105


s C

NAPREZANJE

B

H I K A



0 RELATIVNA DEFORMACIJA

Slika 46 Krivulja odnosa naprezanja i deformacije (Hudson and Harrison, 1997)

U dijelu krivulje između točaka OA i AB stijena se ponaša gotovo elastično tj. pri rasterećenju je uočljiva vrlo mala tzv. rezidualna deformacija. Povećanjem naprezanja iznad točke B javljaju se u stijeni strukturne promjene koje rezultiraju povećavanjem deformacije koja ima stalan karakter pri rasterećenju (O – ε0). Neke pak stijene koje posjeduju svojstvo visoke elastičnosti ne moraju imati rezidualnu deformaciju. U točki C dolazi do sloma uzorka i pojavljuju se pukotine. Uz daljnje povećanje deformacije u jednakim inkrementima naglo opada naprezanje. Pukotine se povećavaju do trenutka (H – I) stvaranja potpuno odvojenih fragmenata uzorka kada se otpor naprezanju aktivira isključivo preko trenja među fragmentima (K). Neki materijali s izrazito podatno-plastičnim svojstvima i nakon točke C pri porastu deformacija mobiliziraju jednaku veličinu naprezanja, pa čak i povećanje naprezanja. U ovisnosti o tipu krivulje odnosa naprezanja i deformacije nakon pojave strukturnih promjena izdvajaju se tri vrste ponašanja materijala, slika 47:

106



Elastično-krto



Omekšavanje



Elastično-idealnoplastično

Omekšavanje

DEFORMACIJA

NAPREZANJE

Elastičnokrto

NAPREZANJE

NAPREZANJE


DEFORMACIJA

Elastičnoidealnoplastično

DEFORMACIJA

Slika 47 Krivulje odnosa naprezanja i deformacije nakon pojave strukturnih promjena (Hoek and Brown, 1997)

7.5.

Čvrstoća stijenske mase

Čvrstoća je definirana kao naprezanje koje stijena može podnijeti pod određenim uvjetima deformacije. Vršna čvrtsoća σc je najveće naprezanje koje stijena može podnijeti pri određenoj (vršnoj) deformaciji. Rezidualna čvrstoća σr je smanjena vrijednost čvrstoće stijene poslije sloma, gdje postoji značajna deformacija (slika 48.). Čvrstoća ovisi o značajkama stijenske mase, njezinih parametara čvtrstoće, ali i vanjskim faktorima (npr. naprezanja kojima je izložena, dinamička opterećenja, rasterećenja, prisutnost vode itd.).

Slika 48 Parametri čvrstoće i deformabilnosti

Slom (engl. failure) nastupa kada materijal dosegne vršnu čvrstoću, a u stijenskoj masi se može dogoditi kao smicanje na plohi sloma (npr. na kosini), direktni vlačni slom (na površinama diskontinuiteta), slom savijanjem (u svodovima podzemnih konstrukcija); slom kompresijom (npr. jednoosna kompresija u stupovima rudnika) i urušavanje (npr. vrlo porozna stijena se urušavanjem pretvara u materijal sličan tlu).

107


Mohr-Coulombov kriterij posmične čvrstoće Stabilnost stijenskih pokosa ovisi o posmičnoj čvrstoći na kliznoj plohi. Faktor sigurnosti je izražen kao odnos sila otpora (čvrstoće) i aktivnih sila koje djeluju na kosinu. Kada su te sile u ravnoteži faktor sigurnosti je 1.0. Može se pretpostaviti da je stijena Mohr-Coulombov materijal gdje je posmična čvrstoća izražena preko kohezije c i kuta unutarnjeg trenja . Potrebno je naglasiti da govorimo o posmičnoj čvrstoći intaktne stijene. O posmičnoj čvrstoći diskontinuiteta bit će kasnije riječi. Za kliznu plohu na kojoj djeluje efektivno normalno naprezanje s', posmična čvrstoća τ koja se razvija na toj plohi dana je izrazom koji predstavlja Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće: t  c  s ' tan 

[33]

gdje je: c- kohezija materijala (kN/m2) - kut unutarnjeg trenja materijala (°) τ- posmično naprezanje u trenutku sloma(kN/m2) s-normalno naprezanje u trenutku sloma(kN/m2) Ovim izrazom dan je odnos normalnih i posmičnih naprezanja u trenutku sloma.Mohr- Coulombov kriterij čvrstoće može se prikazati pravcem čvrstoće koji tangira Mohrovu kružnicu koja predstavlja kritičnu kombinaciju glavnih naprezanja σ1 i σ3, koji definiraju položaj i promjer kružnice (slika 49.a) na σ/τ dijagramu. Radijus kružnice predstavlja najveće posmično naprezanje. Mohrovim kružnicama mogu biti predstavljena različita stanja naprezanja (slika 49.b).

a)

108


b) Slika 49 Mohrovu kružnica naprezanja (a); Različita stanja naprezanja (b)

Ako prikažemo čvrstoću materijala na σ/τ dijagramu pravcem odnosno krivuljom čvrstoće, možemo razmotriti više slučajeva geoloških uvjeta na plohi sloma (slika 50.): Krivulja 1. (diskontinuitet s ispunom)- u ispuni je slaba glina, s vjerojatno niskim kutom unutarnjeg trenja, ali s mogućom kohezijom ako je ispuna neporemećena. S druge strane ako je ispuna veće čvrstoće (npr. kalcitna ispuna), kohezija može biti značajna. Krivulja 2. (glatki diskontinuitet)- glatka, čista površina diskontinuiteta nema koheziju, a kut unutarnjeg trenja je povezan s granulometrijom materijala stijene i općenito je niži u finim sitnozrnastim materijalima nego u krupnozrnastim stijenama. Krivulja 3. (hrapavi diskontinuitet)- čiste, hrapave površine diskontinuiteta nemaju koheziju, a kut unutarnjeg trenja se sastoji od dvije komponente: kut unutarnjeg trenja stijene i hrapavosti (oštrine) podloge. Kako se normalna naprezanja povećavaju, oštrine se smiču i ukupan kut unutarnjeg trenja se smanjuje.

Slika 50 Veza između posmičnih i normalnih naprezanja na kliznoj plohi za pet različitih geoloških uvjeta (prema Wyllie and Mah, 2004)

109


Krivulja 4. (raspucana stijenska masa)- posmična čvrstoća stijenske mase u kojoj klizna ploha dijelom prolazi diskontinuitetima, a dijelom intaktnom stijenom, može se izraziti krivuljom. Pri malim normalnim naprezanjima, s malo ograničenja unutar raspucane stijenske mase, gdje se pojedinačni fragmenti mogu pomicati i rotirati, kohezija je mala a kut unutarnjeg trenja je visok. Pri višim normalnim naprezanjima počinje drobljenje stijenskih fragmenata i smanjenje kuta unutarnjeg trenja. Oblik krivulje čvrstoće je povezan sa stupnjem raspucalosti i čvrstoćom intaktne stijene. Krivulja 5. (slaba intaktna stijena)- stijenska masa (npr. sedra) je izgrađena od sitnozrnastih materijala koji imaju niski kut unutarnjeg trenja, ali s obzirom da nema diskontinuiteta, kohezija može biti veća nego u slučaju čvrste intaktne stijene s gustim pukotinama. Možemo zaključiti da je pri ispitivanju parametara čvrstoće stijenske mase potrebno istražiti geološke uvjete u kojima se stijenska masa javlja, te ispitati kako karakteristike diskontinuiteta tako i karakteristike čvrstoće intaktne stijene.

Hoek Brownov kriterij čvrstoće Pri rješavanju inženjerskih problema u stijenskoj masi uglavnom se koristi Hoek-Brownov (empirijski) kriterij sloma stijenske mase (Hoek and Brown, 1980a, 1980b,). Originalni HoekBrownov kriterij razvijan je tijekom vremena njegove primjene do danas prihvaćenog općeg oblika Hoek–Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase (Hoek, 1994; Hoek et al., 1995, Hoek et al., 2002). Područje primjene Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase prikazano je na slici 51. Kriterij je primjenjiv ili u intaktnoj stijeni ili u znatno raspucanim stijenskim masama, a za obje sredine se može usvojiti da se ponašaju homogeno i izotropno. U slučajevima u kojima je veličina blokova stijenske mase reda veličine građevine ili gdje je pojedini sustav diskontinuiteta znatno slabiji od ostalih, nije moguće koristiti Hoek-Brownov kriterij čvrstoće ili ga je moguće koristiti uz znatan oprez. U tim slučajevima preporuka je analizirati kritičan mehanizam sloma koji uključuje moguće pojave rotacije ili klizanje blokova ili klinova uvjetovanih položajem diskontinuiteta.

110


Slika 51 Uvjeti stijenske mase za koje se može koristiti Hoek–Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase (Hoek, 1994)

Originalni Hoek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase Hoek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase je empirijski kriterij zasnovan na podacima troosnog ispitivanja stijenske mase. Izvorni Hoek-Brownov kriterij čvrstoće predložen je 1980. godine (Hoek and Brown, 1980a, 1980b) u slijedećem obliku σ1  σ3 

mσ3σc  sσc

2

[34]

gdje je: m, s – konstante ovisne o karakteristikama stijenske mase, σc – jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene, σ1 – veće glavno naprezanje pri slomu, σ3 – manje glavno naprezanje pri slomu. Budući su autori bili najbliži ponašanjima stijenske mase pri izvedbi podzemnih otvora, odabrali su kriterij u odnosima glavnih naprezanja. Takav način definiranja predstavlja problem za primjenu kriterija kod rješavanja drugih inženjerskih problema, a pogotovo kod analiza stabilnosti pokosa, kod kojih je posmična čvrstoća u funkciji normalnih naprezanja na plohi sloma.

111


Za intaktnu stijenu vrijedi da je s =1 i m = mi. Vrijednost mi može se odrediti iz troosnog ispitivanja stijene pri različitim naprezanjima ili iz rezultata ispitivanja. Hoek i Brown (Hoek and Brown,1980a) daju relativno detaljan prikaz vrijednosti mi, na osnovi podjele stijenskih masa u klase vrijednosti, pri čemu treba naglasiti da postoji znatan raspon vrijednosti unutar svake klase.

Tablica 25 Terensko određivanje jednoosne tlačne čvrstoće (Brown, 1981) Jednoosna Point load test tlačna čvrstoća (PLT) Terenska procjena čvrstoće (MPa) (MPa)

Stupanj

Opis stijenske mase

Primjeri

R6

Ekstremno čvrsta

>250

>10

Uzorak se s geološkim čekićem jedino okrhne

Svježi bazalt, čert, diabaz, gnajs, granit, kvarcit

R5

Vrlo čvrsta

100-250

4-10

Uzorak zahtijeva veliki broj udaraca geološkim čekićem da bi se slomio

Amfibiolit, pješčenjak, bazalt, gabro, gnajs, granodiorit, vapnenac, mramor, riolit, tuf

R4

Čvrsta

50-100

2-4

Uzorak zahtijeva više od jednog udarca geološkim čekićem da bi se slomio

Vapnenac, mramor, filit, pješčenjak, škriljevac, šejl

R3

Srednje čvrsta

25-50

1-2

Uzorak nije moguće zarezati ili rascijepiti nožem, ali se može slomiti jednim udarcem geološkog čekića

Glinjak, ugljen, beton, šklriljevac, šejl, siltit

R2

Meka

5-25

**

Uzorak se može zarezati nožem uz teškoće, a pojedini odlomci mogu se odcijepiti laganim udarcima geološkog čekića

Kreda, kamena sol, potaša

R1

Vrlo meka

1-5

**

Uzorak se raspada pod laganim udarcem geološkog čekića i može se rezati nožem

Jako raspadnute stijene ili izmijenjene stijene

R0

Ekstremno meka

0.25-1

**

Razdvaja se pod pritiskom nokta

Meka pukotinska ispuna

Za raspucalu stijensku masu vrijedi da je 0 ≤ s < 1 i m
Unaprijeđeni Hoek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1988) su predložili promjene originalnog Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase godine 1988. Unaprijeđenje kriterija sastoji se u uvođenju efektivnih naprezanja, te načina određivanja vrijednosti parametara m i s, kao i tehnike određivanja ekvivalentnih vrijednosti kohezije c, i kuta untarnjeg trenja, φ, stijenske mase. Na osnovi prijedloga

112


Priesta i Browna (Priest and Brown, 1983) dane su sljedeće empirijske korelacije za određivanje parametara m i s (Hoek and Brown, 1988): Neporemećena stijenska masa:

m  mi  e se

RMR  100 28

RMR  100 9

[35]

[36]

Poremećena stijenska masa:

m  mi  e se

RMR  100 14

RMR  100 6

[37]

[38]

gdje je: mi– vrijednost m intaktne stijene, RMR – vrijednost RMR (Bieniawski, 1976). Na osnovi iskustva Hoeka i Browna u praktičnom korištenju originalnog kriterija koji se pokazao prekonzervativnim u većini primjena, predložene su kategorije neporemećene i poremećene stijenske mase. Uz primjenu predloženih promjena nužno je kritički razmotriti dobivene vrijednosti u slučaju korištenja kriterija za analize stabilnosti pokosa, na kojima je stijenska masa uobičajeno poremećena i oslabljena uslijed iskopa, podzemnih iskopa u kojima je stijenska masa oslabljena miniranjem (Hoek and Brown, 1988). Povratni proračuni čvrstoće stijenske mase sumarno su prikazani u tablici26. (Hoek and Brown, 1988).

Tablica 26 Aproksimativne vrijednosti kvalitete stijenske mase i parametara stjenske mase za unaprijeđeni Hoek – Brownov kriterij čvstoće (Hoek i Brown, 1988)

113

amfibiolit, gabro, gnajs, granit, norit, kvarcdiorit

I METAMORFNE KRISTALIZIRANE STIJENE

KRUPNOZRNATE POLIMINERALNE MAGMATSKE

andezit, dolerit, diabaz, riolit

KRISTALIZIRANE STIJENE

pješčenjak, kvarcit

FINOZRNATE POLIMINERALNE MAGMATSKE

intaktne stijene, m, s – empirijski param., poremećeno, mi, si – empirijski param., neporemećeno

SLABO RAZVIJENIM KRISTALNIM KLIVAŽOM

- jednoosna tlačna čvrstoća

ARENITNE STIJENE S JAKIM KRISTALIMA I

sn

šejl, siltit, glineni škriljci, lapori

s 1' - veći glavni efektivni napon, s 3' - manji glavni efektivni napon,

OKAMENJENE GLINOVITE STIJENE

s 1'  ms cs 3'  ss c2

dolomiti, vapnenci, mramori

KARBONATNE STIJENE S DORBO

EMPIRIJSKI KRITERIJ ČVRSTOĆE

RAZVIJENIM KRISTALNIM KLIVAŽOM


INTAKTNA STIJENA Laboratorijski uzorak bez pukotina.

RMR=100 Q=500

m

7.00

10.00

15.00

17.00

s

1.00

1.00

1.00

1.00

25.00 1.00

mi

7.00

10.00

15.00

17.00

25.00

si

1.00

1.00

1.00

1.00

1.00

VRLO DOBRA KVALITETA STIJENE Dobro uklinjena s hrapavim neoštećenim pukotinama na razmaku 1-3 m. RMR=85 Q=100

m

2.40

3.43

5.14

5.82

8.56

s

0.082

0.082

0.082

0.082

0.082

mi

4.10

5.85

8.78

9.95

14.63

si

0.189

0.189

0.189

0.189

0.189

DOBRA KVALITETA STIJENSKE MASE Neoštećena do neznatno oštećena stijena, neznatno poremećena s razmakom pukotina 1-3 m. RMR=65 Q=10

m

0.575

0.821

1.231

1.395

2.052

s

0.00293

0.00293

0.00293

0.00293

0.00293

mi

2.0060

2.865

4.298

4.871

7.163

si

0.0205

0.0205

0.0205

0.0205

0.0205

SREDNJA KVALITETA STIJENSKE MASE Nekoliko skupova umjereno oštećenih pukotina na razmaku 0.3-1.0 m. RMR=44 Q=1

m

0.128

0.183

0.275

0.311

0.458

s

0.00009

0.00009

0.00009

0.00009

0.00009

mi

0.947

1.353

2.030

2.301

3.383

si

0.00198

0.00198

0.00198

0.00198

0.00198

SLABA KVALITETA STIJENSKE MASE Brojne oštećene pukotine na razmaku 30-500 mm s nešto ispune. Čista zbijena stijenska ispuna. RMR=23 Q=0.1

m

0.029

0.041

0.061

0.069

0.102

s

0.000003

0.000003

0.000003

0.000003

0.000003

mi

0.447

0.639

0.959

1.087

1.598

si

0.00019

0.00019

0.00019

0.00019

0.00019

VRLO SLABA KVALITETA STIJENSKE MASE Brojne jako oštećene pukotine na razmaku <50 mm s ispunom.

m

0.007

0.010

0.015

0.017

0.025

Raspadnuta stijena.

s

0.0000001

0.0000001

0.0000001

0.0000001

0.0000001

RMR=3

mi

0.219

0.313

0.469

0.532

0.782

Q=0.01

si

0.00002

0.00002

0.00002

0.00002

0.00002

Vrijednosti RMR se usvajaju na osnovu klasifikacije Bieniawskog iz 1976. godine (Bieniawski, 1976). Treba napomenuti da se pri određivanju parametara m i s usvajaju suhi uvjeti stijenske mase, s 10 bodova, a ne uzima se u obzir utjecaj orijentacije pukotina. Utjecaj podzemne vode i utjecaj orijentacije pukotina moraju se uzeti u obzir u analizama stabilnosti.

114


Modificirani Hoek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase Nakon primjene na raspucalu stijensku masu ustanovljeno je (Hoek et al. 1992) da originalni HoekBrownov kriterij čvrstoće daje prihvatljive vrijednosti čvrstoće jedino u slučajevima kada manje glavno naprezanje dosegne značajne vrijednosti. Za male vrijednosti glavnih naprezanja, kriterij daje previsoku vrijednost osne tlačne i vlačne čvrstoće. Stvarna vrijednost vlačne čvrstoće za raspucalu stijensku masu je vrlo mala ili jednaka nuli. Modificirani kriterij sadrži uvjet da je vlačna čvrstoća stijenske mase jednaka nuli, i glasi (Hoek et al. 1992):

 σ'  σ' 1  σ' 3  σ c  m b  3  σc  

a

[39]

gdje je: mb – vrijednost konstante m za raspucalu stijensku masu, a– konstanta ovisna o karakteristikama raspucale stijenske mase, σc – jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene, σ1' – veće glavno naprezanje pri slomu, σ3' – manje glavno naprezanje pri slomu. Konstanta mb odgovara vrijednosti m iz izraza (34). Hoek, Wood i Shah (Hoek et al., 1992) predložili su tablice za određivanje vrijednosti konstanti a, odnosa mb/mi i konstante mi za intaktnu stijenu na osnovi pojednostavljenog opisa stijenske mase. Stijenska masa je opisana strukturom stijenske mase i površinskim uvjetima stijenki diskontinuiteta, tablici 27. Struktura stijenske mase podijeljena je u četiri klase: krupna blokovska struktura (engl. blocky), sitna blokovska struktura (engl. very blocky), sitna blokovska struktura, borana i raspadnuta struktura (engl. blocky/seamy) i zdrobljena stijenska masa (engl. crushed). Površina stijenki diskontinuiteta razvrstana je u pet klasa i to: vrlo dobra, dobra, povoljna, loša i vrlo loša.

115


Tablica 27 Procjena vrijednosti mb/mi i a na osnovi strukture stijenske mase i uvjeta površine stijenki diskontinuiteta (Hoek et al.1992)

LOŠE, ispucala, jako oštećena površina sa zbijenom naslagom ili ispunom koja sadrži uglaste fragmente stijene

0.7

0.5

0.3

0.1

a

0.3

0.35

0.4

0.45

mb/mi

0.3

0.2

0.1

0.04

a

0.4

0.45

0.5

0.5

mb/mi

0.08

0.04

0.01

0.004

a

0.5

0.5

0.55

0.6

mb/mi

0.03

0.015

0.003

0.001

a

0.5

0.55

0.6

0.65

glavni efektivni napon , glavni efektivni napon, c - jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene, mb,a - konstante koje ovise o sustavu, strukturi i stanju površine stijenske mase '3 - manji

STRUKTURA STIJENSKE MASE

VRLO LOŠE, ispucala, jako oštećena površina sa slojem ili ispunom od mekane gline

POVOLJNO, glatko, srednje oštećena ili promijenjena površina

VRLO DOBRO, vrlo hrapavo, površine diskontinuiteta neoštećene mb/mi

'1 - veći

BLOKOVI - vrlo dobro uklještena ,

DOBRO, hrapavo, lagano oštećene površine, metalna boja površine

STANJE POVRŠINE DISKONTINUITETA

MODIFICIRANI HOEK-BROWNOV KRITERIJ ČVRSTOĆE

neporemećena stijenska masa; veliki blokovi

UGLAVNOM BLOKOVI - uklještena, djelomično poremećena stijenska masa; blokovi srednje veličine

BLOKOVI / SLOJEVITO - naborano s rasjedima, ispresjecano s mnogo diskontinuiteta; mali blokovi

ZDROBLJENO - loše uklještena, jako zdrobljena stijenska masa; vrlo mali blokovi

Opći oblik Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase Hoek, Kaiser i Bawden (Hoek, 1994; Hoek et al., 1995) predložili su opći oblik Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase koji je dan izrazom:

  σ' σ' 1  σ' 3  σ c  m b  3  s  σc  

a

gdje je: σ'1 – veće efektivno glavno naprezanje pri slomu,

116

[40]


σ'3 – manje efektivno glavno naprezanje pri slomu, mb – vrijednost konstante m za stijensku masu, s, a – konstante ovisne o karakteristikama stijenske mase, σc – jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene. Za intaktnu stijensku masu, za koju vrijedi da je s =1 i a = 0.5 izraz poprima oblik:

  σ' σ' 1  σ' 3  σ ci  m b  3  1 σ ci  

0.5

[41]

Za stijensku masu dobre kvalitete s relativno zatvorenim pukotinama, vrijednost a = 0.5 svodi gore navedeni izraz na originalni Hoek-Brownov kriterij. Za vrlo slabu kvalitetu stijenske mase usvajanjem vrijednosti s=0, gore navedeni izraz svodi se na modificirani Hoek-Brownov kriterij. Za vrijednosti parametara mb, s i a Hoek, Kaiser i Bawden (Hoek et al., 1995) predložili su izraze u zavisnosti od geološkog indeksa čvrstoće (GSI). Geološki indeks čvrstoće predstavlja pojednostavljeni klasifikacijski sustav određivanja čvrstoće stijenske mase, zasnovan gotovo u cijelosti na vizualnoj procjeni vrijednosti GSI na osnovi strukture stijenske mase, značajkama intaktne stijene, uvjetima površine stijenki diskontinuiteta, kao i uvjeta koji proizlaze iz geometrije intaktnih dijelova stijene i njihovog ponašanja pod djelovanjem promjene uvjeta stanja naprezanja u stijenskoj masi. Za neporemećenu stijensku masu, GSI > 25, vrijedi:

mb  mi  e se

GSI 100 9

a  0.5

GSI 100 28

[42]

[43] [44]

Za vrijednosti parametra mi Hoek, Kaiser i Bawden (Hoek et al., 1995) predlažu vrijednosti u zavisnosti od geološkog porijekla stijenske mase dok Marinos i Hoek (Marinos and Hoek, 2001) vrijednosti parametra mi određuju na osnovi rezultata ispitivanja intaktne stijene u aparatu za troosno ispitivanje, tablica 28.

117


Tablica 28 Vrijednosti mi za intaktnu stijenu u zavisnosti od geološkog porijekla za opći oblik Hoek-Brownovog kriterija (Marinos and Hoek, 2001) Vrijednosti konstante m i za intaktnu stijenu, prema podijeli stijena. Vrijednosti u zagradama su procijenjenje. Pridodane vrijednosti svkom tipu stijenske mase ovise o granulaciji i uklještenosti kristalne strukture pri čemu su više vrijednosti pridružene većoj uklještenosti i višim značajkama trenja. Ova tabela sadrži značajne promjene u odnosu na prethodno publicirane inačice. Promjene su uzrokovane iz podataka dobivenih laboratorijskim pokusima i s geologa i inženjerskih geologa. Tip stijene

Klasa

Grupa

Tekstura Krupna

Srednja

Fina

Vrlo fina

Konglomerat

Pješčenjak

a

17±4

Siltit (Prahovnjak) 7±2

Argilit (Glinjak) 4±2

Breča

Grauvaka

a

(18±3)

Šejl (6±2)

Klastične SEDIMENTNE

Lapor (7±2) Karbonatne Neklastične

Kristalinični

Sparitčni

Mikritčni

Dolomit

vapnenac

vapnenac

vapnenac

(9±3)

(12±3)

(10±2)

(9±2)

Gips 8±2

Anhidrit 12±2

Kemijske (evaporitne)

Sadra 7±2

Organske Mramor

Hornfels (Rožnac)

Kvarcit

9±3

(19±4)

20±3

METAMORFNE

Neuslojene

Metapješčenjak (19±3)

Slabo uslojene

Migmatit

Amfibolit

Gnajs

(29±3)

26±6

28±5

Uslojene

Škriljavac

Filit

Slejt

b

12±3

(7±3)

7±4

Porfirit

Diabaz

Peridotit

(20±5)

(15±5)

(25±5)

Svijetle (Kisele)

Diorit

32±3

25±5

Granodiorit (29±3)

Dubinske Tamne ( Lužnate)

MAGMATSKE

Granit

Gabro

Dolerit

27±3

(16±5)

Norit 20±5

Hipobazalne

Lava Vulkanske

Riolit

Dacit

(25±5) Andenzit

(25±3)

25±5

(25±5)

Bazalt

Aglomerat

Breča

Tuf

(19±3)

(19±5)

(13±5)

Piroklastične

a Konglomerati i breče posjeduju široki raspon vrijednosti, zavisno od prirode cementacije do vezivnog materijala kao i stupnja cementacije. vrijednosti se mogu kretati od vrijednosti za pješčenjake sve do onih za sitnozrnaste sedimentne stijene. b Vrijednosti su dane za uzorke intaktne stijene ispitane okomito na položaj slojeva. Vrijednosti m i mogu biti značajno različite ukoliko se slom odvija duž diskontinuiteta

Za poremećenu stijensku masu, GSI < 25, vrijedi: s0 a  0.65 

118

[45]

GSI 200

[46]


gdje je: GSI – vrijednost geološkog indeksa čvrstoće (Hoek, 1994; Hoek et al., 1995) Hoek 2002. (Hoek et al., 2002) uvodi faktor poremećenja D koji ovisi o stupnju poremećenja stijenske mase uslijed miniranja i relaksacije stanja naprezanja. Faktor poremećenja D varira od 0 za neporemećenu stijensku masu do 1 za vrlo poremećenu stijensku masu. Dane su i preporuke za određivanje faktora poremećenja.  GSI 100   

m b  m i  e  2814D 

[47]

Eliminirano je izračunavanje koeficijenata s i a za GSI > 25 i GSI < 25, već su isti dani izrazom za sve stijenske mase.

se

 GSI100     93D 

GSI 20   1 1   15 a   e  e 3  2 6 

[48]

[49]

Uvedena su dva dijagrama za odabir GSI-a na osnovi kvalitativnog opisa stijenske mase. Jedan od dijagrama odnosi se općenito za stijensku masu, a drugi se odnosi na heterogene i poremećene stijenske mase kao što je fliš (tablica 29. i 30.).

119


UGLAVNOM BLOKOVI - uklješteno, djelomično poremećena stijenska masa s višeplošnim uglatim blokovima formiranim s 4 ili više diskontinuiteta BLOKOVI/POREMEĆENO/SLOJEVITO naborano s rasjedima te ispresjecano s mnogo diskontinuiteta koji formiraju uglate blokove. Prisutnost ploha slojevitosti ili škriljavosti ZDROBLJENO - loše uklinjena, jako zdrobljena stijenska masa s mješavinom uglatih i zaobljenih blokova

LAMINIRANO/SMICANO - nedostatak blokovitosti zbog malog razmaka ploha škriljavosti ili smičućih ploha

120

SMANJENJE UKLJEŠTENOSTI KOMADA STIJENE

BLOKOVI - vrlo dobro uklještena i neporemećena stijenska masa s kubičnim blokovima formiranim s 3 ortogonalna diskontinuiteta

VRLO LOŠE - Ispucale, jako oštećene površine sa slojem ili ispunom od mekane gline

POVOLJNO - Glatke, srednje rastrošene i promjenjene površine

DOBRO - Hrapave, lagano rastrošene metalna boja površina

SMANJENJE KVALITETE POVRŠINA

STRUKTURA INTAKTNA ILI MASIVNA - intaktni komadi stijene ili masivna stijena in situ sa široko razmaknutim diskontinuitetima

VRLO DOBRO - Vrlo hrapave svježe, nerastrošene površine

Iz opisa litologije i strukture stijenske mase te stanja površine diskontinuiteta potrebno je odabrati prosječnu vrijednost GSI. Pri tome nije značajno biti previše točan. Procjena vrijednosti između 33 i 37 je realnija od točne vrijednosti GSI=35. Za napomenuti je da tabela nije primjenjiva za strukturno kontrolirane slomove. Gdje su prisutni nepovoljno orjentirani diskontinuiteti s obzirom na smjer iskopa, isti prevladavaju ponašanje stijenske mase. Čvrstoća stijenske mase može biti smanjena prisustvom podzemne vode i to mora biti uzeto u obzir pomakom u desno od povoljnih do vrlo loših uvjeta stijenske mase. Porni tlak ne mjenja vrijednosti GSI i utječe korištenjem efektivnih naprezanja u geostatičkim analizama.

POVRŠINSKI UVJETI

GSI ZA RASPUCALE STIJENE (Marinos i Hoek, 2000)

LOŠE - Ispucane, jako oštećene površine sa zbijenom naslagom ili ispunom koja sadrži uglaste fragmente stijene

Tablica 29 Dijagram za određivanje GSI na osnovu geoloških opažanja (Hoek et al. 1998; Marinos and Hoek 2000; 2001)

90

N/P

N/P

80 70 60 50 40

30

20

10 N/P

N/P

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 30 Dijagram za određivanje GSI za heterogenu stijensku masu kao što je fliš (Marinos and Hoek 2001) POVRŠINSKI UVJETI DISKONTINUITETA

SASTAV I STRUKTURA

VRLO DOBRO

DOBRO

POVOLJNO

LOŠE

D

E

VRLO LOŠE

A. debelo uslojeni, uglavnom blokoviti pješčenjak 70

U plitkim tunelima ili padinama ove plohe slojevitosti mogu uzrokovati strukturno kontroliranu nestabilnost.

A 60

B. Pješčenjak sa tankim proslojcima siltita

C. Pješčenjak i siltit u sličnim omjerima

D. Siltit ili siltozni šejl sa slojevima pješčenjaka

50 B

C 40

C, D, E i G - mogu biti više ili manje ispresjecani nego što je prikazano ali to ne mjenja čvrstoću. Tektonske deformacije, rasjedi ii oslabljenja kontinuirano pomiču te kategorije u F i H. G. Neporemećeni siltitni ili glinoviti šejl sa ili bez nekoliko vrlo tankih slojeva pješčenjaka

F. Tektonski deformiran, boran/ rasjednut, smican glinoviti šejl ili siltit sa slomljenim i deformiranim slojevima pješčenjaka tvoreći gotovo kaotičnu strukturu. H. Tektonski deformiran siltitni ili glinoviti šejl formirajući kaotičnu strukturu , sa džepovima gline. Tanki slojevi pješčenjaka transformirani su u sitne djelove stijene.

30 F

20

10 G

H

Hoek, Kaiser i Bawden (Hoek et al., 1995) predložili su tablice za određivanje vrijednosti konstanti a, odnosa mb/mi i konstante mi za intaktnu stijenu na osnovi pojednostavljenog opisa stijenske mase s obirom na strukturu stijenske mase i uvjete površine stijenki diskontinuiteta, tablica 31. Iskustva stečena pri projektiranju i izvedbi vrlo visokih stijenskih pokosa pokazala su da HoekBrownov kriterij za neporemećenu stijensku masu (D=0) daje previše optimistične rezultate, a realni rezultati dobivaju se usvajajući karakteristike poremećene (Hoek and Brown, 1988) stijenske mase (D=1). Zaključak je da Hoek–Brownov kriterij još uvijek daje previsoke vrijednosti posmične čvrstoće. To ukazuje na potrebu daljnjih pokušaja uspostave veze procijenjene čvrstoće Hoek– Brownovim kriterijem i utvrđene povratnim analizama na osnovi na terenu utvrđenih slomova u stijenskoj masi, naročito za stijenske mase niskih čvrstoća i klasifikacijskih vrijednosti, a u smislu daljnjih verifikacija uspostavljenog kriterija.

121

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 31 Procjena vrijednosti mb/mi, s i a, modula deformacije E, i Poissonovog koeficijenta u za opći Hoek – Brownow kriterij čvrstoće (Hoek, 1995) STANJE POVRŠINE DISKONTINUITETA

mb/mi s a Em/MPa v

UGLAVNOM BLOKOVI Uklješteno, djelomično poremećena stijenska masa s višeplošnim uglatim blokovima formiranim s 4 ili više diskontinuiteta

mb/mi s a Em/MPa v

GSI

GSI

VRLO LOŠE, ispucala, jako oštećena površina sa slojem ili ispunom od mekane gline

BLOKOVI Vrlo dobro uklještena i neporemećena stijenska masa s kubičnim blokovima formiranim s 3 ortogonalna diskontinuiteta

LOŠE, ispucala, jako oštećena površina sa zbijenom naslagom ili ispunom koja sadrži uglaste fragmente stijene

STRUKTURA STIJENSKE MASE

POVOLJNO, glatko, srednje oštećena ili promijenjena površina

glavni efektivni napon , glavni efektivni napon, c - jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene, m,s,a - konstante koje ovise o sustavu, strukturi i stanju površine stijenske mase '3 - manji

DOBRO, hrapavo, lagano oštećene površine, metalna boja površine

'1 - veći

VRLO DOBRO, vrlo hrapavo, površine diskontinuiteta neoštećene

OPĆI HOEK-BROWNOV KRITERIJ ČVRSTOĆE

0.60 0.190 0.5 75 000 0.2

0.49 0.021 0.5 40 000 0.2

0.26 0.015 0.5 20 000 0.25

0.16 0.003 0.5 9 000 0.25

0.08 0.0004 0.5 3 000 0.25

85

75

62

48

34

0.40 0.062 0.5 40 000 0.2

0.29 0.021 0.5 24 000 0.25

0.16 0.003 0.5 9 000 0.25

0.11 0.001 0.5 5 000 0.25

0.07 0 0.53 2 500 0.3

75

65

48

38

25

BLOKOVI / SLOJEVITO Naborano s rasjedima te ispresijecano s mnogo diskontinuiteta koji formiraju uglate blokove

mb/mi s a Em/MPa v GSI

0.24 0.012 0.5 18 000 0.25 60

0.17 0.004 0.5 10 000 0.25 50

0.12 0.001 0.5 6 000 0.25 40

0.08 0 0.5 3 000 0.3 30

0.06 0 0.55 2 000 0.3 20

ZDROBLJENO Loše uklinjena, jako zdrobljena stijenska masa s mješavinom uglatih i zaobljenih blokova

mb/mi s a Em/MPa v GSI

0.17 0.004 0.5 10 000 0.25 50

0.12 0.001 0.5 6 000 0.25 40

0.08 0 0.5 3 000 0.3 30

0.06 0 0.55 2 000 0.3 20

0.04 0 0.60 1 000 0.3 10

Ekvivalentne vrijednosti kohezije i kuta unutarnjeg trenja za Mohr Coulombov kriterij čvrstoće stijenske mase Postoji mogućnost uspostave egzaktne matematičke veze između Hoek–Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase izraženog u zavisnosti od veličina glavnih naprezanja i Mohr– Coulombovog kriterija izraženog u zavisnosti od normalnih i posmičnih naprezanja. Mohr – Coulombov kriterij sloma definiran je kao što je ranije rečeno: t  c  sn tan 

122

[50]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević ili s1  sc  s3

1  sin  1  sin 

[51]

gdje je: t

-posmična naprezanja pri slomu,

sn’

-efektivna normalna naprezanja,

sc

-jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijenske mase,

s’1

-veća glavna naprezanja pri slomu,

s’3

-manja glavna naprezanja pri slomu,

c

-kohezija stijenske mase,

φ

-kut unutarnjeg trenja stijenske mase.

Jednoosna tlačna i vlačna čvrstoća za Mohr–Coulombov materijal, sc i st, može se izraziti kao sc 

2c cos  1  sin 

st  

2c cos  1  sin 

[52]

[53]

U većini sada primjenjivanih metoda analiza ponašanja stijenskih masa kao što su metode analize granične ravnoteže i numeričke metode modeliranja, čvrstoća stijenske mase izražava se parametrima Mohr–Coulombovog kriterija čvrstoće. Postoji određeni broj numeričkih modela koji koriste anvelopu sloma kao što je Hoek–Brownov kriterij za proračun ponašanja. Za brojne aplikacije nužno je aproksimirati zakrivljenu Hoek–Brownovu anvelopu parametrima čvrstoće koji određuju Mohr–Coulombov pravac čvrstoće. Za analize u kojima je važna jedino veličina glavnih naprezanja i njihov odnos prema čvrstoći, određivanje kohezije i kuta trenja svodi se na određivanje tangente na Hoek–Brownovu anvelopu pri određenim manjim glavnim naprezanjima. Alternativu predstavlja proračun pravca regresije na određenom području manjih glavnih naprezanja čime se dobiva prosječna vrijednost kohezije i kuta unutarnjeg trenja. Za ostale aplikacije, kao što je analiza stabilnosti kosina metodama granične ravnoteže, potrebno je odrediti posmičnu čvrstoću na plohi sloma u zavisnosti o normalnim naprezanjima. U tom slučaju potrebno je Hoek–Brownov kriterij čvrstoće izraziti u odnosu posmičnih i normalnih naprezanja. Ekvivalentne vrijednosti kohezije i kuta unutarnjeg trenja mogu se odrediti ili tangiranjem anvelope pri određenoj vrijednosti normalnih naprezanja ili određivanjem pravca regresije iznad očekivanog područja normalnih naprezanja. Proračun odgovarajućeg Mohr–Coulombovog pravca čvrstoće ovisi o tome da li će se koristiti originalni ili modificirani Hoek–Brownov kriterij čvrstoće.

123

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Kohezija i kut unutarnjeg trenja dobiven iz originalnog Hoek–Brownovog kriterija Mohr–Coulombov pravac čvrstoće koji odgovara originalnom Hoek–Brownovom kriteriju čvrstoće stijenske mase odredio je Bray (Hoek and Brown, 1988; Hoek, 1994) i za poznata normalna naprezanja može se prikazati kao: t  cot i  cos i 

msc 8

[54]

Jednostavniji odnos predložio je Londe (Londe, 1988): t  ci  s n tani

[55]

  1  tan i  tan  2  4h cos   1 

[56]

1

   900  arctan 3 

h  1

   h 1  1 3

16msn  ssc  3m2sc

[57)

[58]

Za određene vrijednosti manjih glavnih naprezanja pri slomu, s3, odgovarajuća veća glavna naprezanja, s1, može se odrediti prema originalnom Hoek–Brownovom kriteriju. Kut unutarnjeg trenja može se odrediti iz izraza:

sn  s 3 

s 1  s 32 1 2s 1  s 3  msc

[59]

msc 2s 1  s 3

[60]

2

t  s n  s 3 1 

 2t  i  900  arcsin    s 1  s 3 

[61]

Za slučaj kada je jednoosna čvrstoća Hoek–Brownovog kriterija i Mohr–Coulombovog zakona čvrstoće jednaka, kut unutarnjeg trenja dobiva iz izraza: sn 

2s 4 s m

t  s n 1

[62]

m 2 s

[63]

 2t    sc s 

i  900  arcsin 

124

[64]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Kada je određeno područje naprezanja ograničeno vrijednostima glavnih naprezanja, moguće je odrediti i koheziju i kut unutarnjeg trenja u području manjih glavnih naprezanja koristeći linearnu regresiju na danom području. Metodom najmanjih kvadrata odstupanja određuje se nagib pravca regresije, k

n s 1s 3   s 1 s 3

k

n s 3   s 3

[65]

2

2

gdje se sumiranje provodi na n parova (s1, s3). Kut unutarnjeg trenja iznosi prema izrazu   arcsin

k 1 k 1

[66]

Na sjecištu sa s1 osi daje vrijednost jednoosne tlačne čvrstoće stijenske mase kao

sc, rockmass

 s    s    s   s  s    n s     s   3

2

1

3

3

2

1

2

3

[67]

3

Ekvivalentna vrijednost kohezije iznosi c

sc , rockmass1  sin   2 cos 

[68]

Kohezija i kut unutarnjeg trenja dobiven iz modificiranog i općeg oblika Hoek–Brownovog kriterija Za slučaj modificiranog Hoek–Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase, zatvoreni oblik koji odgovara Mohr–Coulombovom pravcu čvrstoće nije moguće dobiti. Opći oblik izraza za Mohr– Coulombov pravac čvrstoće dao je Balmer (Balmer, 1952) u kojem su normalna i posmična naprezanja izražena kao

sn  s 3 

s 1  s 3 s 1 s 3  1

t  s n  s 3 s 1 s 3

[69]

[70]

Derivacija s'1/s'3može se izračunati iz općeg izraza Hoek–Brownovog kriterija čvrstoće (Hoek and Brown, 1980, Hoek et al., 1992, Hoek et al., 1995) koristeći slijedeće odnose Za GSI> 25, kad je a=0.5 s 1 mbsc  1 s 3 2s 1  s 3

Za GSI< 25, kad je s=0

125

[71]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević s 1 a  s 3   1  amb    s 3  sc 

a 1

[72]

Vlačna čvrstoća stijenske mase određuje se prema izrazu (Hoek, 1998) stm 

m  2

sci

b

mb2  4s



[73]

Odgovarajući Mohr–Coulombov pravac čvrstoće može se izraziti općim oblikom i to Y  log A  BX

[74]

gdje su

t   s n  stm  Y  log , X  log   sci   sci 

[75]

Koristeći vrijednosti zastm iz jednadžbe [73] i područje vrijednostit i s’n, vrijednosti A i B određuju se linearnom regresijom (Hoek, 2000):

B

 XY   X  Y  T  X   X  T 2

2

A  10  Y / T  B X / T 

[76]

[77]

gdje je T ukupan broj parova podataka uključen u regresijsku analizu. Za Mohr–Coulombov pravac za odgovarajuću vrijednost normalnih naprezanja s’ni kut unutarnjeg trenja iznosi

  s ni  stm  B 1     arctan AB   sci    

[78]

Odgovarajuća kohezija c’i iznosi ci  t  s n tani

[79]

Odgovarajuća tlačna čvrstoća stijenske mase iznosi scmi 

2ci cos i 1  sin i

[80]

Razvojem općeg oblika Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće, Hoek, Carranza-Torres i Corkum (Hoek et al., 2002) odredili su i prosječni linearni odnos koji zadovoljava Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće. Iz istog slijede veličine kuta trenja φ' i kohezije c': a 1   6amb s  mbs '3n   '  sin  a 1   21  a 2  a   6amb s  mbs '3n   1

126

[81]


s ci 1  2a s  1  a mbs '3n s  mbs '3n a 1

c' 

  1  a 2  a  1  6am s  m s '

a 1  b b 3n  1  a 2  a 

gdje je

[82]

s 3n  s '3 max / s ci .

7.6.

Geomehaničke značajke diskontinuiteta

Čvrstoća stijenki diskontinuiteta Čvrstoća stijenki diskontinuiteta može se određivati na terenu (prstima, noktom, nožićem, geološkim čekićem), kao što je ranije spomenuto i opisano prema ISRM 1978. Međutim, u čvrstim stijenama se relevantniji podaci mogu dobiti ispitivanjem Schmidt-ovim čekićem. Schmidt-ov čekić koristi se za jednostavno, brzo i jeftino određivanje jednoosne tlačne čvrstoće stijenki diskontinuiteta ili stijene. Visina odskoka koja se očitava na instrumentu ovisi o kutu pod kojim se ispitivanja obavljaju. U tu svrhu proizvođač preporučuje korištenje korekcijskih faktora očitanih vrijednosti za četiri kuta ispitivanja (±45º, +90º i 0º). Korekcija za orijentacijuSchmidt-ovog čekića prema Barton-u i Choubey-u (1977) prikazana je u tablici 32. Tablica 32 Korekcija za orijentacijuSchmidt-ovog čekića (Barton i Choubey, 1977)

Međutim, na izdancima nije moguće niti preporučljivo obavljati ispitivanja samo s navedenim nagibima, nego je instrument potrebno orijentirati okomito na ispitivanu plohu (Pollak, 2007). Iz normaliziranih podataka potrebno je utvrditi reprezentativnu vrijednostprema slijedećim preporukama: ISRM (1978a) – za račun prosječne vrijednosti koriste se samo vrijednosti koje se nalaze u gornjih 50%;

127

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Göktan i Ayday (1993) – razlika izmjerenog podatka i srednje vrijednosti svih podataka dijeli se sa standardnom devijacijom podataka; ako je apsolutna dobivena vrijednost veća od limitirajuće vrijednosti (p), podatak se odbacuje; ASTM (1996) – odbacuju se podaci koji odstupaju više od 7 jedinica od prosječne vrijednosti svih podataka, od preostalih vrijednosti se računa srednja vrijednost; Amaral i dr. (1999) – koriste sve podatke, jer oni ukazuju na moguće varijacije u značajkama stijene. Rezultati ispitivanja Schmidt-ovim čekićem na diskontinuitetima s ispunom su pod utjecajem debljine i sastava ispune, pa međunarodne preporuke ne uključuju korištenje ovog načina ispitivanja u takvim slučajevima.

Slika 52 Procjena tlačne čvrstoće stijenki diskontinuiteta iz čvrstoće dobivene Schmidtovim čekićem

Mjerenjem se dobiva tlačna čvrstoća diskontinuiteta JCS (engl. joint compresive strength), slika 52.

128

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Posmična čvrstoća diskontinuiteta Posmična čvrstoća potpuno ravnog diskontinuiteta linearna je funkcija normalnih naprezanja na plohi diskontinuiteta i odgovara Mohr-Coulombovom kriteriju čvrstoće. Stvarna kohezija postoji jedino kod diskontinuiteta s ispunom koja posjeduje koheziju ili kod međuslojnih diskontinuiteta sa cementnim vezivom. Faktori koji utječu na posmičnu čvrstoću diskontinuiteta su: adhezijske veze (u pravilu malih vrijednosti), zatvaranje, uklještenje ili premoštavanje neravnina uslijed neravnosti površine diskontinuiteta. Kad se uslijed smicanja po diskontinuitetu dosegne vršna čvrstoća, posmična naprezanja padaju na vrijednost rezidualne posmične čvrstoće, uz pad vrijednosti kohezije na vrijednost nula (slika 53.).

Slika 53 Vršna i rezidualna čvrstoća

Slično kao JRC, tlačna čvrstoća stijenki diskontinuiteta JCS ovisi o ispuni diskontinuiteta. JCS se ne mora procjenjivati za ispunu >10mm. Prema Barton-u i Choubey-u (1977) vršna posmična čvrstoća diskontinuiteta (τ) se može izraziti kao:

   JCS    b  t  s n tan JRC * log   sn   

[83]

ili kao

t  s n tani  b  gdje je: σn – normalno naprezanje JRC- koeficijent hrapavosti diskontinuiteta

129

[84]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević JCS – čvrstoća stijenki diskontinuiteta øb – bazični kut trenja i – kut hrapavosti diskontinuiteta Bazični kut trenja φb predstavlja osnovni pojam za razumijevanje posmične čvrstoće diskontinuiteta. Bazični kut trenja približno je jednak rezidualnom kutu trenja φr, ali se isti određuje pokusom smicanja, na prerezanoj plohi intaktne stijene. Vrijednosti bazičnog kuta unutarnjeg trenja (φb) različitih nerastrošenih stijena dobiven na ravnim i rezidualnim površinama dan je u tablici 33. Tablica 33 Vrijednosti osnovnog kuta unutarnjeg trenja (φb) različitih nerastrošenih stijena dobiven na ravnim i rezidualnim površinama (Barton i Choubey, 1977)

Nastavak tablice 33:

130


Kada je JRC=0 onda Barton-ov izraz prelazi u Mohr-Coulomb-ov kriterij za glatke i ravne diskontinuitete:

t  s n tan b

[85]

Prirodne površine diskontinuiteta u stijenskoj masi nikad nisu potpuno glatke. Valovitost i neravnine prirodne površine diskontinuiteta imaju značajan utjecaj na ponašanje diskontinuiteta pri smicanju. Površinska hrapavost značajno utječe na povećanje posmične čvrstoće diskontinuiteta. Izraz za posmičnu čvrstoću prirodnih diskontinuiteta prema Barton-u i Choubey-u (1977) uzima u obzir rezidualni kut unutarnjeg trenja i vrijednost čvrstoće stijenski diskontinuiteta za veće mjerilo JCSn: 

  JCS n    r   s  

t  s tan JRC n * log10  

[86]

Gdje je JRCn vrijednost koeficijenta hrapavosti diskontinuiteta za veće mjerilo, tj vrijednost JRC za prirodno veliko mjerilo i određuje se prema izrazu:

JRC n  JRC 0 ( Ln / L0 ) 0.02JRC0

[87]

JCSn predstavlja vrijednost čvrstoće stijenski diskontinuiteta za veće mjerilo, tj. reducirana vrijednost JCS koja se dobiva se iz empirijskog izraza:

JCS n  JCS 0 ( Ln / L0 ) 0.03JRC0

gdje je:

131

[88]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević JCS0- vrijednost čvrstoće stijenski diskontinuiteta za malo mjerilo (za duljinu L0) Ln-duljina diskontinuiteta L0- nominalna duljina diskontinuiteta od 100mm JRC0- vrijednost koeficijenta hrapavosti diskontinuiteta za malo mjerilo (za duljinu L 0)

JCS 0  10 (0.00088r 1.01)

[MPa]

[89]

gdje je: r- odskok Schmidtovog čekića ϒ- suha zapreminska težina stijene [kN/m3] Za diskontinuitete s glinenom ispunom koristi se slijedeća korelacija za posmičnu čvrstoću (Barton i Bandis, 1990):

t  s  (J r / J a )

[90]

Choubey (1998) je predložio da se u projektiranju potpornih konstrukcija gdje nisu dopuštene velike deformacije, koriste vršni parametri čvrstoće. Parametri čvrstoće primjera ispunjenih diskontinuiteta i materijala ispune prikazani su u tablici 34.

132


Tablica 34 Posmična čvrstoća ispunjenih diskontinuiteta i materijala ispune (prema Barton 1974)

Rezidualni kut unutarnjeg trenja Rezidualni kut unutarnjeg trenja (φr) diskontinuiteta je važna komponenta njegove ukupne posmične čvrstoće, bez obzira na ispunu. Važnost φr se povećava s povećanjem debljine glinene ispune. Iskusan inženjer može napraviti preliminarnu procjenu vrijednosti φr. Stijene koje sadrže dosta kvarca i mnoge magmatske stijene imaju φr između 28 i 32°, dok trošne stijene imaju niže vrijednosti φr. Rezidualni kut trenja može se procijeniti preko izraza:

133


r  (b  20)  20(r / R)

[91]

gdje je: φb- bazični kut trenja (stijene u svejžem stanju) određen pri testu klizanjem na suhoj površini R- odskok Schmidtovog čekića na svježoj, suhoj, nerastrošenoj, glatkoj površini stijene r- odskok Schmidtovog čekića na glatkoj, prirodnoj, možda trošnoj površini diskontinuiteta koja je možda i saturirana vodom.

134


7.7.

Rječnik pojmova

Čvrstoća (engl. strength)- definirana kao naprezanje koje stijena može podnijeti pod određenim uvjetima deformacije. Vršna čvrtsoća σc je najveće naprezanje koje stijena može podnijeti pri određenoj (vršnoj) deformaciji. Rezidualna čvrstoća σr je smanjena vrijednost čvrstoće stijene poslije sloma, gdje postoji značajna deformacija. Deformacija (engl. strain)- Deformacija ukazuje na promjenu oblika ili konfiguracije stijenske mase, a izražava se kao razlika između deformiranog i početnog stanja (u dužini ili volumenu). Dezintegracija (engl. disintegration) – naziv za fizičko trošenje stijena (Benac, 2013). Kriterij čvrstoće (engl. strength criteria) -teorijski ili empirijski izvedeni odnosi naprezanja ili deformacija koji karakteriziraju pojavu loma u stijeni (ISRM, 1975). Naprezanje (engl. stress) sila koja djeluje okomito na plohu elementa, podijeljena sa površinom elementa (ISRM, 1975). Posmično naprezanje (engl. shear stress) prouzročeno je djelovanjem komponente posmičnog vektora u ravnini paralelnoj poprečnom presjeku. U tlu/stijeni je pozitivnog predznaka ako djeluje u smjeru kazaljke na satu. Uzrokuje nastanak posmičnih pukotina. Primarno naprezanje (engl. in situ stress)- naprezanja koja su posljedica mase gornje ležećih naslaga i tektonskih aktivnosti u zemljinoj kori. Sekundarno naprezanje (engl. induced stress) posljedica je vanjskog (inženjerskog, antropogenog) utjecaja, kao što su gradnja, iskopi, nasipavanje i sl. Slom (engl. failure) nastupa kada materijal dosegne vršnu čvrstoću, a u stijenskoj masi se može dogoditi kao : smicanje na plohi sloma (npr. na kosini), direktni vlačni slom (na površinama diskontinuiteta), slom savijanjem (u svodovima podzemnih konstrukcija); slom kompresijom (npr. jednoosna kompresija u stupovima rudnika) i urušavanje (npr. vrlo porozna stijena se urušavanjem pretvara u materijal sličan tlu). Vlačno naprezanje (engl. tensional stress) odnosno negativno naprezanje uzrokuje širenje ili tenziju tla /stijenske mase, kao i nastanak vlačnih pukotina. uzrokovano je težinom nadsloja u promatranom dijelu stijenske mase, ali i tektonskim pokretima i erozijom.

135


Literatura Amaral P.M., Guerra Rosa L., Cruz Fernandes J. (1999) Determination of Schmidt rebound hardness consistency in granite,International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 36, 833-837. Arbanas Ž. (2004) Predviđanje ponašanja ojačane stijenske mase analizama rezultata mjerenja izvedenih građevina, Doktorska disertacija, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 212 p. ASTM (1996) Standard Test Method for Determination of Rock Hardness by Rebound Hammer Method, Designation: D 5873-95, 692-694. Balmer G. (1952) A general analytical solution for Mohr's envelope, Am. Soc. Test. Mat. 52, pp1260-1271. Barton N.R. (1974)A review of the shear strength of filled discontinuities in rock.Norwegian Geotech. Inst. Publ. No. 105. Oslo: Norwegian Geotech. Inst. Barton, N. R., (2000), TBM Tunnelling in Jointed and Faulted Rock. Rotterdam: Balkema. Barton N., Choubey V. (1977) The Shear Strength of Rock Joints in Theory and Practice, Rock Mechanics, 10, 1/2, 1-54. Barton N., Bandis S. (1990)Review of predictive capabilities of JRC-JCS model in engineering practise, Proc. Int. Conf. Rock Joints, Balkema Publ., Rotterdam, 603-610. Bieniawski Z.T. (1976) Rock Mass Classification in Rock Engineering, In: Exploration for Rock Engineering, Proc. of the Symp., (Ed. Z.T. Bieniawski) 1, Cape Town: Balkema, pp. 97-106. Brown E.T. (1981) Rock Characterization, Testing and Monitoring – ISRM Suggested Methods, Oxford: Pergamon Press, pp. 171-183. Deere D.U., Hendron, A.J., Jr., Patton, F.D., Cording, E.J., (1967) Design of Surfacend Near Surface Construction in Rock, In: Failure and Breakage of Rock, C. Fairhurst Ed. Society of Minning Engineers of AIME, New York, pp. 237-302. Društvo za mehaniku stijena i podzemne radove SR Hrvatske, (1983) Mehanika stijena, temeljenje, podzemni radovi, knjiga 1, Građevinski Institut, Zagreb, str. 236-240. Gonzales de Vallejo L.I., Ferrer M. (2011) Geological Engineering, CRC Press, Taylor & Fancis, London, p.678.

136

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Göktan R.M., Ayday C. (1993) A Suggested Improvement to the Schmidt Rebound Hardness ISRM Suggested Method with Particular Reference to Rock Machineability, International Journal of Rock Mechanics and Mining Science & Geomechanics Abstracts, 30, 3, 321-322. Hoek, E. (1994), Strenght of Rock and Rock Masses, ISRM News Journal, Vol. 2 (2), pp. 4-16. Hoek, E., (1998) Reliability of Hoek-Brown Estimates of Rock Mass Properties and their Impact on Design, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci., Vol. 35 (1), pp. 63-68. Hoek E. (2000) Rock Engineering, A course Notes, http://www.rocscience.com, 313 p. Hoek E., Brown, E.T. (1980a) Underground Excavations in Rock, Institution of Mining and Metallurgy, London. Hoek E., Brown E.T.,(1980b) Empirical Strenght Criterion for Rock Masses, Jour. Geotech. Engl. Div., ASCE 106, (GT9), pp. 1013-1035. Hoek E., Brown E.T. (1988) The Hoek-Brown Failure Criterion – A 1988 Update, Proceedings of 15th Canadian Rock Mech. Symp., Toronto, Canada, (Ed. Curran J.C.), Dept. Civ. Engineering, University of Toronto, pp. 31-38. Hoek E., Brown E.T. (1997)Practical Estimates of Rock Strength, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 34 (8), pp. 1165-1187. Hoek, E., Diederich, M.S. (2006) Empirical estimation of rock mass modulus, Int. J. Rock. Mech. Min. Sci., 43, 203-215. Hoek E., Wood D., Shah S., (1992)A Modified Hoek-Brown Failure Criterions for Jointed Rock Masses, Proceedings of Int. ISRM Symp. on Rock Characterization, EUROCK 92, (Ed. Hudson J.), Chester, UK, Brit. Geol. Soc., London, pp. 209-214. Hoek E., Kaiser P.K., Bawden W.F. (1995)Support of Underground Excavations in Hard Rock, Rotterdam: A.A. Balkema, 215 p. Hoek E., Marinos P., Benissi M. (1998) Applicability of the Geological Strength Index (GSI) Classification for Very Weak and Sheared Rock Masses. The Case of the Athens Shist Formation. Bull. Engl. Geol. Env., No. 57, pp.151-160. Hoek E., Carranza-Torres Corkum, B., (2002)Hoek-Brown Failure Criterion-2002 Edition, Proceedings of 5th North American Rock Mech. Symp., Toronto, Canada, Dept. Civ. Engineering, University of Toronto, pp. 267-273.

137

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Hudson, J.A. and Harrison J.P. (1997) Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon, p.444. ISRM, C. o. (1978) Suggested Methods for. Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol.15, 41-45. ISRM; Commission on standardization of laboratory and field tests (1978a) Suggested methods for determining hardness and abrasiveness of rocks, International Journal of Rock Mechanics and Mining Science & Geomechanics Abstracts, 15, 89-97. Kim K., Franklin J. A. (1987) Suggested methods for rock stress determination. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. 8 Geomech. Abstr. X,1, S 7 4 . Londe P. (1988) Discussion on Paper No. 20431 by R. Ucar entitled “Determinationof Shear Failure Envelope in Rock Masses”, Jour. Geotech. Engng. Div., ASCE 114, No. 3, pp. 374-376. Marinos P., Hoek E. (2000) GSI-A Geologically Friendly Tool for Rock Mass Strength Estimation, Proc. GeoEng 2000 Conference, Melbourne. Marinos P., Hoek E. (2001) Estimating the Geotechnical Properties of Heterogeneous Rock Masses such as Flysch, Bull. Engl. Geol. Env., Vol. 60, pp 85-92. Pollak D. (2007) Utjecaj trošenja karbonatnih stijenskih masa na njihova inženjerskogeološka svojstva, Disertacija, Sveučilište u Zagrebu, Rudarsko-geološko-naftni fakultet, Zagreb, p 299. Priest S.D., Brown E.T. (1983) Probabilistic Stability Analysis of Variable Rock Slopes, Trans. Institution of Mining and Metallurgy, (Sect. A: Mining Industry), 92, pp. A1-A12. Ramsay G., Hubber, M. I. (1988) The techniques of modern structural geology. In Folds and Fractures (Vol. 2, pp. 564–566). San Diego: Academic Press. Serafim, J.L., Pereira, J.P., (1983) Consideration of the Geomechanical Classification of Bieniawski, Proc. Int. Symp. on engineering Geology and Underground Construction, Lisbon, Vol. 1, pp. II.33-II.42 Vrkljan I (2013) Skripta Inženjerska mehanika stijena, Građevinski fakultet, Rijeka. Wyllie D.C., Mah C.W.(2004) Rock slope engineering in civil and mining, 4th edition, The Institute of Mining and Metallurgy and E. Hoek and J. W. Bray, Spoon Press, New York, p. 431.

138


8 Metode ispitivanja u stijenskoj masi U ispitivanjima u mehanici stijena i određivanju parametara čvrstoće važno je imati na umu utjecaj utjecaja mjerila uzorka (engl. scale effect) o kojem je već ranije bilo riječi. Opseg ispitivanja ovisi o veličini objekta, dubini istraživanja, kompleksnosti stijenske mase i opsegu ranije izvršenih istraživanja. Tipična cijena istraživanja je između 0,25 i 1% ukupne cijene objekta kod jednostavne geološke situacije, dok na kompleksnim i nepristupačnim terenima ova cijena može biti 5% i više (Vrkljan, 2013). Analizom stijenske mase na prirodnim izdancima na površini, u zidovima iskopa (površinskog iskopa zasjeka ili usjeka) u istražnim gelarijama (oknima), analizom u zidovima bušotine (video kamerama) ili analizom jezgre dobivene istražnim bušenjem, moguće je dobiti direktan uvid u stanje stijenske mase na terenu. Potrebno je voditi računa o utjecaju miniranja ili drugih tehnika iskopa na oštećenja i poremećenost stijenske mase. Uvid u stijensku masu na većim dubinama moguće je prilikom podzemnih iskopa (npr. tunela). Pritom je moguće prikupiti parametre za dobru klasifikaciju stijenske mase, uzeti uzorke za daljnja laboratorijska ispitivanja intaktne stijene i dobiti uvid u naprezanja odnosno pokrete koji se događaju u stijenskoj masi. Izvođenjem istražnih bušotina otvara se cijeli niz mogućnosti za proučavanje stanja stijenske mase. Bušenjem se dobiju cilindrični uzorci za ispitivanje intaktne stijene i diskontinuiteta u laboratoriju. U bušotini se mogu izvoditi pokusi za statičko određivanje čvrstoće i deformabilnosti kao i mjerenje primarnih naprezanja, te geofizička ispitivanja radi određivanja dinamičkih svojstava elastičnosti stijenske mase. Bušotina može poslužiti i za ispitivanja vodopropusnosti stijenske mase.

8.1.

Ispitivanje intaktne stijene

U proračunima zahvata u stijenskoj masi osnovni ulazni parametri su parametri čvrstoće i in situ stanje naprezanja. Kvaliteta rješenja direktno ovisi o točnosti ulaznih parametara. Ispitivanjem intaktne stijene opisuje se karakter stijene, mjere mehaničke i druge značajke stijene. Kako je i intaktna stijena često nehomogena i anizotropna, za ispitivanje nekog svojstva stijene treba ispitati više ispitnih uzoraka. Srednja izmjerena ili izračunata vrijednost svih ispitanih ispitnih uzoraka predstavlja svojstvo uzorka odnosno stijene koja se ispituje (ISRM Commission on Swelling Rock and Commission on Testing Methods (1979), Suggested Methods for Laboratory Testing of Swelling Rocks, 1999, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 36 (1999) 294).

139

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Dva najčešća terenska ispitivanja su ispitivanje Schmidtovim čekićem i PLT (Point load test), koja daju podatak o kvaliteti stijene. Drugi primjeri indeksnih ispitivanja su mjerenja brzine akustičnih valova i slake durability ispitivanja (trajnosti). Jednoosno tlačno opterećenje predstavlja najjednostavniji oblik laboratorijskog ispitivanja intaktne stijene. 1966. godine otkrivena je mogućnost dobivanja kompletne naponskodeformacijske krivulje pri jednoosnom tlačenju stijene. Ispitivanja mehaničkih svojstava intaktne stijene obavlja se na cilindričnim uzorcima koji moraju zadovoljiti određene uvjete s obzirom na dimenzije i oblik. Uzorak stijene mora se oblikovati tako da budu zadovoljeni kriteriji ravnosti baza i plašta kao i kriterij okomitosti baza i osi cilindričnog uzorka (rezanjem, bušenjem i brušenjem). Ispitivanja deformabilnosti i čvrstoće u uvjetima jednoosnog i troosnog tlačenja postavljaju iste kriterije za toleranciju dimenzija i oblika. Za indirektno ispitivanje vlačne čvrstoće, koje se obavlja također na cilindričnim uzorcima, vrijede druge tolerancije oblika i dimenzija (Vrkljan, 2013). Kontrola postignute točnosti obrade uzorka vrši se na mjernom stolu korištenjem mjerne urice propisane razlučivosti. Tablica 35 Kriteriji koje uzorak mora zadovoljiti pri određenim ispitivanjima (Vrkljan 2013)

Eurokod 7, smatra kriterije iz preporučenih metoda ISRM-a i ASTM-a, neopravdano strogim te preporuča ispitivanje više uzoraka s blažim kriterijima obrade.

140


Utjecaj geometrija uzorka, uvjeta opterećenja i okružja na ispitivanja Mehanička svojstva stijene ovise o obliku i veličini uzorka koji se ispituje. Slika 54. pokazuje da se s povećanjem veličine uzorka (svi uzorci imaju isti odnos promjera i visine) smanjuje njegova čvrstoća i krtost (engl. brittlenes). Modul elastičnosti ne varira značajno s veličinom uzorka. Što se najčešće objašnjava preko raspodjela pukotina unutar uzorka. Veći uzorak ima veći broj prslina, heterogeniji je i jače je izražena anizotropija. Većina normi predviđa da promjer uzorka mora biti najmanje 10 puta veći od najvećeg zrna u uzorku. Ovaj kriterij najčešće zadovoljava promjer uzorka veći od 50 mm.

Slika 54 Utjecaj veličine uzorka na naponsko-deformacijsku krivulju pri jednoosnom tlačenju (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison, 1997)

Iskustvo također pokazuje da čvrstoća i krtost ovise i o obliku uzorka (odnosu promjera i visine cilindričnog uzorka), slika 55. Pri tome svi uzorci imaju istu veličinu (volumen). Na dijagramu je prikazan utjecaj geometrije uzorka na ispitivanje pri jednoosnom tlaku.

Slika 55 Utjecaj oblika uzorka na kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju pri jednoosnom tlačenju (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison, 1997)

141

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Ako razmotrimo moguće uvjete opterećenja pri ispitivanju intaktne stijene možemo izdvojiti šest glavnih konfiguracija ispitivanja (slika 56.). Opći trend utjecaja bočnog pritiska na oblik kompletne krivulje prikazan je na slici 57. Efekt bočnog tlačenja uzorka je faktor koji najdrastičnije mijenja oblik naponsko deformacijske krivulje.

Slika 56 Uvjeti opterećenja uzorka standardnih laboratorijskih ispitivanja (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Slika 57 Efekt bočnog naprezanja u troosnom pokusu na oblik kompletne krivulje i prijelaz iz krtog u duktilno ponašanje stijene (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

142

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Najčešće stijena ima krto ponašanje (engl. brittle) u uvjetima jednoosnog tlačenja. Ista stijena u uvjetima djelovanja bočnog (radijalnog) naprezanja pokazat će manju krtost (veću duktilnost). S povećanjem bočnog naprezanja stijena će biti sve manje krta, a sve više duktilna. Pri nekoj vrijednosti bočnog naprezanja kompletna krivulja u post lomnom području postat će vodoravna. U ovom stanju deformacija će biti kontinuirana kod konstantnog naprezanja. Ispod ove linije, stijena pokazuje omekšavanje (engl. softening), a iznad ove linije događa se očvršćivanje uzorka (engl. hardening). Vodoravna linija naziva se krto-duktilni prijelaz (engl. brittle-ductile transition) i predstavlja granicu između nestabilnog ponašanja s povećanjem deformacije (krto ponašanje) i stabilnog ponašanja s povećanjem deformacije (duktilno ponašanje). Na ponašanje stijene bitan utjecaj imaju i efekti okoliša odnosno okružja, posebice temperatura, vlažnost i efekt vremena. Ispitivanja pokazuju da se s povećanjem temperature reducira modul elastičnosti i tlačna čvrstoća stijene. Također, na visokim temperaturama dolazi do oštećenja mikrostrukture. S promjenom vlažnosti mijenja se deformabilnost, tlačna čvrstoća i post lomno ponašanje stijene. Vlažnost stijene vezana je za pojave isušivanja (engl. desication) što dovodi do pojave negativnih pornih tlakova (suction), raspucavanja (engl. slaking) pod utjecajem sušenja i vlaženja, bubrenja (engl. swelling) kada stijena pod djelovanjem vode povećava volumen, pojave pornih tlakova što vodi do poznatog koncepta efektivnih naprezanja (engl. effective stress). Treba spomenuti i efekte smrzavanja porne vode, te utjecaj kemizma podzemne vode na ponašanje stijena. Četiri glavna vremenski ovisna efekta (slika 58.) su: brzina deformiranja (engl. strain rate), tečenje (engl. creep)-stijena se deformira i kod stalnog naprezanja, relaksacija (engl. relaxation)-dolazi do smanjenja naprezanja u stijeni kada se nametnuta deformacija održava stalnom i zamor (ebgl. fatigue)dolazi do povećanja deformacije uslijed cikličke promjene naprezanja.

Slika 58 Utjecaji vremenskih efekata na kompletnu naponsko deformacijsku krivulju (Hudson and Harrison, 1997)

143


Krutost uređaja za ispitivanje Ako krutost stroja u odnosu na krutost uzorka nije dovoljna (slika 59.), doći će do eksplozivnog loma uzorka te se neće dobiti krivulja u postlomnom području. U ovom slučaju stroj se smatra mekanim (engl. soft) za tu vrstu stijene. Isti stroj može biti dovoljno krut (engl. stiff) za postizanje kompletne krivulje kada se ispituju stijene niske krutosti (velike deformabilnosti). Krutost stroja definira se kao sila (P) potrebna za jedinično produženje stroja (ε h). Može se povećati povećanjem modula čelika (E); povećanjem dimenzija ploča i stupova stroja (A) ili reduciranjem visine stupova (h).

Slika 59 Shematski i konceptualni prikaz krutosti uzorka i uređaja za ispitivanje (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Radi lakšeg razumijevanja pojmova krutog i mekanog stroja zamislimo da je ista stijena ispitana u oba stroja (slika 60.).

Slika 60 Krutosti uređaja i uzorka u postlomnom području (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Pretpostavka je da i mekani i kruti stroj imaju linearno ponašanje u točki A koja predstavlja trenutak postizanja vršne čvrstoće. Dijagram koji se odnosi na mekani stroj pokazuje da se

144

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević rasterećenje stroja nakon postizanja vršne čvrstoće odvija po liniji AE, vrlo slično kao što bi se desilo da je uzorak opterećen mrtvim opterećenjem (tegovi). Kao što se vidi, aksijalna sila koja je posljedica elastičnog rasterećenja stroja uvijek je veća od sile koju uzorak može preuzeti u postlomnom stanju. To dovodi do “eksplozivnog loma uzorka”. Zašto se događa “eksplozivni lom”? Za inkrement aksijalnog pomaka DC, stroj može obaviti rad predstavljen površinom DCEA, dok uzorak može apsorbirati maksimalni rad predstavljen površinom DCBA. Rad predstavljen površinom AEB, oslobađa se kao energija, koja se manifestira uglavnom kao kinetička energija-komadi stijene lete na sve strane. Desni dijagram na slici 60. prikazuje ponašanje krutog stroja. Njegova krutost predstavljena je linijom AE. U ovom slučaju neće doći do nekontroliranog loma jer se stroj ne može elastično rasteretiti po liniji AE. Uzorku je potrebno više rada nego što je raspoloživo. Ispitivač može povećavati deformaciju i tako slijediti krivulju u postlomnom području. Za neke vrlo krte (engl. brittle) stijene, postlomni dio krivulje se ne može odrediti čak ni kada je krutost stroja beskonačna. Wawersik i Fairhurst su 1970. klasificirali kompletnu naponskodeformacijsku krivulje u dvije klase (slika 61.). Klasa I obuhvaća stijene kod kojih se deformacija u postlomnom području monotono povećava. Kod klase II zbog vrlo izražene homogenosti izostaje lokalna koncentracija naprezanja, koja može prouzročiti pojavu prslina prije nego je dostignuta vršna čvrstoća uzorka (prijelomno stanje) kroz krupnija zrna. Postlomno ponašanje stijena iz klase I je stabilno, u smislu da je potrebno uložiti rad kako bi se pokus nastavio. Kod stijena iz klase II proces frakturiranja je nestabilan, za kontrolu frakturiranja stijeni mora biti oduzeta energija (promjenom smjera kretanja ploča koje pritišću uzorak). Klasi II pripadaju homogene, fino granulirane stijene, kod kojih se inicijacija i propagacija pukotina događa istovremeno.

Slika 61 Dvije klase naponsko deformacijske krivulje (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Kako je izrada strojeva velike krutosti nepraktična, počelo se s izradom tzv. servo kontroliranih strojeva (slika 62.). S ovim sustavom nije potrebno imati strojeve ekstremne krutosti. ISRM (1999) preporuča da okvir servo kontroliranog stroja treba imati krutost veću od 5 MN/mm. Ni najbolji servo kontrolirani strojevi velike krutosti nekada ne mogu zaustaviti nekontrolirano ponašanje u post lomnom području. U ovim slučajevima ISRM (1999) predlaže da se ispitivanja obave u troosnom stanju naprezanja.

145


Slika 62 Shematski prikaz servo kontroliranog stroja (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Ispitivanje deformabilnosti intaktne stijene pri jednoosnom tlačnom naprezanju Potrebno je naglasiti da jednoosna tlačna čvrstoća stijene nije unutarnje svojstvo materijala jer je ovisna o geometriji uzorka i uvjetima opterećenja. Ipak, jednoosna tlačna čvrstoća stijene je vjerojatno najšire korišten inženjerski parametar stijenske mase (za opis i klasifikaciju). Broj ispitnih uzoraka treba se odrediti prema praktičnim zahtjevima, ali se obično preporučuje pet uzoraka za jednu vrstu stijene (iz jednog uzorka formira se 5 ispitnih uzoraka). Shematski prikaz uređaja za ispitivanje dan je na slici 63.

146


Slika 63 Shematski prikaz opreme za jednoosno ispitivanja stijena: 1- okvir stroja; 2-Hidraulička preša; 3- podložne pločice; 4uzorak; 5- Podložne ploče; 6- Mjerilo sile; 7- Mjerila aksijalnog i radijalnog pomaka (Vrkljan 2013)

Ispitivanje jednoosnim tlačnim opterećenjem se može provesti na dva načina : • Ispitivanje s kontroliranom deformacijom -deformacija (pomak) je kontrolirana (neovisna) varijabla, a naprezanje (sila) je ovisna (mjerena) varijabla. Unaprijed je definiran prirast deformacije u vremenu (brzina skraćenja visine uzorka (mm/min)). • Ispitivanje s kontroliranim naprezanjem- naprezanje (sila) je kontrolirana (neovisna) varijabla, a deformacija (pomak) je ovisna (mjerena) varijabla. Možemo birati između skraćenja visine (aksijalna deformacija) ili promjene promjera (radijalna deformacija). Iskustvo pokazuje da je puno lakše kontrolirati pokus s radijalnom deformacijom jer je radijalna deformacija osjetljivija na aksijalno raspucavanje uzorka koje se dešava u pokusu jednoosnog tlačenja. U praksi se to svodi na mjerenje promjene opsega cilindričnog uzorka. Pri ovakvom ispitivanju se i nakon loma povećava sila (koju uzorak ne može podnijeti) što omogućuje uvid u nastavak ispitivanja u postlomnom području. Povećanje promjera uzorka (radijalna deformacija) može se mjeriti na više načina: • Prislanjanjem tri mjerila pomaka na sredinu visine uzorka • Mjerenjem promjene opsega uzorka • Lijepljenjem mjernih traka na uzorak

147

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Danas se najčešće koristi drugi način mjerenja kod koga se lanac omota oko uzorka te se mjeri razmicanje krajeva lanca tijekom pokusa (slika 64. i 65.). Skraćenje visine uzorka (aksijalna deformacija) mjeri se na način da se na uzorak pričvrste nosači aksijalnih mjerila pomaka. Razmak ovih nosača određuje duljinu mjerne baze. Mjerila pomaka mjere promjenu duljine mjerne baze a ne promjenu visine uzorka. Kod primjene ovog načina mjerenja treba voditi računa da ne dođe do eksplozivnog loma uzorka što može uništiti mjerila pomaka. Kada se očekuje eksplozivni lom, maksimalno aksijalno naprezanje treba biti cca. 75% jednoosne tlačne čvrstoće iste stijene. Jednoosna tlačna čvrstoća odredi se na ispitnim uzorcima iz iste stijene za koju se ispituje deformabilnost.

Slika 64 Mjerila pomaka (aksijalog i radijalnog) pričvršćena na uzorak. Radijalna deformacija izračuna se iz promjene opsega uzorka koja se mjeri lancem omotanim oko uzorka (IGH-Zagreb, iz Vrkljan 2013)

Slika 65 Tri mjerila pomaka mjere promjenu radijusa uzorka a tri vertikalna mjere promjenu ukupne visine uzorka (razmaka podložnih ploča) (IGH-Zagreb, iz Vrkljan 2013)

148

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Na slici 66. prikazana je naponsko deformacijska krivulja i označeni su mehanički parametri ispitane stijene. Uobičajeno je da se nezavisna varijabla prikazuje na x-osi, a zavisna (mjerena) varijabla na y-osi. Dva su razloga zbog kojih krivulja na početku pokusa ima konkavan oblik: nesavršenost pripreme uzorka (naravne i ne paralelne baze), zatvaranje mikropukotina unutar uzorka. Nakon ove početne zone, slijedi zona u kojoj se stijena ponaša gotovo elastično. Na ovom dijelu krivulje računa se modul elastičnosti (Youngov modul) kao odnos naprezanja i aksijalne deformacije. Vršna čvrstoća na prikazanom dijagramu je jednoosna tlačna čvrstoća stijene σc.

Slika 66 Kompletna naponsko deformacijska krivulja koja pokazuje različite mehaničke parametre(iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Slika 67 Naponsko- deformacijske krivulje pri konstntnom prirastu naprezanja i konstantnom prirastu deformacija (Hudson and Harrison, 1997)

SM ISRM (1979) preporuča da se pokus vrši s konstantnim prirastom naprezanja, tako da se lom dogodi unutar 5-10 min. Alternativno, prirast naprezanja treba biti unutar 0,5-1 MPa/s. ASTM D 3148-93 određuje da se pokus vrši s konstantnim prirastom naprezanja ili deformacija tako da se lom sličnog uzorka pri jednoosnom tlaku dogodi unutar 5-15 min. Tijekom pokusa mjeri se skraćenje aksijalne mjerne baze i promjena promjera uzorka kao i aksijalna sila. Jednoosna tlačna čvrstoća dobiva se iz izraza:

149

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Fmax A

sc 

 D 2  kN      kPa ; A   m 2   4

 

 2  m 

[92]

Aksijalna deformacija jednaka je:

 ax 

L L

[93]

Radijalna deformacija računa se prema izrazu:

 rad 

D D

[94]

Youngov modul elastičnosti:

E

s kPa  ax

[95]

Poissonov koeficijent:



 rad  ax

[96]

Ispitivanje vlačne čvrstoće stijene U inženjerskoj praksi rijetko se koristi direktan pokus za ispitivanje vlačne čvrstoće iz razloga što je teško pripremiti i prihvatiti uzorak, a i stijena na terenu uglavnom nikada nije u uvjetima direktnog vlaka. Za određivanje vlačne čvrstoće uglavnom se koriste indirektne metode, kod kojih su vlačna naprezanja generirana tlačnim. Stijena ima mnogo manju vlačnu čvrstoću u odnosu na tlačnu, pa je ovakav pristup moguć. Ideja brazilskog pokusa (slika 68.) rođena je nakon pucanja jednog od kamenih valjaka koji su služili za premještanje neke crkve u Brazilu. Uzorak se ispituje u čeljustima koje trebaju imati polumjer zakrivljenosti koji je 1,5 puta veći od polumjera uzorka.

150


Slika 68 Brazilski pokus za indirektno određivanje vlačne čvrstoće (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison 1997)

Ispitivanje se obavlja na cilindričnom uzorku koji ima promjer ne manji od 54 mm (ISRM) i visinu koja je približno jednaka polumjeru uzorka. Neravnost plašta kontrolirana na tri izvodnice cilindra ne smije biti veća od 0,025 mm. Broj ispitnih uzoraka treba se odrediti prema praktičnim zahtjevima, ali se obično preporučuje deset uzoraka za jednu vrstu stijene (iz jednog uzorka formira se 10 ispitnih uzoraka). Opterećenje na uzorku treba biti kontinuirano s konstantnim prirastom, tako da lom slabo vezanih stijena nastupi unutar 15 – 30 sekundi. Preporuča se prirast opterećenja od 200 N/s (SM ISRM; 1978). Vlačna čvrstoća uzorka σt se računa iz slijedećeg izraza:

st 

2P Dh

[97]

gdje je P -sila loma (N), D -promjer ispitivanog uzorka (mm) H -visina ispitivanog uzorka (mm).

Slika 69 Direktna i indirektna vlačna čvrstoća predstavljene Mohrovim krugovima(Vrkljan, 2013)

151


Deformabilnost i čvrstoća pri troosnom tlaku Troosno tlačenje nije troosno u pravom smislu jer je σ2=σ3. Samo poliaksijalno tlačenje omogućava tlačenje s tri različita glavna naprezanja. U praksi je teško postići poliaksijalne uvjete u laboratoriju pa se ovaj pokus ne koristi rutinski. Kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju moguće je dobiti samo ako se pri ispitivanju koristi stroj s kontroliranom deformacijom. Postlomno ponašanje ne može se dobiti ako se ispitivanje izvodi na stroju s kontroliranom silom (naprezanjem). Na slici 70. shematski je prikazan uređaj za ispitivanje.

Slika 70 Shematski prikaz opreme za troosna ispitivanja stijena (Vrkljan 2013)

Uzorci moraju imati dimenzije i oblik koji zadovoljavaju zahtjeve norme po kojoj se ispitivanje izvodi. Broj ispitnih uzoraka treba se odrediti prema praktičnim zahtjevima, ali se obično preporučuje pet uzoraka za jednu vrstu stijene (iz jednog uzorka formira se 5 ispitnih uzoraka). Manje glavno naprezanje (bočno naprezanje ili ćelijski tlak) nanose se na uzorak pomoću ulja kojim se ispuni troosna ćelija. Kako ulje ne bi djelovalo na uzorak te kako bi se omogućilo aktiviranje efektivnih naprezanja na diskontinuitetima, uzorak se štiti nepropusnom membranom. Povećanje promjera uzorka (radijalna deformacija) može se mjeriti na više načina: • Prislanjanjem tri mjerila pomaka na sredinu visine uzorka • Mjerenjem promjene opsega uzorka

152

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • Lijepljenjem mjernih traka na uzorak Danas se najčešće koristi drugi način mjerenja kod koga se lanac omota oko uzorka te se mjeri razmicanje krajeva lanca tijekom pokusa (slika 71.). Skraćenje visine uzorka (aksijalna deformacija) mjeri se na način da se na uzorak pričvrste nosači aksijalnih mjerila pomaka. Razmak ovih nosača određuje duljinu mjerne baze. Mjerila pomaka mjere promjenu duljine mjerne baze a ne promjenu visine uzorka.

Slika 71 Mjerila pomaka (aksijalog i radijalnog) pričvršćena na uzorak (IGH-Zagreb), Vrkljan (2013)

Za razliku od određivanja deformabilnosti u uvjetima jednoosnog tlačenja u troosnim uvjetima ne dolazi do eksplozivnog loma uzorka, te ne postoji opasnost za oštećenja mjerila pomaka. Zato se redovito kod ovog pokusa odredi i vršna čvrstoća uzorka. Ako se koristi stroj sa kontroliranom deformacijom, često se dobije i rezidualna čvrstoća. Postupak ispitivanja: • Stavi se membranu na uzorak. Postavi mjerila pomaka na uzorak. Postavi se uzorak s mjerilima na postolje ćelije. Montira se plašt ćelije. Napuni se ćeliju uljem. Optereti uzorak aksijalnom silom predopterećenja radi postizanja dobrih kontakata (obično je sila predopterećenja Fp=110 N) • Povećava se ćelijski tlak (σ3) do definiranog nivoa. Ćelijski tlak će uzorak opteretiti hidrostatski, a istovremeno će djelovati na klip ćelije silom koja je jednaka umnošku ćelijskog tlaka i površine klipa. Ako se spriječi istiskivanje klipa iz ćelije, mjerilo sile će pokazivati silu kojom ulje djeluje na klip (F= σ3*Aklipa+Fp).

153

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • Kada je postignut programirani ćelijski tlak (σ3) nulira se mjerila sile i pomaka (sva mjerila trebaju pokazivati vrijednost jednaku nuli). To znači da će se tijekom pokusa bilježiti samo prirast sile i pomaka nakon što je postignut ćelijski tlak. • Kontinuirano se povećava deformaciju uzorka. Američka norma predviđa i pokus s kontroliranom silom (naprezanjem). U ovom slučaju ne može se dobiti krivulja u postlomnom području. • Tijekom pokusa se σ3 održava konstantnim Aksijalno naprezanje koje je posljedica prirasta sile nakon postizanja ćelijskog tlaka predstavlja devijatorsko naprezanje. Ako je aksijalna sila nulirana nakon postizanja ćelijskog tlaka, tijekom pokusa mjerit će se samo tzv. devijatorska sila (devijatorsko naprezanje) iako na uzorak cijelo vrijeme u aksijalnom smjeru dejluje ukupno veće glavno naprezanje (σ1=σ3+σdev).

Slika 72 Kompletna naponsko-deformacijska krivulja prikazana kao odnos devijatorskog naprezanja i deformacija uzorka, Vrkljan (2013)

Ako se tijekom pokusa mjeri prirast aksijalne sile nakon što je postignut ćelijski tlak, ova sila predstavlja tzv. devijatorsku silu a naprezanje koje se iz nje izračuna devijatorsko naprezanje.

s dev.vrsno 

Fmax .dev A

 D 2  kN   ; A   m 2   4

 

 2  m 

[98]

Veće glavno naprezanje u trenutku loma uzorka dobije se zbrajanjem devijatorskog naprezanja u trenutku loma uzorka i ćelijskog tlaka. U trenutku loma uzorak je opterećen s ovim glavnim naprezanjima:

154

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Veće glavno naprezanje: σ1=σdev vršno+ σ3 Manje glavno naprezanje: σ3=ćelijski tlak Ove dvije vrijednost u potpunosti definiraju Mohrov krug naprezanja u Mohr-Coulombovom kriteriju čvrstoće odnosno točku u σ1- σ3 prostoru (slika 73.). Aksijalna i radijalna deformacija, Youngov modul elastičnosti i Poissonov koeficijent određuju se prema poznatim, ranije navedenim izrazima.

Slika 73 Kriterij čvrstoće definirano vlačnom jednoosnom i troosnom čvrstoćom stijene (Vrkljan, 2013)

Kao što je ranije rečeno, obično se obavi pet pokusa s različitim ćelijskim tlakom. Na taj se način dobije pet Mohrovih krugova naprezanja. Ako se na istoj stijeni ispitaju i jednoosna tlačna i vlačna čvrstoća na indirektan način (brazilski pokus), dobije se sedam Mohrovih krugova što omogućava kvalitetno definiranje Mohr-Coulombovog ili nekog drugog kriterija čvrstoće intaktne stijene.

Čvrstoća u točki- Point Load Strength Test Pokus za određivanje čvrstoće pri opterećenju u točki (Point Load Strength Test) indeksni je pokus za klasifikaciju stijena prema čvrstoći. Pokus može poslužiti za procjenu drugih parametara čvrstoće s kojima se nalazi u korelaciji, npr. jednoosne tlačne i vlačne čvrstoće.

155

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Pokusom se određuje indeks čvrstoće u točki Is(50), i indeks anizotropije, Ia(50). Indeks anizotropije je odnos čvrstoće pri opterećenju u točki u pravcima s najmanjim i najvećim vrijednostima indeksa čvrstoće. Prema obliku uzorka koji se ispituje pokus može biti: • dijametralni pokus • aksijalni pokus • prizmatični pokus • pokus na uzorku nepravilnog oblika

Slika 74 Oblik uzoraka za: (a) dijametralni-cilindrični uzorak, (b) aksijalni-cilindrični uzorak, (c) blok -prizmatični uzorak i (d) pokus na nepravilnom uzorku (iz Vrkljan, 2013)

Orijentacija uzoraka tijekom ispitivanja anizotropnih stijena u odnosu na pravac opterećenja može biti: • okomito na plohe oslabljenja • paralelno plohama oslabljenja.

156


Slika 75 Dijametralni, aksijalni i pokus na uzorcima nepravilnog oblika (IGH-Zagreb iz Vrkljan, 2013)

Najčešće nije potrebna bilo kakva priprema uzoraka za ispitivanje. Ispituju se uzorci izvađeni iz bušotine (cilindrični oblik) piljeni (prizmatični oblik) ili nepravilni uzorci. Oblici uzoraka za pojedine pokuse prikazani su na slici 74. Uređaj za ispitivanje se sastoji od sklopa za opterećivanje uzorka i mjerila sile. Tijekom pokusa se mjeri i dimenzija uzorka (mjerilom duljine). Nakon što su određene dimenzije uzorka, uzorak se opterećuje jednolikim povećanjem sile tako da do loma dođe u periodu od 10-60 sekundi. Postoje slučajevi kada zbog nehomogenosti uzorka dođe do nepravilnog loma. U takvim slučajevima pokus treba smatrati nevažećim. Slika 76. pokazuje tipične oblike pravilnog i nepravilnog loma uzoraka.

Slika 76 Pravilni pokusi (a,b, i c). Nepravilni pokusi (d i e), Vrkljan (2013)

157

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Kada se ispituje anizotropna stijena, pokuse treba obaviti u dva pravca. Jedan od pravaca opterećenja treba dati veće, a drugi pravac manje vrijednosti indeksa čvrstoće (slika 77.).

Slika 77 Pravci opterećenja anizotropne stijene (Vrkljan 2013)

Nekorigirana čvrstoća pri opterećenju u točki, Is, izračuna se prema izrazu:

IS 

P 2 De

[99]

gdje je: De- ekvivalentni promjer jezgre Ekvivalentni promjer jezgre za dijametralni pokus:

De  D 2 2

[100]

Ekvivalentni promjer jezgre za aksijalni, blok i pokus na nepravilnim uzorcima:

De  4 A /  2

[101]

A=W*D - minimalna površina presjeka kroz uzorak u ravnini točaka kontakta zaobljenih šiljaka. Korekcija vrijednosti čvrstoće u odnosu na dimenzije uzorka Indeks čvrstoće Is mijenja se kao funkcija D u dijametralnom pokusu i kao funkcija De u aksijalnom, prizmatičnom i pokusu s uzorcima nepravilnog oblika. Zbog toga se mora izvršiti korekcija u odnosu na dimenzije, a u svrhu da se dobije unificirana vrijednosti indeksa čvrstoće, koja će se moći koristiti za klasifikaciju stijena prema čvrstoći. Korigirana vrijednost indeksa čvrstoće uzorka Is(50). pri opterećenju u točki definira se kao vrijednost Is koja bi se dobila da je mjerenje izvršeno dijametralnim pokusom na uzorku promjera 50 mm.

158

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Prema tome, najjednostavniji slučaj je kada se ispituju uzorci promjera 50 mm. Tada ne treba vršiti korekciju. Korekciju ne treba vršiti ni za promjer NX (54 mm) jer je pogreška mala. Međutim, u praksi najčešći na raspolaganju stoje vrlo različiti promjeri jezgre. U tom slučaju korekciju treba provesti na sljedeći način:

I S (50)  F  I S

[102]

gdje je: Is=vrijednost indeksa čvrstoće izračunata za stvarne dimenzije uzorka F=faktor korekcije dimenzija D  F  e   50 

0.45

[103]

Prosječna vrijednost Is(50) se računa izbacivanjem po dvije ekstremne vrijednosti (2 najveće i 2 najmanje) od 10 ili većeg broja važećih pokusa i izračunavanjem prosječne vrijednosti preostalih rezultata. Ako se testira znatno manji broj uzorka onda se izbacuje najveća i najmanja vrijednost, a prosječna vrijednost se računa od preostalih pokusa. Na taj način dobivene prosječne vrijednosti Is(50) koriste se za klasifikaciju stijena prema čvrstoći pri opterećenju u točki i za proračun indeksa anizotropije stijena. Indeks anizotropije Ia(50) definira se kao odnos prosječne vrijednosti Is(50) izmjerene okomito na plohe oslabljenja i paralelno s njima, tj. odnos najveće prema najmanjoj vrijednosti čvrstoće pri opterećenju u točki. Ia(50) ima vrijednost blizu 1 za kvaziizotropne stijene i veće vrijednosti kada je stijena anizotropna. Procjena jednoosne tlačne čvrstoće na osnovi poznavanje indeksa čvrstoće u točki Uobičajen se uzima da je jednoosna tlačna čvrstoća 20 do 25 puta veća od Is(50). Međutim, zbog anizotropije stijena ovaj odnos može biti od 15 do 50.

20  I S (50)  s tlacno  50  I S (50)

[104]

U praksi se za procjenu jednoosne tlačne čvrstoće najčešće koristi izraz:

s tlacno  22  I S (50)

[105]

Približan odnos Is(50) i vlačne čvrstoće iz Brazilskog pokusa je:

s vlacno  0.8  I S (50) 159

[106]


8.2.

Ispitivanje diskontinuiteta

Postoji niz metoda ispitivanja mehaničkih značajki diskontinuiteta, od ”tilt” pokusa do terenskog uređaja za smicanje, do standardnih troosnih ispitivanja na sofisticiranoj opremi.

Određivanje posmične čvrstoće diskontinuiteta Diskontinuitet se pod djelovanjem posmičnih naprezanja ponaša slično kao i intaktna stijena pod normalnim naprezanjima. Za očekivati je da će se i stijenska masa koju čine intaktna stijena i diskontinuiteti ponašati na sličan način. Ponašanje diskontinuiteta pri različitim vrstama opterećenja prikazano je na slici 78.

a)

b)

c) Slika 78 Ponašanje diskontinuiteta:a) tlačno, b)vlačno i c) posmično naprezanje (prema Hudson and Harrison, 1997)

Patton (1966) pokazuje utjecaj neravnosti diskontinuiteta na njegovo ponašanje pri posmiku pomoću ispitivanja na diskontinuitetu u obliku pile. Posmični pomak ovog uzorka izaziva

160

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević dilataciju (povećanje volumena) uzorka. Posmična čvrstoća Pattonovog uzorka može se prikazati kao

t  s n tan(b  i)

[107]

gdje je: φb -bazični kut trenja i-nagib nazubljene površine

Slika 79 Pattonovo ispitivanje posmične čvrstoće nazubljenog diskontinuiteta (iz Vrkljan 2013, prema Hudson and Harrison, 1997)

161

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Posmična naprezanja kod normalnih naprezanja većih od (σ0) izazvat će lom zubi te će drugi pravac na gornjoj slici predstavljati posmičnu čvrstoću intaktne stijene. Pattonov izraz vrijedi za niska normalna naprezanja gdje je posmični pomak posljedica klizanja po nazubljenoj plohi. Pri visokim normalnim naprezanjima čvrstoća intaktne stijene može biti premašena te će doći do loma zubi, što rezultira ponašanju pri posmičnom lomu koje više odgovara čvrstoći intaktnog materijala nego karakteristikama trenja diskontinuiteta. Pattonov pristup ne pokriva realnu situaciju da se posmična čvrstoća diskontinuiteta mijenja postupno s povećanjem normalnih naprezanja a ne skokovito kao u njegovom eksperimentu. Barton je sa suradnicima u većem broju radova (1973, 1976, 1977, 1990) prezentirao rezultate proučavanja većeg broja prirodnih diskontinuiteta i predložio da se Pattonova jednadžba modificira (u poglavlju 7 su dani izrazi za posmičnu čvrstoću diskontinuiteta). Bazični kut trenja može se odrediti pomoću “tilt” pokusa, koji je potrebno izvesti u više različitih smjerova (anizotropija u hrapavosti diskontinuiteta). Dva komada jezgre fiksiraju se na stol koji se može naginjati, a treći komad jezgre stavi se na njih. Stol se naginje sve dok slobodni komad jezgre ne klizne po fiksiranim komadima (slika 80.). Zabilježi se nagib stola u trenutku klizanja. Stimpsom je pokazao da se bazični kut trenja (φb) može izračunati iz kuta nagiba stola (α) na sljedeći način:

b  tan 1 (1.155 tan  )

[108]

Slika 80 „Tilt pokus“ za određivanje bazičnog kuta trenja (iz Vrkljan 2013)

Uobičajeno se posmična čvrstoća diskontinuiteta u laboratoriju ispituje u uređajima za izravni posmik. Posmična čvrstoća diskontinuiteta se može odrediti terenskim uređajem za smicanje (slika 81.). Valja naglasiti da je najbolje kada su površine diskontinuiteta glatke jer hrapavost površina može otežati interpretaciju rezultata ispitivanja. Dva komada stijene se stave u uređaj u njihov originalni položaj (kontakt), pri čemu je površina diskontinuiteta paralelna ravnini smicanja. Primjenjuje se konstantno normalni opterećenje, a posmično opterećenje se postupno povećava do sloma. Mjere se vertikalni i horizontalni pomak gornjeg bloka u odnosu na donji (LVDT-om; linear variable differential transformers).

162


Slika 81 Shema uređaja za izravan posmik diskontinuiteta na jezgri bušotine(Wyllie and Mah, 2004)

Svaki uzorak se uobičajeno ispituje tri ili četiri puta, sa sve većim normalnim naprezanjem. Sa svakim novim ispitivanjem oštrine polako nestaju pa se dobiva sve manji kut trenja. Najveće naprezanje pri ispitivanju je obično najveće naprezanje koje se može razviti u konkretnoj stijenskoj masi. Rezultati se prikazuju na dijagramu naprezanja i deformacija pri čemu se računa vršna i rezidualna čvrstoća diskontinuiteta (slika 82.). Mjereni kut unutarnjeg trenja je zbroj kuta unutarnjeg trenja stijene i hrapavosti površine (i). Hrapavost površine je dobivena iz dijagrama posmične i normalne deformacije prema izrazu:

i  tan 1 (

n ) s

[109]

Može se dobiti i normalna krutost diskontinuiteta (slika 82. donji lijevi dijagram- nagib početnog dijela krivulje) kao odnos normalnog naprezanja i normalne deformacije:

kn  (

163

s ) n

[110]


Slika 82 Tipični rezultati ispitivanja direktnog posmika diskontinuiteta koji pokazuju posmičnu čvrstoću, hrapavost (i), krutosti (kn)(iz Wyllie and Mah, 2004, prema Erban and Gill, 1988)

Ispitivanje čvrstoće diskontinuiteta u troosnim ćelijama Čvrstoća diskontinuiteta može se ispitati i u troosnoj ćeliji. Uzorak treba pripremiti na način da diskontinuitet bude pod kutem β=50-65°. Pokus može biti dreniran ili nedreniran. Preporuča se da tlak vode u diskontinuitetu tijekom pokusa bude identičan onom na terenu. Rezultat pokusa su vrijednosti normalnog σn i posmičnog naprezanja τ na diskontinuitetu.

Slika 83 Normalno i posmično naprezanje na diskontinuitetu u troosnim uvjetima opterećenja(Vrkljan 2013)

164

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Normalno i posmično naprezanje na plohi diskontinuiteta

sn  t

s1  s 3 2

s1  s 3 2



s1 s 3 2

cos 2

sin 2

[111]

[112]

Ako se obavi više pokusa pri različitim ćelijskim tlakovima σ3, dobije se više parova vrijednosti σn i τ što omogućava definiranje kriterija čvrstoće (slika 84.)

Slika 84 Kriterij čvrstoće diskontinuiteta određen na 4 uzorka pri različitim ćelijskim tlakovima (Vrkljan 2013)

Ako se ne može dobiti više uzoraka sa sličnim diskontinuitetom, pokus se obavlja na jednom uzorku (multistage test). Pri tome se prati promjena većeg glavnog naprezanja (aksijalno naprezanje) i aksijalnog pomaka. Kada pri jednom ćelijskom tlaku krivulja σ1-δ-postane horizontalna, zaustavi se povećanje aksijalnog naprezanja, ćelijski tlak se poveća na novu vrijednost i pokus se nastavlja povećanjem aksijalnog naprezanja. Na ovaj se način dobije više parova vrijednosti većeg (σ1) i manjeg glavnog naprezanja (σ3) iz kojih se mogu izračunati normalna i posmična naprezanja na diskontinuitetu što omogućava definiranje kriterija čvrstoće (slika 85.).

Slika 85 Određivanje posmične čvrstoće diskontinuiteta na jednom uzorku (Vrkljan 2013)

165


8.3.

Ispitivanje stijenske mase

Standardna in situ ispitivanja deformabilnosti stijenske mase su   

dilatometarski i neki drugi pokusi u bušotinama pokus opterećenja pločom (PLT-Plate Load Test), pokusi velikog (LFJ) i malog (SFJ) tlačnog jastuka.

U nekim posebnim slučajevima koriste se i pokusi radijalne preše i pokusi hidrauličkih komora.

Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase u bušotinama U bušotinama se mogu ispitivati mehanička svojstva (deformabilnost i čvrstoća), fizikalna svojstva (gustoća, poroznost), geofizička (brzina prostiranja elastičnih valova) i hidrološka svojstva stijenske mase (vodopropusnost). Bušotina također može poslužiti za mjerenje pomaka (ekstenzometri i inklinometri), vizualni pregled stijenske mase (TV kamere, periskopi), mjerenje piezometarskih nivoa i dr. Za ispitivanje deformabilnosti i čvrstoće stijenske mase u bušotinama koriste se tri grupe uređaja (Vrkljan, 2013): • Dilatometri ili presiometri • Bušotinske preše (Borehole jack) • Bušotinski penetrometri Kod svih se pokusa opterećuje plašt bušotine, a mjeri se promjena njenog promjera. Pojedine grupe pokusa razlikuju se samo po obliku i veličini opterećene površine. Nekada se uz naziv dilatometar koristi i prefiks fleksibilni kako bi se eliminirala mogućnost zamjene s "borehole jack"-om. U literaturi se pojavljuju dva termina za isti uređaj: presiometar i dilatometar. Nekada se pod terminom “presiometar” misli samo na Ménard-ov tip uređaja dok se terminom “dilatometar” naziva uređaj koji se koristi isključivo u stijenama. Bez obzira što dilatometarski pokusi, slično drugim terenskim pokusima, imaju neka ograničenja, oni se još uvijek često koriste. U nekim okolnostima, dilatometarska ispitivanja su jedini način za dobivanje informacija o deformabilnosti i čvrstoći stijene.

166

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 36 Principi rada tri najčešće korištena uređaja za određivanje čvrstoće i deformabilnosti u bušotinama (Vrkljan 2013)

Prednosti pokusa u bušotinama su (Vrkljan, 2013):  



 

Korištenjem dijamantnog pribora za bušenje, stijenska masa ostaje neporemećena. Troškovi ispitivanja su mali što omogućava izvođenje velikog broja pokusa što je neophodno za statističku obradu rezultata (daje relevantne podatke o distribuciji deformabilnosti stijenske mase te se rezultati ovih pokusa mogu smatrati indeksima kvalitete stijenske mase) Primjenjivo za brzo profiliranje bušotine po parametru deformabilnosti u izlomljenim, glinovitim ili gusto ispucanim stijenama koje se teško jezgruju za laboratorijska ispitivanja (dobije se zapis o razlikama u kvaliteti stijena i komparacija relativne deformabilnsoti susjednih slojeva). Mogućnost izvođenja pokusa pod vodom (korito rijeka ili morsko dno) i velikim dubinama. Mogućnost apliciranja većih naprezanja u odnosu na pokuse PLT i LFJ.

Nedostaci pokusa u bušotinama su (Vrkljan, 2013): 

 

167

Dilatometrom se opterećuje mali volumen stijene, obično manji od 0,3 m 3 (LNEC dilatometar ≅ 0,06 m3, Wittke, 1984) i često i suviše mali da bi se rezultati direktno primijenili na probleme projektiranje. Ekstrapolaciju rezultata dilatometarskog pokusa u veliko mjerilo, omogućavaju korelacije s rezultatima PLT-a, LFJ-a ili s rezultatima povratnih analiza iz rezultata promatranja stvarnih objekata. U vertikalnoj bušotini, dilatometar daje podatak o horizontalnoj deformabilnosti. Za temeljenje objekata je potrebna vertikalna deformabilnost. Dilatometar razvija vlačna i radijalna naprezanja u zidovima bušotine te izračunati modul treba razlikovati od modula dobivenog pomoću PLT ili LFJ pokusa. Zbog toga se modul dobiven dilatometarskim pokusom naziva "dilatometarski" a ne deformacijski modul ili modul elastičnosti.

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević  



Postoje poteškoće u interpretaciji kako dilatometarskog, tako i "borehole jack" pokusa. Dilatometarski pokus se ne može obaviti ako bušotinu presijecaju otvoreni diskontinuiteti (problem pucanja gumene membrane). To znači da se lokacija ispitivanja odabire prema mogućnostima sonde, a ne prema potrebama ispitivača. Ovisno o "scale efektu" dilatometarski modul može biti reprezentant intaktne stijene ili stijenske mase. Međutim, lokalni uvjeti (otvoreni ili glinom ispunjeni diskontinuiteti u zoni utjecaja) mogu bitno utjecati na smanjenje izmjerenih modula i ispod modula stijenske mase.

Dilatometarska ispitivanja Prema njemačkoj literaturi dilatometar se koristio za određivanje deformabilnosti tla još 1930. Metoda se rutinski počela koristiti u kasnim 1950-im razvojem aparature i postupka predloženim od strane Ménard-a 1956. godine. Prvo uspješno korištenje fleksibilnog dilatometra visokog kapaciteta prikazali su Panek i dr. (1964) (razvijen na United States Bureau of Mines), Roche i dr. (1966) (razvijen u LNEC - Laboratorio Nacional de Engenharia Civil), Jonada i Mermina (Elektricite de France), Kujundžića i Stojakovića (razvijen na institutu Jaroslav Černi). Pomoću dilatometra (presiometra) na plašt bušotine se aplicira radijalno simetričan tlak po cijeloj dužini instrumenta. Tlak u dilatometru se ostvaruje pomoću plinova ("Menard" i "Geoprobe" presiometri) ili pomoću vode i ulja. Promjena promjera bušotine mjeri se na dva načina:  

indirektno- mjerenjem promjene volumena fluida u dilatometru direktno - mjerenjem promjene promjera bušotine pomoću mjernih uređaja.

Osim za određivanja deformacijskih svojstava stijenske mase, dilatometarski pokus može poslužiti i za određivanje:   

In situ naprezanja i vlačne čvrstoće koristeći dilatometar visokog kapaciteta koji dovodi stijenu do loma. Svojstava tečenja koristeći dilatometar relativno velikog kapaciteta u slabim i plastičnim stijenama kao što su šejl, potaša ili sol. Svojstva kratkotrajne čvrstoće slabih stijena iz nelinearne krivulje tlak-volumen koristeći dilatometar visokog kapaciteta i opterećujući stijenu iznad njene granice elastičnosti. Metode su slične onima koje se koriste za interpretaciju rezultata Ménard -ovog presiometra (ISRM 1987).

Dilatometri s direktnim mjerenjem radijalnih pomaka (LNEC tip) Ovaj je uređaj razvijen u Laboratorio Nacional de Engenharia Civil-Portugal (LNEC) pa se često naziva po skraćenici ovog instituta. Direktno mjerenje omogućeno je ugrađivanjem mjernih pretvornika pomaka (LVDT ili DCDT tipa) u sondu. Time je znatno poboljšana osjetljivost i preciznost mjerenja. Osim toga, radijalna mjerenja pomaka pružaju uvid u anizotropiju

168

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević deformabilnosti stijenske mase. ISRM (1987) zahtjeva razlučivost uređaja za mjerenje dilatacije od ± 0,02 mm ili bolju. Uređaji za mjerenje tlaka trebaju imati osjetljivost očitanja bolju od ± 2% područja mjerenja. Instrumenti s ovim načinom mjerenja mogu se koristiti i u stijenskoj masi izrazito niske deformabilnosti (visokih modula deformabilnosti).

Slika 86 Dilatometar s direktnim mjerenjem pomaka: 4-gumena membrana; 5- uređaji za mjerenje pomaka. Desno: Provjera ispravnosti rada dilatometarske sonde prije ispitivanja u bušotini; Dilatometarska sonda prije spuštanja u bušotinu (Godar -ELandar, 1991)

Prvi dilatometri su imali promjere od 160 - 300 mm s mogućnošću postizanja pritiska od 4 do 15 MPa. Projektanti LNEC-a odlučili su se za sondu koja odgovara promjeru bušotine od 76 mm. Danas se obično dilatometri proizvode s promjerom 76-116 mm i odnosom dužine i promjera od 5-15. Maksimalni tlak se obično kreće oko 20 MPa. Međunarodno društvo za mehaniku stijena objavilo je 1978. godine preporučenu metodu koja opisuje postupak ispitivanja kao i proračun dilatometarskih modula iz rezultata mjerenja. Dilatometarski modul odredi se iz podataka o apliciranom opterećenju unutar elastičnog ili

169

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević pseudoelastičnog područja i izmjerenoj rezultirajućoj dilataciji. Veze između naprezanja i deformacija dane su za dva stanja stijenske mase (ISRM, 1987): 

Neispucana stijena (ili stijena s velikim razmakom između pukotina):

E D  (1   R ) D

Pi ...( MPa ) D

[113]

gdje je: ΔPi - inkrement tlaka unutar odabranog segmenta (MPa) D - početni promjer bušotine ΔD - odgovarajuća srednja promjena promjera bušotine νr - Poisson-ov koeficijent stijenske mase ED - sekantni dilatometarski modul 

Ispucala stijena za koju se pretpostavlja da nema vlačne čvrstoće u tangencijalnom pravcu na bušotinu: Ako (pi) prelazi dvostruko srednje naprezanje stijene oko bušotine (P0), sve postojeće radijalne prsline (crack) će se otvoriti te treba koristiti jednadžbu: ED  D

  Pi P (1   R ) (1   R ) ln( i )  1...( MPa ) D 2 P0  

[114]

gdje je: Pi - primijenjeni tlak ΔD - srednje povećanje promjera bušotine kada se tlak poveća od nule na Pi Obje gornje jednadžbe vrijede samo za linearno elastičnu, homogenu i izotropnu stijensku masu i izvedene su pod pretpostavkom da nema vlačnih naprezanja u pravcu tangencijalnom na bušotinu. Iskustvo pokazuje da su dilatometarski moduli cca 2 puta niži od modula dobivenih pločom ili tlačnim jastukom. Zbog toga dilatometarski modul treba smatrati indeksnim pokazateljem mehaničkog ponašanja stijenske mase, posebno njene deformabilnosti. Razlika u vrijednostima modula iz dilatometarskog pokusa na jednoj, i pokusa opterećenja pločom (PLTPlate Loading Test) odnosno velikim tlačnim jastucima (LFJ-Large Flat Jack) na drugoj strani, uglavnom je posljedica dvaju faktora:

170

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević a) Stanje naprezanja stijenske mase prije i tijekom pokusa. b) Stvaranje pukotina u tijeku dilatometarskog pokusa. Kod LFJ i PLT pokusa stijenska masa je u stanju troosne kompresije dok se u slučaju dilatometra javljaju tlačna naprezanja u radijalnom pravcu i vlačna naprezanja slične veličine u tangencijalnom pravcu. Pored tlačnih i vlačnih naprezanja koja djeluju u ravnini okomitoj na os bušotine, javljaju se i naprezanja u pravcu okomitom na ovu ravninu (ova naprezanja se obično zanemaruju). Dilatometri s indirektnim mjerenjem radijalnih pomaka Indirektno mjerenje omogućava izračunavanje srednje vrijednosti modula deformalnosti, pošto se iz izmjerene promjene volumena izračuna srednja promjena promjera bušotine. Dilatometar s ovim načinom mjerenja koristi se u tlima i slabim stijenama kod kojih se ne očekuje značajnija anizotropija deformabilnosti. Na tržištu se nalazi više komercijalnih tipova ovog uređaja. Preporučena metoda ISRM-a baziran je uglavnom na CSM ćeliji (Colorado School of Mines) koja je modificirana verzija Cylindrical pressure Cell (CPC) originalno razvijena od strane Panek-a. Ovom tipu pripada i Ménardov presiometar koji je namijenjen za ispitivanje tla, te je projektiran za rad s nižim pritiscima. Nekada se koristi za određivanje deformabilnosti mekih stijena čiji je modul deformabilnosti manji od 500 MPa. CSM dilatometar (Colorado School of Mines) postiže tlakove do 100 MPa, a Ménard-ov do 20 MPa. U Europi je najčešće korišten Ménard-ov tip dilatometra koji se u literaturi redovito opisuje kao Ménard-ov presiometar. Kada se koristi u tlu, Ménard -ovim presiometrom može se odrediti i čvrstoća, in situ horizontalno naprezanje, te vodopropusnost (za određivanje vodopropusnosti koriste se dodatni uređaji pa se tada kompletan uređaj naziva presiopermeametrom). Kod ovih se uređaja srednji radijalni pomak računa iz izmjerene promjene volumena sonde. Ovi dilatometri su naročito korisni za brzo indeksno kartiranje bušotine u glinovitim stijenama ili gusto ispucanim stijenskim masama iz kojih je nemoguće dobiti intaktni uzorak za laboratorijska ispitivanja. Mair (1987) je u izvještaju Britanskog geotehničkog društva istaknuo da postoji temeljna razlika u pristupu korištenja presiometra pri projektiranju u Francuskoj i Engleskoj. Francuski pristup podrazumijeva da se parametri dobiveni ispitivanjem (EM i pL) direktno koriste pri projektiranju. Njihov stav da ovaj pokus ne treba generalno razmatrati kao sredstvo za dobivanje temeljnih svojstava tla, već rađe kao metodu koja se koristi striktno empirijski u projektiranju. Engleski pristup podrazumijeva korištenje presiometra kao uređaja kojim se dobiju temeljna svojstva tla (deformabilnost i čvrstoća). Ovako dobiveni parametri koriste se na uobičajeni način u konvencionalnim metodama projektiranja ). Iako se čini da je tijekom dilatometarskog ispitivanja stijena opterećena tlačno, promjena promjera bušotine posljedica je isključivo posmičnih naprezanja. Nagib krivulje tlakdeformacija (ekspanzija) zbog toga daje posmični modul G koji se često transformiran u ekvivalentni Young-ov modul, E (za izotropni materijal).

171


Slika 87 Prikaz rezultata presiometarskih ispitivanja kao odnosa tlaka i deformacije, odnosno tlaka i promjene volumena bušotine( iz Vrkljan 2013)

Jewell i Fahey su utvrdili da Gi varira značajno uglavnom zbog utjecaja poremećenja dok je Gur (modul ponovljenog opterećenja) mnogo ponovljiviji i konzistentniji. Odnos modula iz ciklusa rasterećenja i ponovnog opterećenja govori o stupnju ispucanosti stijenske mase. Povećanje ovog odnosa ukazuje na jaču ispucanost stijene. Odnos Gur/Gi može biti veći od 3 za srednje ispucanu stijenu i čak do 10 za jače ispucaju stijenu. Deformabilnst određenu dilatometarskim pokusom treba shvatiti kao indeksni pokazatelj mehaničkih svojstava i zato se radi izbjegavanja konfuzije, modul iz ovog pokusa zove dilatometarski modul. Odnos dilatometarskog modula na jednoj i modula PLT-a i LFJ-pokusa na drugoj strani sličan je odnosu između indeksa čvrstoće dobivenog opterećenjem u točki i jednoosne tlačne čvrstoće određene u laboratoriju na intaktnom materijalu. Ako se u zoni stijenske mase homogenoj po parametru deformabilnosti (GMU-Geotechnical Maping Units), obave pored dilatometarskih, PLT i LFJ pokusi, može se uspostaviti korelacija dilatometarskog modula i deformacijskog modula stijenske mase. Međutim, i u ovom slučaju treba biti oprezan jer su moguća prilična iznenađenja (slično pokušajima uspostavljanja korelativnih odnosa indeksa čvrstoće u točki i mehaničkih svojstava intaktne stijene). Kada se koriste dilatometri? Danas se dilatometri koriste najčešće u sljedećim situacijama: 

172

Na velikim projektima kod kojih je područje istraživanja veliko (betonske lučne brane, veliki podzemni objekti i slično), dilatometar se koristi za zoniranje istražnog područja u geotehničke jedinice sličnih mehaničkih svojstava. Ova ispitivanja obavljaju se istovremeno s istražnim bušenjima i geofizičkim ispitivanjima. Na taj se način utvrde zone u kojima treba obaviti velika statička in situ ispitivanja.

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Korelacije dilatometarskog modula i modula velikih in situ pokusa, omogućuju u kasnijoj fazi istraživanja provjeru nekih neistraženih zona izvođenjem samo dilatometarskih ispitivanja. Na osnovi rezultata dilatometarskih ispitivanja, pravi se program skupih i dugotrajnih velikih in situ pokusa. Charrua-Graca (1979) izdvaja četiri klase stijenske mase po parametru dilatometarskog modula (tablica 37.). U stijenskoj masi klase I nije potrebno obavljati velike in situ pokuse jer preciznije poznavanje deformabilnosti nema praktičnu vrijednost. Zone stijenske mase klase II zahtijevaju pažljivu analizu rezultata istraživanja. Zone stijenske mase klase III i IV zahtijevaju obavljanje velikih in situ pokusa kako bi se utvrdila stvarna deformabilnost stijenske mase. Tablica 37 Klasifikacija stijenske mase prema dilatometarskom modulu (Charrua-Graca, 1979)



Na manjim objektima, gdje izvođenje velikih in situ pokusa nije prihvatljivo iz ekonomskih razloga, dilatometar je jedini in situ pokus kojim se dobiju statička deformacijska svojstva. Alternativa dilatometru su empirijske metode koje imaju jedno značajno ograničenje-ne mogu se koristiti u stijenskoj masi loše kvalitete (RMR<30 i Q<0,1) zbog dominantne uloge RQD-a (Rock Quality Designation Index) u ovim klasifikacijama i poteškoća pri njegovom mjerenju u vrlo lošim stijenskim masama. U ovim se situacijama moduli deformabilnosti stijenske mase nastoje odrediti iz dilatometarskog ispitivanja. Kako kod manjih objekata deformabilnost čvrste stijenske mase ne utječe bitno na njeno ponašanje, ispituje se uglavnom deformabilnost mekših i intenzivno ispucanih stijena. U ovim se situacijama koriste dilatometri manjeg kapaciteta s indirektnim mjerenjem deformacija (Ménard) ili s direktnim mjerenjem ako sonda može mjeriti velike pomake (OYO-elastomer-2). Prevođenje dilatometarskog modula u modul deformabilnosti stijenske mase za numeričke analize, zahtjeva veliko iskustvo istraživača i široko znanje iz područja inženjerske geologije i mehanike stijena. Kod manje zahtjevnih geotehničkih objekata u čvrstoj stijenskoj masi, deformabilnost stijenske mase ne utječe značajno na projektno rješenje pa se obično ne obavljaju terenska ispitivanja. U ovim slučajevima, empirijske metode temeljene na klasifikaciji stijenske mase, u potpunosti zadovoljavaju. Međutim, u mekanim stijenama (koje su često tektonizirane) i tlima, deformabilnost značajno utječe na projektno rješenje. Kako se iz ovakve stijene obično ne može dobiti kvalitetan uzorak za laboratorijska ispitivanja, dilatometar ostaje kao jedino prihvatljivo rješenje.

Tablica 38 Rezultati presiometarskih ispitivanja na nekoliko lokacija u tvrdim tlima i mekanim stijenama (Vrkljan 2013)

173


Rezultat ispitivanja kod svih tipova dilatometara (presiometara) značajno ovisi o kvaliteti bušenja. Neophodno je striktno poštivanje normiranih i preporučenih metoda bušenja. Rezultati presiometarskih ispitivanja na nekoliko lokacija u tvrdim tlima i mekanim stijenama prikazani su u tablici 38. Da bi se iz dilatometarskog pokusa dobio proračunski modul, ispitivanje treba izvesti s jednim ili više ciklusa rasterećenja i ponovnog opterećenja. Modul iz ciklusa rasterećenja i ponovnog

174

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević opterećenja može biti i dvadeset puta veći od modula početnog opterećenja. Ciklus rasterećenja i ponovnog opterećenje treba definirati sukladno očekivanoj deformabilnosti stijenske mase. Kod jako deformabilnih stijenskih masa (modul deformabilnosti do 500 MPa), ciklus treba ograničiti na 25% naprezanja prije rasterećenja. Ovisno o stanju stijenske mase treba koristiti odgovarajuće membrane (gumene, armirane žičanim pletivom, zaštićene čeličnim lamelama i dr.).

Ispitivanje pomoću bušotinskih preša (borehole jack) Da bi se savladala ograničenja dilatometarskog pokusa (maksimalni tlak cca 20 MPa; nemogućnost korištenja u stijenama ekstremne krutosti; nemogućnost korištenja u stijenskoj masi s otvorenim diskontinuitetima) konstruirani su sredinom 60-tih u SAD-u tzv. borehole jackovi (engl. rigid dilatometri), slika 88. Postoje preporuke da se borehole jack treba koristiti u krutoj stijeni (E> 15 GPa). Za stijene s očekivanim modulom <5 MPa, Interfels proizvodi borehole jack razvijen na odjelu za mehaniku tla Sveučilišta u Stuttgartu (Stuttgarter Seitendrucksonde promjera 146 mm, dužine 205 mm i pritiskom od 0,14 MPa). Za razliku od dilatometra fleksibilnog tipa gdje je stijenka bušotine podvrgnuta jednolikom radijalnom opterećenju po čitavom opsegu bušotine, ovaj tip instrumenta koristi dvije ploče koje međusobnim razmicanjem tlače dva nasuprotna dijela bušotine kutne širine 2α. Ploče za nanošenje opterećenja mogu biti krute ili fleksibilne. Ploče krutog tipa imaju nedostatak koji se očituje u nepotpunom kontaktu sa stijenkom bušotine što rezultira većim početnim deformacijama i zakretanjem jack-a. Fleksibilni tip jack-a daje jednoličniju distribuciju naprezanja koja je bliža teoretskom rješenju koje se koristi za interpretaciju rezultata tih pokusa.

175


Slika 88 Borehole jack. 1-Ploče za prijenos opterećenja; 2-Hidraulički cilindri; 3-Uređaji za mjerenje pomaka (Godar -ELandar, 1991)

Postoji više tipova ovog uređaja. Najpoznatiji je Goodmanov jack pa se često pod tim imenom podrazumijevaju i ostali tipovi koji su po konstrukciji različiti. Prednost borehole jacka u odnosu na dilatometar je vrlo visok nivo naprezanja koji se unosi u stijenu (do 65 MPa), što omogućava ispitivanje stijene i izvan zone elastičnog ponašanja. Nedostaci ovog pokusa su poteškoće u interpretaciji rezultata zbog vrlo kompleksne raspodjele naprezanja u stijeni i kompleksnosti same konstrukcije. Za razliku od dilatometra, borehole jack se može koristiti u proizvoljno orijentiranim bušotinama (čak i u horizontalnim). Kod nagnutih bušotina postoji opasnost oštećenja gumene membrane i senzora dilatometra. Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM) priprema preporučenu metodu (Suggested Method) za korištenje borehole jacka.

176

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Ispitivanje pomoću bušotinskog penetrometra S ovim uređajima opterećuju se male površine plašta bušotine pomoću krutih klipova. Koriste se uglavnom za ispitivanje ponašanja stijene pri visokim lokalnim opterećenjima (stijenska sidra). Nisu namijenjeni za ispitivanje deformabilnosti stijenske mase.

Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase pokusom opterećenja pločom (Plate Loading Test) Relativno niski troškovi pripreme i jednostavnost izvedbe daju prividnu prednost ovom pokusu u odnosu na druge velike in situ pokuse zbog koje je pokus opterećenja pločom vjerojatno najčešće korišten in situ pokus za određivanje deformabilnosti stijenske mase. Pokus podrazumijeva primjenu opterećenja na površinu stijene pomoću krute kružne ploče koju se tlači hidrauličkom prešom ili pomoću hidrauličkog tlačnog jastuka koji se umeće između ploče i površine stijene. U početku se pokus obavljao isključivo s krutim pločama manjeg promjera i mjerenjem pomaka na opterećenoj površini. Razvoj postupka doveo je do korištenja ploča velikog promjera (do 2m) s tlačnim jastukom i mjerenja pomaka stijenske mase u dubini opterećene zone. Pokus opterećenja pločom (engl. Plate Loading Test) se može obavljati na površini terena ili u iskopanoj podzemnoj prostoriji. Pokus na površini se može obaviti na razini širokog iskopa, na dnu kesona ili na dnu bušotine velikog promjera. Koristi se u slučajevima kada se želi odrediti deformabilnost stijenske mase u relativno plitkoj zoni. Obavljanjem pokusa na različitim dubinama u bušotini može se dobiti uvid o promjeni deformacijskih svojstava s dubinom. Za obavljanje pokusa na površini potrebno je osigurati protuteret. Umjesto protutereta može se koristiti uporište učvršćeno geotehničkim sidrima ili pilotima. Zbog ograničenja u veličini protutereta, povećanje promjera ploče uzrokuje smanjenje maksimalnog naprezanja i obrnuto. Kada se želi odrediti deformabilnost stijenske mase na većim dubinama kao npr. u slučajevima dubokog temeljenja visokih betonskih brana ili iskopa velikih podzemnih galerija za smještaj strojarnica ili za rudarske potrebe, pokus se mora obaviti u pripremljenim potkopima koji su izvedeni za tu svrhu ili su pak dio projekta. Prednost podzemnih pokusa je u mogućnosti postizanja vrlo visokih naprezanja s pločama velikih promjera zbog jednostavnog načina razupiranja. Pokus se obično obavlja s dvije ploče koje opterećuju suprotne strane ispitne prostorije. Orijentiranjem sustava za razupiranje u različitim pravcima dobit će se podaci o anizotropiji stijenske mase. U tlu ovaj pokus može poslužiti za određivanje posmične čvrstoće i deformabilnosti, dok se u stijenama isključivo koristi za određivanje deformabilnosti i svojstava tečenja (Meigh, 1973), (BS 5930, 1981), (Goodman, 1980).

177

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Postupak ispitivanja Stijenska masa se postupno, ciklički opterećuje pri čemu se mjere rezultirajući pomaci u zoni utjecaja opterećenja. Iz podataka o primijenjenom opterećenju na površinu stijene i izmjerenih pomaka računa se modul deformabilnosti stijenske mase. Pomaci točaka u zoni utjecaja opterećenja mjere se na dva načina:  

mjerenjem pomaka u ravnini kontaktne plohe; mjerenjem pomaka u dubini stijene pomoću višestrukih bušotinskih ekstenzometara.

Kod prvog načina (slika 89a), pomaci se mogu mjeriti neovisno za svaku od ploča (bolja varijanta) ili kao promjena konvergencije (mjeri se ukupan pomak identično lociranih točaka obiju ploča). Glavni nedostatak mjerenja pomaka na površini stijene je utjecaj poremećenosti stijenske mase zbog iskopa podzemne prostorije. Zbog poremećenja stijenske mase u površinskoj zoni dobit će se manji modul (veća deformabilnost) od realnog. Ovim načinom mjerenja nije moguće izbjeći utjecaj poremećenja koje nastaje bez obzira na pažljiv rad pri iskopu podzemne prostorije i pripremi površine za ispitivanja. Da bi se izbjegao navedeni nedostatak preporuča se mjerenje pomaka u dubini zone utjecaja pokusa (slika 89b). Ova mjerenja se obavljaju pomoću višestrukog ekstenzometra ugrađenog u bušotinu koja se izbuši okomito na opterećenu površinu (u središtu ploče). Najdublja točka ekstenzometra, u odnosu na koju se mjere pomaci, treba biti udaljena najmanje 6 promjera ploče od opterećene površine. Upute za lociranje mjernih točaka ekstenzometra mogu se naći u preporukama Međunarodnog društva za mehaniku stijena (ISRM, 1979). Ovakvo mjerenje pruža mogućnost za otklanjanje utjecaja poremećene zone i određivanje modula u funkciji dubine. Instrumenti za mjerenje pomaka trebaju imati razlučivost bolju od 0,01 mm, ako se ispitivanje obavlja u stijenskoj masi čiji je modul deformabilnosti veći od 35 GPa (ISRM, 1979).

Slika 89 Zone mjerenja pomaka. (a) Mjerenje pomaka u ravnini opterećenja; (b) Mjerenje pomaka u dubini opterećene zone (Vrkljan, 2013)

178


Slika 90 Horizontalni i kosi pokus (Karun 3-Iran, 1992) )(Geotehnika-Zagreb), iz Vrkljan, 2013.

Slika 91 Glava ekstenzometra s mjerilima pomaka (Karun 3-Iran, 1992) (Geotehnika-Zagreb), iz Vrkljan, 2013.

Poteškoće interpretacije rezultata mjerenja mogu biti posljedica geoloških uvjeta u stijenskoj masi, ali glavne poteškoće proizlaze iz osnovnih principa pokusa. Modul se računa iz izmjerenih pomaka stijenske mase pod utjecajem primijenjenog opterećenja, s tim da se distribucija naprezanja računa po teoriji elastičnosti. Uvođenje višestrukih ekstenzometara omogućilo je mjerenje pomaka u dubini stijenske mase, ali nije riješilo problem određivanja naprezanja unutar zone utjecaja pokusa. Zbog toga je jedino rješenje bilo korištenje zatvorenih rješenja teorije elastičnosti koja daju vezu između naprezanja na površini poluprostora, deformacije u dubini poluprostora i parametara elastičnosti (modul i Poisson-ov koeficijent). Modul se izračunava iz primijenjenog kontaktnog opterećenja, izmjerene deformacije i pretpostavljenog Poisson-ovog koeficijenta. Rocha je analizirao 118 horizontalnih i 130 vertikalnih pokusa istražujući odnos modula jedne i druge ploče u istom pokusu (Rocha i dr., 1970). Iako se ploče nalaze na razmaku ne većem od 3 m dobio je u oko 30% slučajeva odnos jednog i drugog modula veći od 2, a u 14% slučajeva ovaj odnos je veći od 3. Kako se deformabilnost stijenske mase na tako malom razmaku ne

179

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević može toliko razlikovati, Rocha ovu pojavu pripisuje nedostacima samog pokusa. On smatra da je ovaj pokus preporučljiv samo u posebnim slučajevima relativno homogene stijenske mase gdje je moguće pripremiti površinu stijene bez značajnijeg poremećaja. Ovi uvjeti postoje nekad u vrlo trošnoj stijeni, gdje je modul deformabilnosti <1 GPa. Za interpretaciju rezultata mjerenja koriste se rješenja izvedena iz teorije elastičnosti. Stijenska masa se predstavlja izotropno elastičnim poluprostorom koji je na površini opterećen pločom kružnog oblika. Pri tome, ovisno o krutosti ploče razlikujemo (slika 92.):  

Pokus s fleksibilnom pločom tj. tlačnim jastukom; Pokus s krutom pločom.

Slika 92 Krute i fleksibilne ploče(Vrkljan, 2013)

Kruta ploča je dobro rješenje kod ispitivanja tla i mekših stijena. U tvrdim stijenama, ploča promjera >1 m često puta nema zahtijevanu krutost što komplicira sliku raspodjele naprezanja (Van Heerden, 1976). S povećanjem promjera ploče sve je teže zadovoljiti krutost. Krutost ploče mora biti najmanje dvostruko veća od krutosti stijenske mase (Lama i dr., 1978). Za stijensku masu veće krutosti bolje rješenje je fleksibilna ploča. Fleksibilni kontakt postiže se umetanjem tlačnih jastuka između krutih ploča i stijenske mase. U ovom slučaju opterećenje se može postići na 2 načina (slika 92.):  

pomoću hidrauličkih preša kao i u slučaju krute ploče (tlačni jastuci su zatvoreni); hidrauličkim tlačenjem jastuka (hidrauličke preše se zamijene razuporama).

Pretpostavka idealno elastične (fleksibilne) ploče podrazumijeva jednoliku raspodjelu naprezanja, a idealno kruta ploča jednoliko raspodijeljen pomak ispod ploče. Rješenje preporučeno od Međunarodnog društva za mehaniku stijena (ISRM, 1979) se odnosi na fleksibilnu ploču odnosno na Boussinesq-ovo rješenje tj. pretpostavku jednoliko raspodijeljenog naprezanja, gdje se pomak u bilo kojoj točki ispod središta ploče može odrediti preko izraza:

180






2q 1   2  2 2 a z E 

wz 



1 2

 qz 1     2 2  z  z a  z E  







1 2

  1 

[115]

gdje su: wz – pomak mjerne točke u smjeru primijenjenog opterećenja, z – udaljenost opterećene površine i točke u kojoj je pomak izmjeren, a – polumjer opterećene kružne ploče, q – primijenjeno opterećenje, ν – Poisson-ov koeficijent, E – modul elastičnosti. Jednadžba (115) može se prikazati i u obliku: wz 

q (K z ) E

[116]

Modul deformabilnosti stijenske mase koja se nalazi između točaka dubine z 1 i z2 može se izračunati prema:  K  KZ2  E  q  Z1   wZ 1  wZ 2 

[117]

Preporučena metoda ISRM-a ne navodi rješenje za opterećenje krutom pločom. Jednadžba (118) za izračun pomaka ispod krute ploče (Pells, 1983), uz pretpostavku jednoliko raspodijeljenog pomaka ispod ploče:

wz 

Q ED 2

21  I 2

101

( )  z (1   ) I 103 ( )



gdje su: wz – pomak mjerne točke unutar opterećenog poluprostora, Q – ukupno primijenjeno opterećenje, D – promjer ploče, z – udaljenost opterećene površine i točke u kojoj je pomak izmjeren.

181

[118]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Poulos daje rješenja integrala I101(ψ) i I103(ψ) kako sljedi (Poulos i dr., 1974): 1

 2 2 I101( )    s 0  

[119]

1

1  2  2 1 I103( )    N 0 sin 0 2  

[120]

gdje je:

  s 0  arcsin 2  2  1  r 2  







N 0    r  1  4 2

2

2



1 2

  (  (1  r ) )   2

1 2 2

1

 ¸ 



1 2 4

0  arctan2 ( 2  r 2  1) 1 

[121]

[122] [123]

gdje je: r - radijalna udaljenost od središnje osi ploče. Za izotropni materijal je ψ = z. Jednadžba (118) se može izraziti u pojednostavljenom obliku za pomak točke u središnjoj osi (gdje je r = 0). U jednadžbi (124) izvršena je zamjena D=2a i opterećenje Q je izraženo kao prosječno naprezanje qav na površini πa2:

wz 

qav a  z  2(1  2 )s 0  (1  ) 2   2E  z  1

[124]

Vrlo često rješenja za fleksibilnu i krutu ploču daju module stijenske mase veće od modula intaktnog stijenskog materijala što je nemoguće ako se zna da stijenska masa sadrži diskontinuitete koji doprinose smanjenju modula odnosno povećanju deformabilnosti (Vrkljan i dr., 1995). Ove greške, između ostalog, prouzročene su i zbog razlika između stvarnih uvjeta u kojima se pokus odvija i pretpostavljenih pri izvođenju jednadžbi. Jednadžbe su izvedene pod pretpostavkom da kružna ploča prenosi jednoliko opterećenje (elastična ploča) ili jednoliki pomak (kruta ploča) na homogeni, izotropno elastični, beskonačan poluprostor za koji se pretpostavi vrijednost Poisson-ovog koeficijenta. Na žalost, u najvećem broju slučajeva ovi uvjeti nisu ispunjeni. W. J. Boyle je numerički simulirao pokus pločom (metodom konačnih elemenata) da bi procijenio utjecaje raspucalosti stijenske mase i geometrije iskopa na određivanje modula deformabilnosti. Interpretacija simuliranih pokusa ISRM-ovom metodom pokazala se problematičnom. Modul raspucane stijenske mase bio je veći od modula neraspucane, a

182

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević obadva modula su bili veći od ulaznog modula kojim je simulirana intaktna stijena. Zbog toga, Boyle predlaže alternativnu metodu interpretacije koja u osnovi polazi od Bousinesq-ovog rješenja odnosno rješenja za fleksibilnu ploču, ali koristi metodu najmanjih kvadrata. Funkcija φ se definira kao suma kvadratnih razlika između prognoziranih i izmjerenih pomaka (125):

   y pi  y mi 2 n

[125]

i 1

gdje je: ymi – izmjereni pomak u nekoj dubini uključujući i površinu stijene, ypi – prognozirani pomak u istoj dubini i pri istom stanju naprezanja kao za ymi, n – broj točaka u kojima se mjeri pomak tijekom pokusa. Ako se u jednadžbi (125) prognozirani pomak ypi izrazi kao wz u jednadžbi (115) dobit će se prošireni oblik jednadžbe u kojoj su poznati svi parametri osim E i ν. Deriviranjem proširene jednadžbe prvo po parametru E, a zatim po parametru ν dobiju se dvije nove jednadžbe. Prognozirani pomaci će najbolje odgovarati izmjerenim pomacima kada funkcija φ ima minimalnu vrijednost. To znači da je novonastale jednadžbe (126) i (127) potrebno izjednačiti s nulom. d 0 dE

[126]

d 0 d

[127]

Rješavanje ovih jednadžbi podrazumijeva da se E u jednadžbi (126) izrazi u smislu ν, te se kao takav uvrsti u jednadžbu (127). Time jednadžba (127) postaje polinom 4-tog reda gdje je jedina nepoznanica ν. Ovaj polinom se može riješiti numerički ili analitički. Rješenje polinoma koje pada u interval 0<ν≤0,5 predstavlja vrijednost Poisson-ovog koeficijenta. Uvrštenjem vrijednosti ν u jednadžbu (126) odredi se vrijednost modula deformabilnosti E. Boyle navodi da je ovakvim postupkom interpretacije, kod simuliranih pokusa, dobiven niži modul u raspucanoj nego u neraspucanoj stijenskoj masi, dok su obadva bili niži od ulaznog modula. Metodu najmanjih kvadrata moguće je naravno primijeniti i za rješenje problema krute ploče tako da se analogno slijedi opisani postupak (Unal, 1997).

183


Slika 93 Utjecaj diskontinuiteta na raspodjelu naprezanja ispod ploče (Bock, 1993).

Slika 94 Primjer rezultata mjerenja opterećenja pločom na lokacijama velikih hidroenergetskih objekata u Iranu 90-ih: krivulja „naprezanje-pomak“(Vrkljan, 2013)

184

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 39 Moduli deformabilnosti pokusa mjerenja opterećenja pločom na lokacijama velikih hidroenergetskih objekata u Iranu 90-ih (Vrkljan, 2013)

185

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Prednosti i nedostaci U rijetke prednosti pokusa opterećenja pločom treba ubrojiti (Vrkljan, 2013):  

Jednostavnost izvođenja pokusa. Relativno prihvatljiva cijena opreme.

Glavni nedostaci pokusa opterećenja pločom su:  

 







Problemi u interpretaciji rezultata mjerenja. Zona ispitivanja je u pravilu poremećena iskopom podzemne prostorije što znatno utječe na rezultat ispitivanja. Problem utjecaja poremećene zone stijenske mase na rezultat pokusa, pokušao se riješiti upotrebom višestrukih ekstenzometara. Međutim, mjerenje pomaka unutar zone utjecaja pokusa otvara neke nove probleme (Rocha, 1974), (Lama i dr., 1978). Volumen stijenske mase zahvaćen pokusom nije u većini slučajeva dovoljno velik da reprezentira stijensku masu (Rocha, 1974). Vrlo često oblik prostorije u kojoj se izvodi pokus ne zadovoljava uvjete beskonačnog poluprostora. Da bi se zadovoljili ovi uvjeti, površina u čijem je središtu locirana ploča treba biti ravna u rasponu od najmanje 3-4 polumjera ploče (Lama i dr., 1978). ISRM preporuča da ravna površina treba imati promjer koji je 1,5 do 2 puta veći od promjera ploče. U slučajevima kada ovaj uvjet nije zadovoljen rezultate mjerenja treba korigirati. Neposredno ispod opterećene površine razvijaju se visoka posmična naprezanja što uslijed cikličkog karaktera opterećenja može rezultirati velikim pomacima. Ovaj utjecaj je važan u gusto ispucanoj i trošnoj stijeni, te kod ploča malih dimenzija (Lama i dr., 1978). Raspodjela naprezanja u ispucanoj stijenskoj masi znatno ovisi o orijentaciji pukotina. Ova činjenica se obično zanemaruje što može biti uzrokom značajnih grešaka pri izračunavanju modula. Računa se s raspodjelom naprezanja za idealno elastičan, homogen i izotropan poluprostor, a u stvarnosti ona može biti bitno drugačija (Lama i dr., 1978). Van Heerden (1976) smatra da uobičajeni pokus s trajanjem od par dana ne može dati kvalitetne podatke za prognozu svojstava tečenja. Da bi se dobile zadovoljavajuće informacije o tečenju, opterećenje se treba držati konstantnim u periodu od 3 do 30 dana ovisno o tipu stijene. Pokazano je da razvoj deformacije nekih stijena može biti u periodu dužem od 400 sati i da deformacija tečenja može biti 100-200% trenutne deformacije. Rezultati tečenja često se izražavaju preko koeficijenta:

E0  E E 100 ili  100 E0 E0 gdje je: E0 - početni modul

186

[128]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević E∞- modul koji uključuje deformaciju tečenja

Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase velikim tlačnim jastucima Pokus velikim tlačnim jastucima (LFJ-Large Flat Jack) najpouzdaniji je in situ pokus za određivanje deformabilnosti stijenske mase. Pokus pruža široke mogućnosti izbora veličine opterećene plohe kao i njenog položaja u prostoru. Slično drugim in situ pokusima i LFJ pokus je opterećen problemima interpretacije rezultata mjerenja. Metoda velikih tlačnih jastuka uvedena je u praksu s ciljem otklanjanja nedostataka pokusa opterećenja pločom. Zato Lama i Vutukuri (1978) ovaj pokus tretiraju kao modificirani pokus pločom. Metodu su prvi put koristili Oberti, Breth i Talobre, te nešto kasnije Institut Jaroslav Černi iz Beograda (Kujundžić, 1954). Bitno poboljšanje postupka izvršio je LNEC (Laboratorio Nacional de Engenharia Civil) iz Portugala (LNEC; 1976). Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM) podržalo je LNEC metodu te je izdalo preporučenu metodu u kojoj je opisana procedura ispitivanja i način interpretacije mjerenih podataka (ISRM, 1986). Interpretacija rezultata mjerenja nije jednostavna i nekada zahtjeva provođenje numeričkih analiza što nije slučaj kod većine drugih metoda. Kod visokih lučnih brana i drugih objekata koji su osjetljivi na pomake, empirijske metode ne mogu zamijeniti velike in-situ pokuse. Evert Hoek, jedan od autora danas najčešće korištenog empirijskog pristupa za određivanje čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase, naglašava da je namjera empirijskih pristupa procjena svojstava u početnoj fazi projektiranja i da ih treba pažljivo koristiti. U kritičnim situacijama, strogo preporuča in situ mjerenja ili povratne analize iz rezultata opažanja (Hoek, 2004). Princip LFJ (Large Flat Jack) pokusa je sljedeći: U iskopani ili izrezani prorez umeće se tlačni jastuk. Povećanjem hidrostatskog tlaka u jastuku, opterećuje se stijenska masa u suprotnim stranama proreza. Mjeri se povećanje širine proreza u funkciji primijenjenog naprezanja. Iz podataka o naprezanju i izmjerenom pomaku računaju se moduli deformabilnosti stijenske mase. Metoda instituta Jaroslav Černi Ovu metodu prvi put spominje Kujundžić 1954 god. Osnovne karakteristike metode su: 

  

187

Prorez u koji se ugrađuje jastuk izvodi se miniranjem. Poželjno je da prorez ima minimalnu širinu (teško je iskopati širinu <60 cm), te je ova širina usvojena kao standardna. Promjer jastuka je 2 m. Mjerenje naprezanja vrši se mjerenjem tlaka u jastuku. Mjerenje pomaka (povećanje proreza u zoni opterećenja) vrši se na dva načina: (a) Volumetrijskim principom kada se iz ukupne promjene volumena fluida računa srednja vrijednost pomaka; (b) Mjerenjem konvergencije točaka raspoređenih po opsegu jastuka. Volumetrijski princip nije primjenjiv u stijenama male deformabilnosti (visokih

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević modula) pošto se radi o vrlo malim pomacima. Pri izračunavanju modula iz podataka volumetrijskih mjerenja uvodi se korekcija za utjecaj stišljivosti betona i vode. Metoda instituta Jaroslav Černi ima nekoliko bitnih nedostataka: (a) Izradom proreza miniranjem oštećuje se stijenska masa u zidovima što direktno utječe na rezultata mjerenja; (b) Nije moguće izmjeriti pomak u opterećenoj zoni. (c) Moguće je izvođenje samo vertikalnih proreza u podu istražne galerije (eventualno u zidovima). Ovim nedostacima treba dodati dugotrajan i mukotrpan rad na izradi proreza i ugradnji jastuka. Kujundžić i Grujić (1967) razvili su postupak za seizmičko testiranje oko hidrauličkog jastuka. Ovaj postupak omogućava uspostavu korelativnih odnosa između statičkih i dinamičkih svojstava elastičnosti.

Slika 95 Pokus tlačnog jastuka po metodi Instituta Jaroslav Černi (Kujundžić, 1974). 1-Prorez; 2-Jastuk; 3-Betonska ispuna između jastuka i stijene; 4-Uređaj za mjerenje promjene volumena; 5-Hidraulička pumpa; 6- Uređaji za mjerenje pomaka zidova proreza( iz Vrkljan 2013)

Metoda LNEC Stručnjaci LNEC-a (Laboratorio Nacional de Engenharia Civil) uočili su nedostatke metode razvijene u Institutu Jaroslav Černi (Lama i Vutukuri, 1978) opisane metode te su razradili sasvim novi pristup ovom pokusu. Uveli su izmjene u tehnologiji izrade zasjeka, obliku jastuka, sistemu mjerenja pomaka i dr. Pokus je najavio Rocha na prvom kongresu ISRM-a 1966 (Rocha, 1966), a službeno je predstavljen 1968 [Rocha, 1968]. Detaljan opis i teoretska osnova metode

188

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević prikazana je u dokumentu LNEC-a (LNEC, 1976). Glavne karakteristike ove metode su (slika 96.):     



Zasjek (prorez) se izvodi rezanjem pomoću dijamantne pile debljine 6 mm (širina proreza je jednaka je debljini pile, dakle 6 mm) Prorez može imati proizvoljnu dubinu i proizvoljan položaj u prostoru. Može se istovremeno koristiti više jastuka u jednoj ravnini čime se znatno povećava volumen utjecaja pokusa. Oblik jastuka je kombinacija kvadrata sa stranicom 1m i polukruga promjera 1m. Prorezi mogu djelomično ili potpuno ostati prazni radi stvaranja tzv. zaštitne zone. Na ovaj način dobiju se jasniji rubni uvjeti pokusa što olakšava interpretaciju rezultata mjerenja. U svaki jastuk ugrađena su četiri mjerna uređaja za mjerenje promjene širine proreza što može ukazati i na heterogenost stijenske mase.

Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM) preporučilo je ovu metodu za upotrebu, te je 1986 izdalo tzv. Suggested Method (SM) u kome je opisana metodologija izvođenja i interpretacija rezultata mjerenja (ISRM, 1986). Treba upozoriti da preporučena metoda ISRMa ostavlja otvorenim neke probleme interpretacije rezultata mjerenja što korisnicima stvara značajne probleme. Slika 96. prikazuje tlačni jastuk većih dimenzija od standardnog LNEC-ovog. Ovaj jastuk poznat je kao Interfels-ov ELFJ (Extra Large Flat Jack). Sve dimenzije kod ELFJ proporcionalno su povećane u odnosu na LNEC-ov LFJ. Proporcionalnost dimenzija ova dva jastuka, omogućava korištenje iste procedure za izračunavanje modula.

189

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Slika 96 Tlačni jastuk kod LNEC metode (Extra Large Flat Jack), Vrkljan (2013)

U namjeri da eliminiraju neke nedostatke standardnog LFJ pokusa istraživači LNEC-a su modificirali pokus kako to pokazuje slika 97. (Pinto 1993). Uvedene su sljedeće promjene: (a) Pokus se standardno obavlja sa dva jastuka u jednom prorezu. Kao i kod ranije opisanog postupka i ovdje se u jednoj ravnini može izrezati veći broj proreza čime se znatno povećava volumen opterećene stijenske mase. (b) uređaji za mjerenje pomaka nisu ugrađeni u jastuk već se umeće u bušotine. Centralna bušotina ima promjer 168 mm, a bočne bušotine promjer 76 mm. U svaku od bušotina se instaliraju 4 mjerna uređaja što znači da se pomak stijenske mase mjeri na ukupno 4(2n+1) mjesta, gdje n označava broj proreza. Treba upozoriti na jedan problem koji autori modificiranog pokusa ne spominju. Radi se o problemu injektiranja jastuka. Naime, iskustvo pokazuje da stijenska masa uvijek sadrži otvorene diskontinuitete koji uzrokuju pucanje jastuka već kod malih pritisaka (20 bara). Ovaj je problem tijekom ispitivanja uspješno riješen injektiranjem proreza pod malim pritiskom.

Slika 97 Nova dispozicija opreme za LFJ pokus (Pinto, 1993)

Interpretacija rezultata mjerenja Postupak izračunavanja modula deformabilnosti detaljno je prikazan u referencama (LNEC, 1976; ISRM, 1986; Pinto, 1981). Pod pretpostavkom izotropno elastičnog ponašanja stijenske mase, modul deformabilnosti se računa po sljedećoj jednadžbi:

Ei  k i (1   2 ) gdje je:

190

P di

[129]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević i - pozicija mjernog uređaja ugrađenog u jastuk Ei - modul deformabilnosti na mjernoj točki “i” P - inkrement primijenjenog naprezanja. P=PM-Pm PM - maksimalno naprezanje Pm - minimalno naprezanje di – promjena širine proreza u mjernoj točki “i” kao posljedica apliciranog naprezanja “P” ν - Poisson-ov koeficijent (obično se uzima vrijednost 0.2-0.3). ki - koeficijent koji ovisi o krutosti, obliku, broju i rasporedu tlačnih jastuka, lokaciji mjerne točke “i”, obliku podzemne prostorije u kojoj se pokus izvodi i dubini vlačne pukotine nastale u stijenskoj masi tijekom pokusa. Problem izračunavanja modula nastaje pri pokušaju definiranja koeficijenta ki u kome su sadržane sve aproksimacije koje se ne mogu izbjeći zbog vrlo kompliciranih rubnih uvjeta. Koeficijent ki ovisi o krutosti, obliku, broju i rasporedu tlačnih jastuka, lokaciji mjerne točke i, obliku podzemne prostorije u kojoj se pokus izvodi i dubini vlačne pukotine nastale u stijenskoj masi tijekom pokusa. Osnovni problem predstavlja određivanje dubine vlačne pukotine koja nastane tijekom pokusa kada naprezanja premaše vlačnu čvrstoćustijene. Ovaj su problem autori detaljno prikazali u referenci (Vrkljan i dr. 1995). Slučaj A Pod pretpostavkom korištenja jastuka standardnih dimenzija u podzemnoj prostoriji standardnog oblika, ISRM (1986) daje vrijednosti ovih koeficijenata za nekoliko kombinacija tlačnih jastuka uz pretpostavku poznavanja dubine vlačne pukotine. Tu nastaje problem. Dubina vlačne pukotine u pravilu se ne može izmjeriti s obzirom da se njena vrijednost mjeri u dubini stijenske mase a ne na površini iskopa podzemne prostorije (vidi tablicu 40.). Što učiniti u tom slučaju? Autori ove metode preporučuju dva rješenja: 1. Ako je poznata vlačna čvrstoća (σt) stijene i početno naprezanje u stijenskoj masi (σi) (što obično nije slučaj), dubina vlačne pukotine može se dobiti sa dijagrama prikazanog na slici 98. za slučaj korištenja jednog jastuka. Autori daju slične dijagrame i za dva odnosno tri paralelna jastuka. Kao što se vidi, čak i uz pretpostavku poznavanja vlačne čvrstoće i stanja naprezanja, pripremljeno rješenje koje se može direktno koristiti bez dodatnih numeričkih analiza (što izvršitelj obično ne želi raditi) postoji samo za tri kombinacije jastuka. Na taj način se 9 kombinacija iz tablice reducira na tri iskoristiva. Najvjerojatnija vrijednost modula deformabilnosti stijenske mase u zoni utjecaja jastuka računa se prema sljedećoj jednadžbi:

191


E  (1  

k )P k d i

2

i

i

[130] i

i

Slika 98 Promjena dubine vlačne pukotine h(m) s promjenama početnog naprezanja (σi), vlačne čvrstoće stijenske mase (σt) i maksimalnog apliciranog naprezanja (PM), za slučaj korištenja jednog jastuka (ISRM, 1986) Tablica 40 Koeficijent ki(cm) za različite kombinacije tlačnih jastuka (ISRM 1986).

192

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Ako vrijednosti vlačne čvrstoće i početnog stanja naprezanja nisu poznati, što je najčešći slučaj, autori preporučuju korištenje metode najmanjih kvadrata na taj način da se za odabrani slučaj iz tablice izračunaju moduli za sve vrijednosti dubine vlačne pukotine prema izrazu 130. Ove vrijednosti omogućavaju izračunavanje sume kvadrata prema izrazu:   1  2     d i  Pk i  E i  

2

[131]

Najvjerojatnija vrijednost dubine vlačne pukotine je ona koja daje najmanju vrijednost Δ i najvjerojatnija vrijednost modula je ona koja se dobije iz jednadžbe 130. za ovu dubinu pukotine. Ovaj postupak zahtjeva najmanje 6 mjernih točaka što znači da se pokus mora obaviti s najmanje dva paralelna jastuka. Slučaj B Naprijed opisana metodologija ne može se primijeniti u sljedećim slučajevima: • Ako se koriste jastuci drugačijeg oblika i/ili s drugačijim rasporedom mjernih točaka u odnosu na jastuk LNEC-a • Ako podzemna prostorija ima drugačiji oblik od onog prikazanog u referencama (LNEC, 1976; ISRM, 1986) • Ako se primjenjuje kombinacija jastuka drugačija od onih u tablici Što učiniti ako neki od ovih zahtjeva nije ispunjen? Autori (LNEC, 1976) preporučuju korisniku da vrijednosti koeficijenta ki odredi numeričkim postupkom na način kako su to oni učinili za slučajeve prikazane u tablici 40. ISRM prihvaća ovakav pristup te upućuje korisnika na izvornu referencu (Pinto, 1980). Ovakav pristup otvara cijeli niz problema koji mogu nastati u odnosima naručitelja i izvršitelja ispitivanja pošto se radi o proračunima s kojim izvršitelj obično nije familijaran. Uočavajući vrlo rano problem određivanja dubine vlačne pukotine, Rocha i Silva (Rocha i Silva, 1970) preporučuju eliminiranje ovog problema stvaranjem tzv. zaštitne zone oko jastuka. Ova se zona izvodi rezanjem tzv. pasivnih proreza sa obje strane tzv. aktivnog proreza te produbljenjem aktivnog proreza. Jastuci se umeću samo u aktivne proreze. Dubina produbljenja aktivnog proreza od cca 0.5 m (za jastuk širine 1 m) može se smatrati dubinom vlačne pukotine što omogućava korištenje koeficijenata ki iz tablice s koeficijentima (ISRM, 1986). Dubina pukotine može biti i veća od 0.5 m ali je taj utjecaj relativno mali. Slika 98. prikazuje slučaj s dva aktivna i dva pasivna proreza (ELFJ). Ako se koristi ELFJ, (širina jastuka 1,2 m) prorez treba produljiti na 0,6 m kako bi se mogli koristiti koeficijenti ki (ISRM, 1986) za standardni jastuk širine 1 m (koeficijenti koji odgovaraju dubini pukotine od 0,5 m kod LFJ-a). Danas se proizvode veći i manji jastuci od standardnog LNEC jastuka. Tablica s

193

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević koeficijentima u referenci (ISRM, 1986) može se koristiti za jastuke istog oblika i s proporcionalnim rasporedom mjernih točaka. Ekvivalentna dubina vlačne pukotine s kojom se odabiru vrijednosti koeficijenta ki dobije se množenjem dubine ostvarene pukotine s koeficijentom 1/B gdje je B (m) širina korištenog jastuka.

Slika 99 Izvođenje zaštitnih zona radi reduciranja vlačnih naprezanja u stijenskoj masi na rubovima jastuka, Vrkljan (2013)

Prednosti i nedostaci LFJ pokusa Prednosti LFJ pokusa • Veliki volumen utjecaja pokusa (daleko veći u odnosu na PLT pokus), • Mogućnost postizanja vrlo visokih naprezanja (do 20 MPa). • Postupak rada je puno jednostavniji i lakši u odnosu na PLT i pokus radijalne preše. • Stijenska masa je u relativno neporemećenom stanju. • Pomak zidova proreza mjeri se u više točaka (4 točke za jedan jastuk) što može ukazati na heterogenost stijenske mase. Nedostaci LFJ pokusa • Oprema za izradu proreza i centralne bušotine je vrlo skupa. • Područje mjerenja promjene širine proreza je manje od 10 mm. • U slučaju visokih primarnih napona i/ili nepovoljnih geoloških struktura, rezanje proreza može predstavljati problem (zaglava pile).

194

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • Jastuk se može koristiti samo jedan put. Ostale mogućnosti korištenja velikih tlačnih jastuka- određivanje naprezanja u stijenskoj masi Naprezanja u stijenskoj masi mogu se odrediti pomoću velikih ili malih tlačnih jastuka. Ako se u stijensku masu ugrade parovi repera prije nego sto se izreže prorez, oni će se nakon rezanja primaknuti jedan drugome (ako se nalaze na suprotnim stranama) ili razmaknuti ako se nalaze na istoj strani proreza. Ako se razmak repera izmjeri prije i nakon rezanja proreza, dobit će se promjena njihovog razmaka koja je posljedica naprezanja u stijenskoj masi. Tlak u jastuku koji je potreban da se reperi tijekom pokusa vrate u položaj koji su imali prije rezanja proreza, predstavlja tzv. cancelation pressure, koji se može smatrati sekundarnim naprezanjem u zidu iskopa.

Slika 100 Raspored repera u zoni proreza kojim se prati deformiranje stijenske mase tijekom rezanja proreza i izvođenja pokusa, Vrkljan (2013)

195


8.4.

Riječnik

Čvrstoća (engl. strength)- maksimalno naprezanje koje materijal može podnijeti bez loma za bilo koji tip opterećenja (ISRM, 1975). Duktilnost (engl. ductility)- uvjet u kojem materijal trpi stalnu deformaciju bez gubljenja sposobnosti da se odupre opterećenju (ISRM, 1975). Deformabilnost (engl. deformability)- se može opisati kao lakoća kojom se stijena može deformirati. Deformacija (engl. deformation)- se definira kao promjena oblika (ekspanzija, sažimanje (engl. contraction) ili neki drugi oblik distorzije (engl. distortion)). Obično se dešava kao odgovor na djelovanje opterećenja ili naprezanja ali može biti i posljedica promjene temperature ili vlažnosti (bubrenje ili skupljanje (engl. swelling or shrinkage)). Deformacija (engl. deformation) se mjeri u jedinicama duljine (m) ali se obično izražava kao neimenovani broj i tada se zove deformacija (engl. strain). Deformacija (engl.strain)- predstavlja odnos promjene duljine nekog elementa i njegove originalne duljine. Distorzija (engl. distortion)- promjena oblika krutog tijela. (ISRM, 1975). Elastičnost (engl. elasticity)- svojstvo materijala koji se vraća u originalni oblik nakon rasterećenja (ISRM, 1975). Kalibracija-postupak utvrđivanja položaja oznaka na ljestvici mjerila (u određenim slučajevima samo glavnih oznaka) u odnosu na odgovarajuće vrijednosti mjerenih veličina (ne treba brkati kalibraciju i umjeravanje) (Vrkljan, 2013). Krti lom (engl. brittle fracture) -iznenadni lom sa cjelokupnim gubitkom kohezije uzduž plohe (ISRM, 1975). Krutost (sengl. tiffness) -se može opisati kao otpor deformiranju. Krutost je pojam inverzan pojmu-deformabilnost.(Franklin J.A., Dusseault, M.B., 1989. p.271). Metrologija- znanost o mjerenju (Vrkljan, 2013). Mjerni etalon-Tvarna mjera, mjerilo, referencijska tvar ili mjerni sustav namijenjen za određivanje, ostvarivanje, čuvanje ili obnavljanje jedinice jedne ili više vrijednosti kakve veličine da bi mogli poslužiti kao referencija (Vrkljan, 2013).

196

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Mjerni instrument-Uređaj namijenjen za izvedbu mjerenja, samostalno ili u vezi s dodatnim uređajima Osjetilo-Element mjerila ili mjernog lanca koji je izravno izložen djelovanju mjerene veličine (Vrkljan, 2013). Mjerna metoda-smislen niz postupaka, opisanih prema rodu, koji se upotrebljavaju za provođenje mjerenja Mjerni postupak-Skup postupaka, opisanih prema vrsti, koji se upotrebljava za provođenje pojedinih mjerenja u skladu s određenom metodom (Vrkljan, 2013). Mjerna nesigurnost-Parametar pridružen rezultatu kojeg mjerenja koji opisuje rasipanje vrijednosti koje bi se razumno mogle pripisati mjerenoj veličini (Vrkljan, 2013). Mjerna pogreška-Mjerni rezultat manje istinita vrijednost mjerene veličine (kako se istinita vrijednost ne može odrediti, u praksi se upotrebljava dogovorena istinita vrijednost (Vrkljan, 2013). Mjerna veličina-posebna veličina podvrgnuta mjerenju Mjerna točnost-Usko slaganje između kojeg mjernog rezultata i istinite vrijednosti mjerene veličine (točnost je kvalitativan pojam; naziv preciznost ne smije se upotrebljavati umjesto točnosti) (Vrkljan, 2013). Naprezanje (engl. stress) -sila koja djeluje okomito na plohu elementa, podijeljena sa površinom elementa (ISRM, 1975). Osjetljivost-Promjena odziva mjerila podijeljena s odgovarajućom promjenom poticaja (Vrkljan, 2013). Pogreška (pokazivanja mjerila) (engl. repeatibility of measuring isntruments)-Pokazivanje mjerila manje istinita vrijednost odgovarajuće ulazne veličine (Vrkljan, 2013). Ponovljivost (mjerila)-Sposobnost mjerila da daje veoma slična pokazivanja kod ponovljenih primjena iste mjerene veličine u istim mjernim uvjetima. Usko slaganje između rezultata uzastopnih mjerenja iste mjerene veličine izvedenih u istim mjernim uvjetima Razlučivanje (pokaznog uređaja)-Najmanja razlika između pokazivanja pokaznog uređaja koja se može jasno zamijetiti (Vrkljan, 2013). Razred točnosti (engl. accuracy class)-razred mjerila koja zadovoljavaju određene metrologijske zahtjeve kojima je svrha održavanje pogrešaka u navedenim granicama (razred točnosti obično se označuje dogovorenim brojem ili znakom, a naziva se kazalom razreda) (Vrkljan, 2013).

197

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Relaksacija (engl. relaxation)- je definirana kao redukcija naprezanja kod konstantne deformacije; Oslobađanje naprezanja uslijed tečenja (ISRM,1975). Tečenje (engl. creep) -je definirano kao kontinuirano povećanje deformacije kod konstantnog naprezanja. Točnost mjerila (engl. accuracy of measuring instruments)-Sposobnost mjerila da daje odzive bliske istinitoj vrijednosti (točnost je kvalitativan pojam) (Vrkljan, 2013). Umjeravanje (engl. calibartion)- skup postupaka kojima se u određenim uvjetima uspostavlja odnos između vrijednosti veličina koje pokazuje neko mjerilo ili mjerni sustav ili vrijednosti koje prikazuje neka tvarna mjera ili neka referencijska tvar i odgovarajuće vrijednosti ostvarenih etalonima (Vrkljan, 2013). Zamor (engl. fatigue) - povećanje deformacije (smanjenje čvrstoće) uslijed cikličkih promjena naprezanja.

198


Literatura Barton N.R. (1973) Review of a New Shear Strength Criterion of Rock Joints, Engineering Geology, Vol. 7, pp. 287-332. Barton N.R. (1976) The Shear Strength of Rock and Rock Joints, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 13, No. 10, pp. 1-24. Barton N.R., Bandis S.C. (1990) Review of Predictive Capabilities of JRC – JCS Model in Engineering Practice, In Rock Joints, Proc. Int. Symp. on Rock Joints, Loen Norway, (Eds: N. Barton and O. Stephansson), Rotterdam: A.A. Balkema, pp. 603-610. Barton N.R., Choubey V. (1977) The Shear Strength of Rock Joints in Theory and Practice, Rock Mech. Vol. 10, (1-2), pp. 1-54. Goodman R.E. (1980) Introduction to Rock Mechanics, New York: John Willey and Sons, 478 p. Hoek E., (2004) A Brief History the Development of the Hoek-Brown Failure Criterion, Discussion Paper #7, http://www.rocscience.com, 6 p. Hudson J.A., Harrison J.P. (1997) Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon, p.444. ISRM Commission on Swelling Rock and Commission on Testing Methods (1979), Suggested Methods for Laboratory Testing of Swelling Rocks. ISRM (1999) Suggested Method for the Complete Stress-Strain Curve for Intact Rock in Uniaxial Compression. Kujundžić. B. (1954) Prilog eksperimentalnom određivanju modula elastičnosti stene in -situ, Naše Građevinarstvo, 8. Lama R.D., Vutukuri V.S. (1978) Handbook on Mechanical Properties of Rocks, Trans Tech Publications, Vol. 3. LNEC (1976) Determinacao do modulo de deformibilidade dos macicos rochosos por meio de macacos planos de granda area, Proc. 45/13/3439. Patton F.D. (1966) Multiple Modes of Shear Failure in Rock and Related Materials, In Proc. 1st. Int. Congr. on Rock Mech., Lisabon, Vol 1, 509-513.

199

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Pinto L. J. (1981) Determination of the deformability modulus of weak rock masses by means of large flat jacks, Proc. Int. Symp. on Weak Rock, Tokyo, 447-452. Pinto L. J. (1993) Determination of the Deformability and State of Stress in Rock Masses, Eurock ‘93, 669-673. Rocha M. (1966) Rock Mechanics in Portugal, Proc. of the 1st Congress of the ISRM. Lisboa, Vol. 121 – 132. Rocha M., Silva J.N. (1970) A new method for the determination of deformability in rock masses, Proc. of 2nd Congr. of the Int. Society for Rock Mechanics, Belgrade, Vol. 1, 423-437. Vrkljan I., Kavur B., Mehinrad A., Ghiassi, S. (1995) Rock Mass Deformability by Extra Large Flat Jack, Plate Load and Dilatometer Testings, Proceedings of the 8th Int. Congress on Rock Mechanics, Tokyo, Vol. 1, 185-191. Vrkljan I (2013) Skripta Inženjerska mehanika stijena, Građevinski fakultet, Rijeka. Wyllie D.C., Mah C.W.(2004) Rock slope engineering in civil and mining, 4th edition, The Institute of Mining and Metallurgy and E. Hoek and J. W. Bray, Spoon Press, New York, p. 431.

200


9 Inženjerstvo u stijenskoj masi 9.1.

Geotehničko projektiranje u stijenskoj masi

Pri geotehničkim zahvatima projektiranja i izvedbe zasjeka u stijenskoj masi, javljaju se elementi na čije veličine je moguće i one na čije veličine nije moguće utjecati. Elementi na koje nije moguće utjecati su (Arbanas, 2004):    

geološka struktura koja uključuje orijentaciju i učestalost diskontinuiteta, stanje podzemnih voda u području građevine, početno stanje naprezanja i mehaničke značajke stijenske mase.

Moguće je utjecati i na tok podzemne vode u padini izvedbom različitih drenažnih sustava, kao i na tip mogućeg sloma izvedbom različitih podgradnih sustava. Mogućnosti korištenja pojedinih podgradnih sustava i dreniranja zasjeka također predstavljaju alternativno rješenje ili mjerodavnu komponentu u odabiru geometrije iskopa i kuta nagiba projektiranog zasjeka u stijenskoj masi (Coates, 1977). To se posebno odnosi na zasjeke u stijenskoj masi u zahvatima u urbanim sredinama, u kojima ponekad, zbog ograničenja u prostoru, i nije moguće utjecati na geometriju i nagib zasjeka. Projektiranje zasjeka u stijenskoj masi stoga se svodi na odabir stabilne geometrije i nagiba padine u kombinaciji s primjenom odgovarajućih mjera podgrađivanja i drenažnih sustava (Arbanas, 2002).

Slika 101 Postupak ugradnje projekta podgradnog sustava u projekt zasijecanja stijenske mase (Windsor and Thompson, 1992)

201

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Osnova za odabir sustava podgrade za potrebno zasijecanja stijenske mase dan je na Slici 101. Uobičajeno se koriste slijedeći termini uz odgovarajući podgradni sustav ojačanja stijenske mase (Windsor, 1996): Poboljšanje stijenske mase (engl. rock Improvement) podrazumijeva termin koji obuhvaća sve postupke poboljšanja stijenske mase u cilju poboljšanja mehaničkih značajki i drugih karakteristika stijenske mase. Poboljšanje stijenske mase uključuje metode za poboljšanje čvrstoće i smanjenje deformabilnosti stijenske mase kao što su ojačanje stijenske mase, mjere podgrađivanja, smrzavanja tla i prekonsolidacije, kao i postupke za promjenu drugih značajki stijenske mase kao što je smanjenje pornih pritisaka dreniranjem i smanjenje propusnosti injektiranjem. Podgrađivanje i ojačanje stijenske mase (engl. rock support and rock reinforcement) predstavljaju termine koji se često zamjenjuju i upotrebljavaju u obrnutom značenju. Ova dva termina se ipak jasno razlikuju u načinu primjene metode kojom se stabilizira zasjek u stijenskoj masi. Pri tom, u osnovi, termin podgrađivanje (Rock Support) podrazumijeva primjenu metode kojom se aktivira sila ili opterećenje na pokos zasjeka, i uključuje tehnička rješenja kao što su nasipavanje, izvedba oplata, čeličnih ili betonskih podgradnih konstrukcija, mlaznog betona i druge. Ojačanje stijenske mase (Rock Reinforcement) podrazumijeva poboljšanje većine značajki stijenske mase unutar same stijenske mase i uključuje tehnike i ugradnju elementa u stijensku masu kao što su štapna sidra i prednapeta sidra. Prethodna i naknadna ojačanja stijenske mase (engl. pre–reinforcement and post– reinforcement)- Prethodna ojačanja predstavljaju mjere ojačanja prije izvođenja zasjeka u stijenskoj masi, naknadna ojačanja predstavljaju mjere ojačanja stijenske mase po izvršenom zasijecanju stijenske mase. Prethodno napregnuta i naknadno napregnuta ojačanja stijenske mase (engl. pore– tensioned and post–tensinoned reinforcement)- prethodno napregnuta ojačanja stijenske mase pretpostavljaju uvođenje naprezanja u stijensku masu tijekom izvedbe ojačanja. Naknadno napregnuta ojačanja predstavljaju naknadna naprezanja ili dodatna naprezanja sustava ojačanja stijenske mase koja se izvode tijekom izvođenja zasjeka na već izvedenim sustavima ojačanja. Trajna ojačanja i privremena ojačanja stijenske mase (engl. permanent reinforcement and temporary reinforcement)- namjena pojedinog iskopa određuje traženu kvalitetu sustava ojačanja stijenske mase i način ugradbe. Trajna ojačanja predviđena su za dugo vrijeme svoje aktivnosti, dok privremene mjere ojačanja imaju i ograničeni period trajanja. Primarna, sekundarna i tercijarna ojačanja stijenske mase (engl. primary, secondary nad tertiary reinforcement)- objašnjenja pojedinih termina vezana su na značaj pojedinih udjelova sustava ojačanja stijenske mase u osiguranju ukupne stabilnosti pokosa zasjeka, te se predmetne termine ne smije miješati s pojmovima trajne ili privremene stabilnosti pokosa

202

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević zasjeka. Primarna ojačanja koriste se za postizanje ukupne stabilnosti zasjeka, sekundarna ojačanja koriste se za osiguranje stabilnosti srednjih do većih blokova ili zona između elemenata primarnog ojačanja, dok se tercijarna ojačanja koriste za kao površinska ojačanje osiguranje mogućih površinskih oslabljenja i degradacije (erozije). Tipovi ojačanja stijenske mase (Types of Reinforcement Devices and Techniques). Uobičajeno se usvaja korištenje slijedeća tri tipa ojačanja stijenske mase: -Štapna sidra (Rock Bolts and Rock Bolting) -Pletena sidra (Cable Bolts and Cable Bolting) -Geotehnička (prednapregnuta) sidra (Ground Anchors and Ground Anchoring) Nosivost pojedinog elementa zavisna je od dužine pojedinog elementa i odnosa dužine sidrenja i nosivosti. Pri tome se nosivost nužno mora uskladiti s uvjetima moguće pojave sloma u padini, kao i odnosa dužine i nosivosti u odnosu na ulogu elementa u podgradnom sustavu (primarna, sekundarna ili tercijarna ojačanja zasjeka). Postoji veliki broj pristupa projektiranju ojačanja stijenske mase koji se kreću od vrlo jednostavnih empirijskih metoda sve do vrlo složenih analitičkih i numeričkih proračuna. Zbog toga je metode projektiranja ojačane stijenske mase štapnim sidrima moguće podijeliti u tri osnovne grupe: empirijske, analitičke i numeričke metode. Empirijske metode projektiranja ojačanja stijenske mase zasnivaju se na primijenjenim metodama koje su se pokazale uspješne u praksi na već izvedenim građevinama. Kako bi se uopće moglo koristiti empirijske metode projektiranja, nužno je koristiti klasifikacijske postupke opisa stijenske mase, na osnovi koji se mogu povezivati pojedina empirijska rješenja sa stanjem stijenske mase na koju će se izvršiti aplikacija rješenja. Empirijske metode uglavnom se koriste u rješavanju relativno jednostavnih inženjerskih problema, pri kojima je utjecaj zahvata na dubinu potrebnog podgrađivanja relativno mali, a faktori sigurnosti podgradnog sustava u pravilu veliki (Arbanas, 2004). Analitička rješenja u projektiranju u stijenskoj masi dali su brojni autori. Jedan od prvih modela ojačanja stijenske mase štapnim sidrom je model McNivena i Ewoldsena (McNiven and Ewoldsen, 1969) ojačanja zidova kružnog otvora u stijenskoj masi jednim štapnim sidrom. Zasnovan je na Boussinesqovom modelu izotropnog, elastičnog i homogenog materijala. Papanastassopulou (1983) zasnivajući svoje rješenje na modelu potpuno injektiranog i mehanički usidrenog sidra u homogenom, izotropnom i elastičnom mediju stijenske mase. Farmer (1975) je predložio teorijsko rješenje za smolama injektirano elastično sidro zaliveno elastičnom injekcijskom smjesom u bušotini izvedenoj u krutoj stijenskoj masi. Realniji model ponašanja predložen je od Aydana i dr. (Aydan et al., 1985). Usvojeno je elastično ponašanje sidra i idealizirano elasto-plastično ponašanje veze sidra i injekcijske smjese. Model je opisan diferencijalnom jednadžbom za svaki od tri elementa: štapno sidro, vezu sidra i injekcijske

203

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević smjese te injekcijsku smjesu. Indraratna i Kaiser (Indraratna and Kaiser, 1990) predložili su analitičko rješenje za model kružnog iskopa u homogenoj i izotropnoj stijenskoj masi ojačanoj štapnih sidrima. Yazici i Kaiser (Yazici and Kaiser, 1992) razvili su tzv. GRC model, model koji opisuje čvrstoću veza sidara pletenih od čeličnih niti i razvijen je radi određivanje ukupne nosivosti štapnih i pletenih sidara. Koristeći rezultate eksperimentalnih ispitivanja sidara u modificiranoj Hoekovoj ćeliji Hyett i drugi (Hyett et al., 1995) razvili su posmično-dilatirajući model sloma sidara od pletenih čeličnih niti. Lee and Stillborg (Lee and Stillborg, 1999) na osnovi temeljnih postavki Farmera (Framer, 1975) razvijaju tri analitička modela štapnih sidara: model zasnovan na pokusu čupanja (pull-out test); model sidra ugrađenog u jednolično deformabilnu stijensku masu i model sidra podvrgnutog otvaranju pojedinačnih pukotina u stijenskoj masi. Modeli su zasnovani na opisanim mehaničkim vezama između sidra i injekcijske smjese ili sidra i stijenske mase za sidra koja nose isključivo trenjem. Pokazana je značajna uloga podložne ploče u prijenosu opterećenja na stijensku masu. Numerički modeli štapnih sidara mogu se razdvojiti u dvije glavne klase (Arbanas, 2004): 1.Eksplicitni prikaz sidara (geotehničko sidro se prikazuje standardnim ili posebnim elementima kao što su gredni (beam), vezni (truss) ili štapni (bar) element) 2.Zamjena ekvivalentnim materijalima. Druga faza projektiranja svodi se na praćenje izvedbe radova tijekom iskopa i podgrađivanja zasjeka te pri tom praćenja svih potrebnih aktivnosti koje moraju osigurati nesmetano odvijanje radova u traženim granicama stabilnosti zasjeka. Sveukupna aktivnost podrazumijeva provođenje stručnog i geotehničkog nadzora, monitoringa u obimu predviđenom projektom, inženjerskogeološkog praćenja i kartiranja izvršenog iskopa s pratećim klasifikacijama stijenske mase te ispitivanja čvrstoće stijenske mase tijekom izvođenja radova na zasijecanju (Arbanas, 2004).

Geotehničko projektiranje prema Eurokodu 7 Eurokod 7 za geotehničko projektiranje, kao prednormu (ENV) odobrio je Europski odbor za normizaciju (CEN) 25. svibnja 1993. kao buduću normu za privremenu primjenu. Eurokodovi su bili zamišljeni od strane Europske komisije u 1970-im kao grupa harmoniziranih Europskih normi za strukturno i geotehničko projektiranje zgrada i radova u graditeljstvu (Orr i Farrell, 1999). One se bave zahtjevima za: (a) čvrstoćom; (b) stabilnošću; (c) upotrebljivošću, (d) trajnošću građevina. Eurokodovi su norme za projektiranje, a ne norme za ispitivanje. Međutim, geotehničko projektiranje se razlikuje od većine drugih projektiranja pošto se radi s prirodnim materijalom, a ne s proizvedenim (beton, čelik), te je potreba za određivanjem svojstava tla dio procesa projektiranja. Zbog toga su napisana još dva dijela EC7 koji, dok ne budu napisane norme za

204

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević ispitivanja, pokrivaju zahtjeve za geotehnička projektiranja poduprta s laboratorijskim i terenskim ispitivanjima (ENV 1997-2(1999); i ENV 1997-3(1999)). U daljnjem tekstu, drugi i treći dio EC7 biti će označeni kao EC7-2 i EC7-3. prikupljanja geotehničkih podataka. Dijelovi 2 i 3 EC7 daju osnovne zahtjeve na opremu za ispitivanje i postupke ispitivanja, za interpretaciju i prikaz rezultata i za dobivanje izvedenih vrijednosti parametara tla i stijena. Dijelovi 2 i 3 nisu norme za ispitivanje, ali su dijelovi EC7, koji je norma za geotehničko projektiranje. Namjera je da dijelove 2 i 3 trebaju koristiti projektanti, ne osobe koje izvode laboratorijska i terenska ispitivanja. Trenutna intencija je da se dijelovi 2 i 3 spoje u jedan dokument (Orr i Farrell, 1999). EC7-1 predviđa izvođenje geotehničkih istražnih radova u tri faze: • prethodna (preliminarna) istraživanja (vidi 3.2.2 u EC7-1); • projektna istraživanja (vidi 3.2.3 u EC7-1); • kontrolna istraživanja (vidi 4.3 u EC7-1). Ovisno o geotehničkim kategorijama neke od faza mogu biti preskočene. Na primjer, za geotehničku kategoriju GC1, prethodna i projektna istraživanja mogu se kombinirati. Prethodna istraživanja treba provesti: • radi ocjene opće podobnosti lokacije; • radi usporedbe više mogućih lokacija, ako je primjereno; • radi procjene promjena koje mogu biti izazvane predloženim radovima; • radi planiranja projektnih i kontrolnih istraživanja, uključujući ustanovljavanje opsega temeljnog tla koje može imati bitan utjecaj na ponašanje konstrukcije; • za ustanovljavanje pozajmišta, ako je primjereno Projektna istraživanja treba provesti: • radi prikupljanja informacija potrebnih za odgovarajuće i ekonomično projektiranje trajnih i privremenih radova; • radi prikupljanja informacija potrebnih za planiranje postupka izgradnje; • radi ustanovljavanja bilo kojih poteškoća koje mogu nastati tijekom izgradnje. Kontrolna istraživanja su istraživanja radi provjere stvarnih uvjeta u tlu koji se utvrde tijekom građenja. Kako su ova istraživanja dio nadzora građenja, zahtjevi za kontrolna istraživanja specificirana su u poglavlju 4.3 Prvog dijela EC7.

205

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević EC7 treba koristiti zajedno s EN 1991 Eurokod 1: Osnove projektiranja i djelovanja na konstrukcije, koja uspostavlja načela i zahtjeve za sigurnošću i upotrebljivošću, opisuje osnove za projektiranje i dokazivanje i daje smjernice za povezane aspekte pouzdanosti konstrukcije. EC7-1 daje opću osnovu za geotehničke aspekte projektiranja građevina. Ona obuhvaća sljedeća područja: Poglavlje 1: Općenito Poglavlje 2: Osnove geotehničkog projektiranja Poglavlje 3: Geotehnički podaci Poglavlje 4: Nadzor nad izvedbom, praćenje i održavanje Poglavlje 5: Nasipavanje, odvodnjavanje, poboljšanje i armiranje tla Poglavlje 6: Plitki temelji Poglavlje 7: Temeljenje na pilotima Poglavlje 8: Potporne građevine Poglavlje 9: Nasipi i kosine Osnovu geotehničkog projektiranja prema EC 7 čini filozofija graničnih stanja. Prema ovoj filozofiji treba zadovoljiti osnovne zahtjeve, odabrati parametre opterećenja i materijala, definirati parcijalne koeficijente za opterećenja i materijale kao i proračunom provjeriti granično stanja nosivosti i granično stanje upotrebljivosti. Temeljni zahtjevi koje moraju zadovoljiti sve konstrukcije projektirane prema Eurokodovima, uključujući i EC 7, dani su u poglavlju 2.1(1)P ENV 1991-1 (Osnove projektiranja i djelovanja na konstrukcije): Ovi zahtjevi traže da se konstrukcija treba projektirati i izvoditi na način da: • ostane sposobna za zahtijevanu upotrebu, • može preuzeti sva djelovanja i utjecaje koji se mogu dogoditi tijekom izvedbe i upotrebe Kompleksnost geotehničkih projekta varira od vrlo jednostavnih, laganih građevina na dobrom tlu do kompleksnih građevina kao što su velike, osjetljive građevine na slabom tlu ili duboki iskopi blizu starih zgrada. EC7 pravi razliku između lakih i jednostavnih geotehničkih građevina za koje je moguće osigurati da temeljni zahtjevi budu zadovoljeni na osnovi iskustva i kvalitetnih geotehničkih istraživanja sa zanemarivim rizikom za svojstva i kompleksnijih geotehničkih građevina , za koje su potrebni proračuni i opsežna istraživanja. Pri određivanju geotehničkih projektnih zahtjeva treba uzeti u obzir sljedeće čimbenike (ENV 1997-1:1994):

206

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 1. Narav i veličinu konstrukcije i njenih dijelova, uključujući bilo koje posebne zahtjeve 2. Uvjete koji se tiču njezine okoline (susjedne konstrukcije, promet, druge upotrebe ili korištenje, vegetaciju, opasne kemikalije i sl.) 3. Uvjete u temeljnom tlu 4. Podzemna voda 5. Regionalna seizmičnost 6. Utjecaj prirodnog okoliša (hidrologija, površinske vode, potonuća tla, sezonske promjene vlažnosti) Radi uzimanja u obzir različitih nivoa kompleksnosti projekta uveden je sistem triju geotehničkih kategorija. Prednost kategorija je da one osiguravaju okvir za kategoriziranje različitih nivoa rizika u geotehničkom projektiranju. Odgovornost je projektanta osigurati da građevina ima dovoljnu sigurnost protiv oštećenja u odnosu na svaki potencijalni hazard. Tablica 41 prikazuje odnos istraživanja, projektiranja i tipova građevine u odnosu na geotehničke kategorije. Treba primijetiti da EC7 ne uvodi različite koeficijente sigurnosti za različite kategorije. Umjesto toga, EC7 za više kategorije traži posvetu više pažnje kvalitetnim geotehničkim istraživanjima i projektiranju (Orr i Farrell, 1999). Granična stanja su stanja izvan kojih konstrukcija više ne zadovoljava zahtjeve projektnog ponašanja. Eurokodovi prave razliku između graničnih stanja nosivosti i graničnih stanja upotrebljivosti. Granična stanja nosivosti su ona koja se dovode u vezu sa slomom, ili nekim drugim sličnim oblikom otkazivanja konstrukcije. Stanja koja prethode slomu konstrukcije smatraju se, radi jednostavnosti, umjesto samog sloma, graničnim stanjima nosivosti. Granična stanja nosivosti obuhvaćaju sigurnost konstrukcije i njenih sadržaja i sigurnost ljudi. Vjerojatnost pojave graničnih stanja nosivosti ima male izglede kod dobro projektiranih građevina. Granična stanja upotrebljivosti, prema EC1, odgovaraju uvjetima izvan kojih utvrđeni uporabni zahtjevi na konstrukciju ili na neki njen element nisu više zadovoljeni. Primjeri uključuju deformacije, slijeganja, vibracije i lokalna oštećenja građevine u normalnoj upotrebi pod radnim opterećenjem. Dostizanje graničnog stanja upotrebljivosti ima veću vjerojatnost od dostizanja graničnog stanja nosivosti.

207

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 41 Istraživanje, projektiranje i tipovi građevina u odnosu na geotehničke kategorije (Orr i Farrell, 1999; ENV 19971:1994)

Osnovu filozofije projektiranja prema graničnim stanjima koja je opisana u EC1 i prihvaćena u EC7 , je da treba razmotriti sve moguće modele sloma konstrukcije te, za svaku projektnu situaciju, treba provjeriti da relevantno granično stanje neće biti dostignuto. Pri projektiranju po graničnim stanjima, granična stanja nosivosti i granična stanja upotrebljivosti se razmatraju odvojeno. U praksi se često zna iz iskustva koje granično stanje je relevantno. Klizanje tla je vjerojatno najuobičajenije granično stanje nosivosti i prekomjerno slijeganje temelja je najuobičajenije granično stanje upotrebljivosti (Orr i Farrell, 1999).

208

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Za svaku geotehničku projektnu situaciju treba potvrditi da relevantno granično stanje nije premašeno. Ovaj zahtjev može se postići (ENV 1997-1:1994): • upotrebom proračuna, • usvajanjem propisanih mjera, • modelskim ispitivanjima i probnim opterećenjima, • metodom opažanja. Ova četiri pristupa mogu se koristiti u kombinaciji. U praksi će iskustvo često pokazati koja vrsta graničnih stanja je mjerodavna za projektiranje, a izbjegavanje ostalih graničnih stanja može biti potvrđeno grubim provjerama (Orr i Farrell, 1999). Proračunske (projektne) situacije Prema EC1 (2.3(1)) moraju se razmotriti okolnosti u kojima konstrukcija treba ispuniti svoju funkciju i za njih odabrati mjerodavne proračunske situacije. Odabrane proračunske situacije trebaju biti dovoljno zahtjevne i tako kombinirane da obuhvate sve uvjete koji se razumno mogu očekivati da će se dogoditi tijekom izvedbe i upotrebe konstrukcije. Proračunske situacije razvrstane su kao (Orr i Farrell, 1999): • Stalne situacije koje se odnose na uvjete obične upotrebe • Prolazne situacije koje se odnose na povremene uvjete u kojima se nalazi konstrukcija, primjerice tijekom izvedbe ili popravke • Udesne situacije koje se odnose na iznimne uvjete u kojima se nalazi konstrukcija, ili kada je konstrukcija izložena primjerice požaru, eksploziji, udaru • Potresne situacije koje se odnose na uvjete u kojima je konstrukcija izložena potresnim utjecajima U geotehničkom projektiranju treba uključiti, prema prilici, sljedeće projektne situacije (ENV 1997-1:1994): 1. opću podobnost temeljnog tla na kojem je konstrukcija smještena ; 2. raspored i klasifikaciju raznih područja tla, stijene i elemenata konstrukcija koji su uključeni u proračunski model; 3. rudarske radove, špilje ili druge podzemne konstrukcije; 4. Za građevine na stijeni

209

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević - nagibe slojnih ravnina; - uslojenost tvrdih i mekih slojeva; - rasjede, pukotine, raspukline; - šupljine nastale otapanjem, kao što su podzemna ždrijela (pukotine, rupe) ili raspukline (kaverne) ispunjene mekim materijalom, i kontinuirane procese otapanja; 5. djelovanja, njihove kombinacije i slučajeve opterećenja; 6. prirodu okoliša unutar kojeg je smješten projekt, uključujući sljedeće: - učinke podlokavanja, erozije i iskopa, koji vode promjeni geometrije površine terena; - učinke kemijske erozije; - učinke vremenskih (atmosferskih) razaranja (trošenja); - učinke smrzavanja; 7. promjene razina podzemne vode, uključujući i učinke odvodnjavanja, mogućeg poplavljivanja, zakazivanja (sloma) drenažnog sustava, itd.; 8. prisutnost plinova koji izlaze iz temeljnog tla; 9. druge učinke vremena i okoline na čvrstoću i druga svojstva materijala; npr. posljedice rupa izazvanih životinjskom djelatnošću; 10. potresi; 11. potonuća tla uslijed rudarenja ili drugih uzroka; 12. dopuštene deformacije konstrukcija; 13. učinke nove konstrukcije na postojeće konstrukcije ili službe (funkcije) lokacije. Trajnost U geotehničkom projektiranju unutrašnji i vanjski uvjeti okoliša trebaju biti ocijenjeni u projektnom stupnju, kako bi se odredilo njihovo značenje u odnosu na trajnost, te omogućile odredbe za zaštitu ili odgovarajuću otpornost materijala (ENV 1997-1:1994). Zahtjevi za trajnost betona dani su u EC2-Part 3 (ENV 1992- 3,1989) a opći zahtjevi za zaštitu čeličnih pilota protiv korozije dani su u EC3-Part 5 (prENV 1993-5,1997).

210

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Geotehničko projektiranje proračunom Projektiranje proračunom je najuobičajeniji projektni pristup u geotehnici. EC7-1 zahtjeva da proračunski model treba opisivati ponašanje temeljnog tla za razmatrano granično stanje. Zbog toga se odvojeni i različiti proračuni trebaju izvesti kod provjere graničnog stanja nosivosti i graničnog stanja upotrebljivosti. Proračuni prema graničnom stanju nosivosti uključuju svojstva čvrstoće tla dok proračuni prema graničnim stanjima upotrebljivosti uključuju analizu deformacija i svojstva krutosti i kompresibilnosti tla. Projektne proračune treba izvesti u skladu s metodom parcijalnih koeficijenata opisanom u EC1-1. Osnova ove metode je da se proračuni koriste radi provjere dali je rizik od sloma građevine dovoljno nizak (za tip sloma prema graničnom stanju nosivosti ili za tip sloma za granična stanja upotrebljivosti). U bilo koji geotehnički proračun prema graničnim stanjima treba uključiti sljedeće komponente (Orr i Farrell, 1999): • nametnuta opterećenja ili pomake (djelovanja), • svojstva tla, stijene i drugih materijala, • geometrijske podatke, • parcijalne koeficijente ili neke druge elemente sigurnosti, • granične ili prihvatljive vrijednosti deformacija, širine pukotina, vibracije i.t.d., • proračunske modele. Djelovanja u geotehničkom projektiranju Izraz djelovanje je uveden u Eurokodove za opterećenja i nametnute pomake. Za bilo koji proračun vrijednosti djelovanja su poznate veličine. Prije provedbe proračuna, projektant treba izabrati sile i nametnute pomake koji će biti smatrani djelovanjima u tom proračunu. Neke sile i nametnuti pomaci će biti smatrani djelovanjima u određenim proračunima, a neće u drugima. Negativno trenje i zemljani pritisci su primjeri takovih sila. U geotehničkim proračunima, za uključivanje u djelovanja treba razmotriti sljedeće (ENV 1997- 1:1994): • težina tla, stijene i vode; • naprezanja u temeljnom tlu "na mjestu" (in situ); • pritisci otvorene (slobodne, vanjske) vode; • pritisci podzemne vode; • sile strujnog tlaka;

211

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • stalna opterećenja, nametnuta opterećenja od konstrukcija i opterećenja okoliša na konstrukcije; • dodatna (pokretna) opterećenja; • sile od usidrenja (brodova); • odstranjivanje opterećenja ili iskop zemljišta; • opterećenja prometom; • pomaci uzrokovani rudarskom djelatnošću; • bujanje ili skupljanje uzrokovano vegetacijom, klimatskim promjenama ili promjenama vlažnosti; • pomaci uslijed puzanja ili klizanja zemljanih masa; • pomaci uslijed degradacije, rastvaranja, samozbijanja i otapanja; • pomaci i ubrzanja uzrokovani potresima, eksplozijama, vibracijama i dinamičkim opterećenjem; • učinci temperature, uključivo i izdizanje smrzavanjem; • opterećenje ledom; • nametnuta prednaprezanja u geotehničkim sidrima ili razuporama. Karakteristične vrijednosti stalnih djelovanja, Gk, izvode se iz težine materijala, uključujući tlak vode. Karakteristične vrijednosti promjenljivih djelovanja, Qk, na primjer vjetra i snijega, su ili specificirane vrijednosti ili vrijednosti dobivene iz meteoroloških zapisa razmatranog područja (Orr i Farrell, 1999). Proračunske (projektne) vrijednosti djelovanja, Fd, za analizu graničnog stanja nosivosti treba ili izvesti iz karakterističnih vrijednosti, Fk, koristeći jednadžbu:

Fd   F Fk

[132]

gdje je γF parcijalni koeficijent opterećenja, ili ih treba odrediti direktno. Ako se djelovanje sastoji od stalnog i povremenog opterećenja, gornja jednadžba se može napisati u obliku:

Fd   G Gk   Q Qk Vrijednosti γG i γQ dane su u tablici 42.

212

[133]

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 42 Parcijalni koeficijenti za slučajeve A, B i C (Orr i Farrell,1999)

Svojstva temeljnog tla EC7-1 definira karakteristične vrijednosti kao vrijednosti parametara tla ili stijene koje trebaju biti izabrane kao oprezna procjena vrijednosti koja se tiče pojave graničnog stanja. Zbog toga karakteristične vrijednosti trebaju biti odabrane s obzirom na pojedino granično stanje, i zbog toga pojedini parametar, npr. φ’ u jednom sloju, može imati različite karakteristične vrijednosti za različite mehanizme sloma. Kada se koristi više različitih pokusa za određivanje jednog parametra (SPT, triaksijalni pokus i sl.) mogu se dobiti različite izvedene vrijednosti

213

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević istog parametra na istoj lokaciji. Ovo treba uzeti u obzir pri određivanju karakteristične vrijednosti. Proračunska (projektna) vrijednost svojstva tla kod primjene metode granične stanja nosivosti, Xd, dobije se ili djelenjem karakteristične vrijednosti Xk s parcijalnim koeficijentom za svojstvo materijala γm

Xd  Xk / m

[134]

ili se procijeni direktno. Kada se Xd procjenjuje direktno, preporuča se korištenje vrijednosti γm kao vodilje za zahtijevanu stabilnost (Orr i Farrell, 1999). Proračunska čvrstoća gradiva i proračunska nosivost konstrukcijskih elemenata treba biti proračunata u skladu s ENV 1992 do 1996 i 1999 (ENV 1997-1:1994). Proračun po graničnim stanjima nosivosti Kod proračuna po graničnim stanjima nosivosti koji uključuje slom tla, normalno se prihvaća projektna situacija koja odgovara prihvatljivo niskom riziku sloma, primjenom dva seta parcijalnih koeficijenata sigurnosti. Jedan set povećava opterećenja kako bi se dobilo proračunsko (projektno) djelovanje, Ed, a drugi set reducira parametre čvrstoće tla ili otpornosti radi postizanja proračunskog (projektnog) otpora, Rd. Radi provjere da je granično stanje nosivosti dovoljno neočekivano, neophodno je zadovoljiti sljedeći uvjet.

Ed  Rd

[135]

Parcijalni koeficijenti s kojim se postižu Ed i Rd mogu se uvesti koristeći jedan od dva sljedeća pristupa (Orr i Farrell, 1999): • MFA pristup (Material factor Approach) u kojem se primjenjuju parcijalni koeficijenti na karakteristična djelovanja i karakteristična svojstva materijala • RFA pristup (Resistance factor Approach) u kojem se primjenjuju parcijalni koeficijenti na karakteristična djelovanja i karakteristične otpornosti

9.2.

Osnovni efekti i tehnike iskopa u stijenskoj masi

Tri primarna efekta iskopa su (Vrkljan, 2013), slika 102.: 1. Pomak granice iskopa zbog uklanjanja napregnute stijenske mase, što omogućuje pokrete okolne stijenske mase (zbog rasterećenja). 2. Nema normalnih i posmičnih naprezanja na nepodgrađenoj plohi iskopa te zbog toga granica iskopa mora biti ravnina glavnih naprezanja. Pri tome je glavno naprezanje,

214

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević okomito na ravninu iskopa, jednako nuli. Općenito, iskop će izazvati glavnu preraspodjelu primarnih naprezanja kako po veličini tako i po orijentaciji. 3. Na granicama iskopa tlak vode će pasti na nulu (točnije na atmosferski tlak). Iskop će djelovati kao dren te će voda iz stijenske mase teći prema iskopu sve do izjednačavanja potencijala.

Slika 102 Tri primarna efekta iskopa na stijensku masu (Vrkljan, 2013)

215

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Efekt 1: Pomak stijenske mase može se dopustiti ili ograničiti mjerama za stabiliziranje. Projektom treba biti definiran značaj svakog oblika pomaka stijenske mase kao i veličina pomaka. Važno je znati koji od sljedećih mehanizama uzrokuje pomak: • blok stijene se pokreće u iskop • stijenska masa se deformira kao cjelina (elastična deformacija) • pomak je posljedica loma stijenske mase Moguće je da sva tri mehanizma djeluju istovremeno. Da bi se definirala strategija stabiliziranja potrebno je razumjeti ove mehanizme. Efekt 2: Poremećenje polja naprezanja dovest će do povećanja devijatorske komponente naprezanja u zoni utjecaja iskopa što pogoduje stvaranju uvjeta za lom stijene. Uz sami iskop, stijena je u stanju jednoosnog odnosno dvoosnog tlačenja (ovisno o tome analizira li se ravninski ili prostorni model). Poznato je da ista stijena ima neusporedivo manju čvrstoću u stanju jednoosnog tlačenja u odnosu na čvrstoću pri troosnom tlačenju (slika 103.). Inženjer treba tražiti oblike iskopa koji će za posljedicu imati najmanja sekundarna devijatorska naprezanja.

Slika 103 Poremećenja polja naprezanja (a) Promjena veličine i orijentacije glavnih naprezanja u zoni utjecaja iskopa (b) Čvrstoća stijene u uvjetima jednoosnog i troosnog tlačenja (Vrkljan, 2013)

Efekt 3: Hidrostatski tlak vode nepovoljno utječe na stabilnost blokova stijene. Voda također može prouzročiti dezintegraciju i bubrenje nekih stijena.

216

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Cilj inženjerskih zahvata ne treba biti eliminiranje ova tri primarna efekta već njihovo kontroliranje.

Slika 104 Klasifikacija iskopa u stijenskoj masi (prema Duncan and Goodman): 1-3 Kontinuirana stijenska masa; 6-10 Diskontinuirana masa: 1) jaka homogena; 2) slaba homogena; 3) terasasta stijenska masa; 4)masa ispresjecana jarugama; 5) odvaljivanje blokova; 6) uslojena masa; 7)pločasta masa; 8)blokovita masa; 9)ispucana masa; 10) šistozna stijena

Tehnike koje se primjenjuju za razaranje stijena radi oblikovanja podzemnih prostora, bitno se razlikuju od tehnika za razaranje stijena sa svrhom dobivanja mineralnih sirovina ili lomljenog kamena u kamenolomima. Kod izgradnje podzemnih prostora primijenjene tehnike iskopa moraju čim manje oštetiti stijensku masu u okolini iskopanog prostora dok kod masovnog iskopa to nije toliko bitan zahtjev. Pod klasičnim se metodama iskopa obično podrazumijevavaju tehnike miniranja. Pored klasičnih metoda, za iskop se koriste strojevi različitih konstrukcija kao i razne druge tehnike.

217


Miniranje Miniranje stijenske mase obavlja se uglavnom za potrebe: • razlamanja stijene ili rudnog tijela (masovna miniranja radi eksploatacije rudača ili stijenske mase kako bi se dobio materijala za gradnju), • kreiranja podzemnog ili površinskog prostora (tuneli, usjeci i zasjeci, temeljenje i slično). Filozofija i tehnike miniranja za ove dvije potrebe su potpuno različite. U prvom slučaju se nastoji dobiti čim veća količina miniranog materijala uz čim manji trošak. Pri tome se najčešće postavlja uvjet odgovarajućeg granulometrijskog sastava razlomljene stijene. U rudarstvu se ova dva pristupa vrlo često javljaju zajedno. Na primjer, u dnevnim se kopovima prvi pristup koristi sve dok se iskop ne približi završnoj konturi. Dok se minira središnji dio rudnog tijela nije presudan faktor očuvanje kvalitete stijenske mase u neminiranoj zoni jer se radi o privremenoj konturi iskopa. Kada se eksploatacija približi završnoj konturi, količina miniranog materijala prestaje biti presudna i pažnju treba posvetiti očuvanju kvalitete stijenske mase koja mora osigurati dugotrajnu stabilnost stijenske mase. Kada se miniranje obavlja u blizini površine, često se pojavljuje problem zaštite okoliša. Miniranje u blizini postojećih zgrada, tunela u eksploataciji, naftovoda, plinovoda, vodovoda i slično, ne smije oštetiti iste. U ovom slučaju se učinkovitost miniranja smanjuje a troškovi rastu. Utjecaj miniranja na okoliš podrazumijeva ograničenja sljedećih efekata miniranja: • vibracije koje mogu oštetiti postojeće građevine, • štete koje uzrokuju leteći fragmenti stijene, • buka se mora svesti na dopuštenu mjeru, • količina prašine se mora svesti na dopuštenu mjeru. Miniranje podrazumijeva sljedeće radnje: • bušenje minskih bušotina udarnim ili udarno-rotacionim bušenjem, • punjenje minskih bušotina eksplozivom i njihovo povezivanje detonatorima radi inicijacije paljenja sa projektiranim vremenskim pomakom, • paljenje (detoniranje) eksplozivnog punjenja.

218

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Miniranje radi stvaranja površinskih i podzemnih prostora U građevinarstvu se miniranje najčešće koristi sa svrhom stvaranja podzemnih prostora, usjeka i zasjeka na trasama prometnica, građevnih jama, pri temeljenju zgrada i slično. Iako se i ovdje teži čim boljoj učinkovitosti, glavna se briga posvećuje: • čim manjem oštećenju stijenske mase u zidovima iskopa, • postizanju konture iskopa koja je čim bliže projektiranoj (čim manji prekoprofilski iskop (overbreak) i neminirani dio koji je trebao biti uklonjen (underbreak). Kako bi se ostvarila čim pravilnija kontura iskopa sa minimalnom oštećenjem stijenske mase u zidovima iskopa, danas se uglavnom koriste dvije tehnike miniranja koje se jednim imenom nazivaju konturnim miniranjem (contour blasting): • prespliting (pre-split) metoda, • glatko miniranja (smooth-wall blasting). Prespliting (pre-split) metoda Kada se miniranje obavlja na površini ili blizu površine terena, obično se koristi tehnika prethodnog stvaranja pukotine po projektiranoj konturi iskopa. Ova je metoda poznata kao prespliting (pre-split) metoda. Osnovna karakteristika ove metode je da se u prvoj fazi miniranja stvori pukotina po konturi projektirane plohe iskopa a nakon toga se, sa vremenskim pomakom koji se mjeri milisekundama, minira ostali dio stijenske mase. Na ovaj se način stijenska masa koja ostaje iza plohe iskopa izolira od negativnog utjecaja masovnog miniranja.

219


Slika 105 Osnovni princip prespliting tehnike miniranja (Vrkljan, 2013)

Konturne bušotine se izvode na malom razmaku a količina eksploziva treba biti dovoljna samo za stvaranje pukotine koja će bušotine povezati. Ove minske bušotine nisu predviđene za fragmentiranje stijenske mase. Nakon što je konturna pukotina stvorena, aktivira se glavno minsko punjenje sa svrhom fragmentiranja stijenske mase. Pri tome se udarni valovi reflektiraju od prethodno stvorene konturne pukotine a također dolazi do disipacije tlaka u plinovima koji su posljedica eksplozije. Na taj način masovno miniranje (bulk blast), ima mali učinak na stijenu iza konturne pukotine (slika 105). Za stabilnost kosine je naročito bitno da stijenska masa bude čim manje poremećena miniranjem. Na taj se način značajno smanjuju troškovi održavanja. Za uspješno prespliting miniranje treba ispuniti slijedeće uvjete: • Konturne bušotine moraju biti paralelne i u ravnini projektiranoj završne plohe iskopa

220

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • Konturne bušotine moraju biti na malom razmaku. Razmak bušotina ne smije biti veći od desetostrukog promjera bušotine • Bušotine moraju biti napunjene s manjom količinom eksploziva i eksplozivno punjenje ne smije dolaziti u dodir s zidovima bušotine (decoupled) čime će se lokalna raspadanje u prah (pulverization) svesti na minimuma a efekt plinova pod tlakom će biti maksimalan. • Sve se konturne bušotine detoniraju istovremeno što će imati maksimalni učinak na stvaranje konturne pukotine • Osigurati kvalitetno bušenje (pravilna dubina i nagib bušotina čime će se ostvariti uvjet njihove paralelnosti u ravnini konture iskopa Pored toga treba voditi računa i o slijedećem: • Konturne bušotine moraju biti dovoljno udaljene od slobodne površine terena kako se konturno miniranje ne bi pretvorilo u masovno miniranje. Energija konturnih mina mora biti potrošena samo na stvaranje pukotine. • Diskontinuiteti u stijenskoj masi utječu na postignutu ravnost iskopane plohe (slika 106). Ako su diskontinuiteti skoro okomiti na ravninu konturnih bušotina, njihov utjecaj na ravnost plohe iskopa biti će zanemariv. • Orijentacija glavnih in situ naprezanja u odnosu na ravninu konturnih bušotina, također utječe na efikasno formiranje konturne pukotine jer stijena ima tendenciju pucanja okomito na pravac najmanjih glavnih naprezanja. Ako su in situ naprezanja dovoljno velika i ako je pravac najmanjih glavnih naprezanja u ravnini konturnih bušotina, prespliting miniranje neće biti efikasno.

Slika 106 (a) i (b) Utjecaj orijentacije diskontinuiteta u odnosu na konturu iskopa na ravnost konturne plohe; (c) Utjecaj orijentacije glavnih in situ naprezanja na efikasnost prespliting miniranja (Vrkljan, 2013)

Ova se metoda općenito ne koristi za miniranje u podzemlju. Glatko miniranja (smooth-wall blasting)

221

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Glatko miniranje razvijeno je u Švedskoj 1950-tih i 60-tih. Prethodno su prikazane prednosti prespliting metode miniranja te je naglašeno da se ova tehnika uglavnom koristi pri miniranju blizu površine terena. Tehnika prespliting miniranja nije općenito primjenjiva u podzemnim iskopima zbog in situ polja naprezanja. Međutim, polje naprezanja koje ograničava uporabu prespliting tehnike, može se vrlo korisno iskoristiti u drugoj specijalnoj tehnici miniranja poznatoj kao glatko miniranje (smoothwall blasting or post-splitting). Slika 107. prikazuje osnovni princip glatkog miniranja na primjeru iskopa tunela kružnog poprečnog presjeka. U prvoj se fazi minira veći dio tunela “grubim miniranjem” (centralni iskop) što će za posljedicu imati pojavu visokih tangencijalnih naprezanja na projektiranoj konturi tunela. Tangencijalno naprezanje predstavlja veće glavno naprezanje jer su radijalna naprezanja gotovo zanemariva. Ako se podsjetimo da se kod prespliting tehnike miniranja, pukotina otvara u ravnini najvećih glavnih naprezanja, dolazimo do osnovne filozofije glatkog miniranja: superponiranja utjecaja efekta miniranja i povoljne orijentacije glavnih naprezanja.

Slika 107 Princip glatkog miniranja na primjeru iskopa tunela kružnog poprečnog presjeka (Vrkljan, 2013)

Tehnika glatkog miniranja, kao i prespliting, temelji se na dvostrukom miniranju, samo je redoslijed inverzan. Treba naglasiti da se vremenski pomak ove dvije faze miniranja mjeri u milisekundama. Za uspješno glatko miniranje treba ispuniti sve uvjete izvođenja konturnih bušotina koji su navedeni za prespliting miniranje.

222


Strojni iskop (Tunnel-Boring Machines) Izraz Tunnel Boring Machine (TBM) u literaturi se koristi na različite načine. TBM Označava sve strojeve koji se koriste za iskop tunela bez obzira radi li se o strojevima za iskop u punom profilu tunela ili strojevima s pokretnom glavom. TBM Označava strojeve za iskop tunela u punom profilu u svim geološkim formacijama. TBM Označava strojeve za iskop u punom profilu koji se koriste samo u stijenskoj masi. Ovisno o konstrukciji, strojevi se dijele na: • Strojevi za iskop u punom profilu (krtice) (Full face tunnel boring machines) • Strojevi s pokretnom glavom (Partial face tunnel boring machines) • Blind shaft borer (bušenje) • Raise borer (bušenje prema gore)

Slika 108Stroj za iskop tunela u punom profilu; (b) Stroj sa pokretnom glavom; (c) raise borer; (d) blind shaft borer (Vrkljan, 2013)

Ovisno o tome koristi li se ili ne koristi štit, strojevi se dijele na:

223

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • strojevi sa štitom (shield TBM), • strojevi bez štita.

Slika 109 Stroj sa štitom i stroj bez štita (Vrkljan, 2013)

Štit je čelični cilindar koji ima promjer tunela i pod čijom se zaštitom vrši iskop. Koristi se za iskop tunele u teškim geotehničkim uvjetima kada je teško osigurati stabilnost nepodgrađenog tunela (čela, kalote, bokova). Štit se u tunelogradnji prvi puta koristio za prolaz ispod rijeke Thames u Londonu 1823. godine (štit je patentirao Brunel 1818). Ovaj prvi štit imao je kvadratičan poprečni presjek. Već je na projektu Tower Subway 1869, korišten štit kružnog poprečnog presjeka i ovaj štit predstavlja prototip današnjeg štita. Gotovo redovito, konačna se obloga tunela ugrađuje ispod štita tako da je materijal u kojem se kopa tunel vidljiv isključivo na čelu tunela. Kod cestovnih i željezničkih tunela, obloga se sastoji od prefabriciranih betonskih elemenata dok kod mikrotunela obloga može biti od betona koji se ugrađuju na licu mjesta po principima klizne oplate. Princip iskopa tunela pod zaštitom štita prikazan je na slici 110. Kao što će se vidjeti, za iskop pod zaštitom štita koriste se sve metode strojnog i ručnog iskopa osim metoda masovnog miniranja (može se koristiti miniranje za sekundarno drobljenje pojedinačnih blokova stijene koja se nađe u tlu koje se kopa).

224


Slika 110 Princip iskopa tunela pod zaštitom štita (Vrkljan, 2013)

Štit može biti: • otvoren (open type shields), • zatvoren (closed shield). Pod otvorenim se štitom podrazumjeva štit koji je otvoren prema čelu iskopa. Iskop se kod ovih štitova vrši ručno ili strojno (glodači, bageri, sekundarno miniranje i slično). Ako se pojavi problem prodora podzemne vode, izvodi se tzv. štit sa komprimiranim zrakom (compressed air shield). Ovaj štit radi na istom principu kao i kesoni za iskop temelja ispod nivoa podzemne vode. Otvoreni štitovi često imaju čelične ploče za podupiranje čela iskopa kada je čelo nestabilno. Kod otvorenih se štitova stabilnost čela postiže jednom od sljedećih mjera:

225

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • zrakom pod tlakom, • metalnim pločama, • ostavljanjem rampe.

Slika 111 Otvoreni štitovi različite izvedbe (vrkljan, 2013)

Zatvoreni se štit koristi isključivo sa strojevima za iskop tunela u punom profilu. Tada je štit sastavni dio konstrukcije stroja. Na čelu štita se nalazi rotirajuća rezna glava koja vrši iskop.

226

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Stabilnost čela se obično osigurava bentonitnom suspenzijom koja popunjava prostor rezne glave ili u posebnim slučajevima samo iskopano osigurava stabilnost čela (EPB-Earth Pressure Balance).

Slika 112 Zatvoreni štit (iz Vrkljan, 2013)

Ovisno o materijalu u kojem se tunel kopa, strojevi se mogu podijeliti u dvije skupine: • strojevi za iskop stijena (rock machines), • strojevi za iskop u tlu (soft ground machines). Tablica 43 Klasifikacija strojeva za iskop tunela (AITES / ITA Working Group No.14)

227


Tablica 44 Usporedba različitih tipova strojeva velikih promjera (Barla, Pelizza)

Strojevi za iskop u punom profilu(krtice) (Full face tunnel boring machines) Stroj za iskop tunela u punom profilu koristio se pri prvom pokušaju izgradnje tunela ispod La Mansha 1882. godine. Tada je pod vodstvom direktora Col. F. Beaumonta, kompanija Submarine Continental Railway company, iskopala 1,5 km tunela sa engleske strane. Projekt je napušten jer očito u to vrijeme nisu bili rješivi mnogi problemi na koje su graditelji naišli a da ih na početku nisu bili svjesni U posljednjih 20 godina izgradnja tunela strojevima za iskop punog profila doživjela je enorman razvoj. Izgradnja podzemnih željeznica te cestovnih i željezničkih tunela dala je snažan poticaj razvoju strojeva. Channel Tunnel između Engleske i Francuske, Rail 2000. u Švicarskoj, Trans Tokyo Bay Highway u Japanu i tuneli ispod rijeke Elbe u Njemačkoj, najveći su među brojnim velikim projektima. Strojevi za iskop u punom profilu mogu napredovati 150 m na dan, 500 m na tjedan , 2 km na mjesec ili čak 15 km na godinu. Međutim nepredviđeni teški geološki uvjeti mogu zaustaviti napredovanje stroja u dugom vremenskom periodu (više mjeseci do godinu dana). Na projektu Madrid M30, postignut je učinak Herrenknecht strojem od 500 m na mjesec. Obično se misli da stroj za iskop tunela u punom profilu može kopati samo tunel kružnog poprečnog presjeka. Međutim, koriste se i strojevi koji kopaju eliptični poprečni presjek, kod kojih rezna glava nije okomita na os stroja. Također kombinacijom više strojeva u jednu cjelinu, dobiju se različiti oblici poprečnog presjeka tunela.

228


Slika 113 Spajanjem više strojeva mogu se dobiti različiti oblici poprečnog presjeka iskopa (multicircular face shield tunnel)(Vrkljan, 2013)

Slika 114 Stroj za iskop eliptičnog poprečnog presjeka tunela (Vrkljan, 2013)

Klasifikacija strojeva za iskop tunela u punom profilu Strojevi ovog tipa koriste se u izrazito čvrstim eruptivnim stijenama a isto tako i u talozima jezera mora i rijeka gdje se tlo sastoji od potpuno vodom zasićenog materijala niske čvrstoće sa dijelovima korijenja, stijenskih blokova i slično. Konstrukcija stroja ovisi o geološkim, geotehničkim i hidrogeološkim uvjetima u tlu. Iako su proizvedeni i strojevi za iskop tunela u različitim geološkim formacijama, zadovoljavajuća ekonomičnost i učinkovitost stroja može se postići jedino ako se konstrukcija stroja prilagodi uvjetima na konkretnoj lokaciji. Donja tablica prikazuje podjelu strojeva u 4 kategorije ovisno o vrstu tla koje se kopa.

229

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tablica 45 Klasifikacija medija i štita kojim se kopa (Vrkljan, 2013)

Za iskop čvrste stijene koriste se strojevi sa ili bez štita, što ovisi o geotehničkim svojstvima stijenske mase. Kod ove vrste strojeva kritična aktivnost je-iskop (razaranje stijene). Stabilnost iskopa je manji problem. Razaranje stijene postiže se rotacijom glave stroja na kojoj se nalaze diskovi. Reakcija potisnoj sili ostvaruje se preko razupirača koji kontakt sa stijenom ostvaruju u bokovima tunela. Za stabiliziranje konture iskopa tunela koriste se identične mjera kao i u slučaju iskopa tunela klasičnom metodom (stijenska sidra, armirani mlazni beton i slično). Slika 115. prikazuje jedan radni ciklus ovog tipa stroja.

Slika 115 Stroj bez štita za iskop tunela u punom profilu (proizvođač: Herenknecht). Koncentrični krugovi su tragovi razaranja stijene i predstavljaju putanju diskova pri rotaciji rezne glave.(Vrkljan, 2013)

Ovisno o kvaliteti stijenske mase strojevi za iskop stijena s dijele u dvije skupine: • strojevi bez štita

230

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • strojevi sa jednim štitom (single shield) ili sa dva štita (double shield) Strojevi bez štita se koriste u kompaktnoj stijenskoj masi gdje stabilnost iskopa nije upitna. Za učvršćenje potencijalno nestabilnih klinova koriste se stijenska sidra. Strojevi sa štitom koriste se u intenzivno ispucanoj stijenskoj masi. U ovom slučaju štit osigurava sigurne radne uvjete. U ovim se uvjetima podgrada tunela obično sastoji od prefabriciranih betonskih elemenata koji se ugrađuju pod štitom. Dvostruki štit se sastoji od dva štita između kojih se nalazi još jedan štit manjeg promjera koji ulazi u ova dva (zapravo se dvostruki štit sastoji od tri štita). Ova konstrukcija dopušta teleskopsko povećanje i smanjenje duljine štita što ubrzava proces gradnje

Slika 116 Jedan radni ciklus stroja bez štita za iskop tunela u čvrstoj stijenskoj masi (Vrkljan, 2013)

Strojni iskop u teškim geološkim uvjetima (Machine drive in loose ground) Kada se radi o upotrebi strojeva za iskop tunela u punom profilu onda se pod teškim geotehničkim uvjetima podrazumijevaju iskopi u tlu niske čvrstoće često sa velikim dotocima vode. U ovim uvjetima izuzetno je teško osigurati stabilnost čela te se njegova stabilnost pojavljuje kao ključni problem. Strojevi za rad u ovim uvjetima redovito imaju štit.

231

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Ovisno o geološkim uvjetima koriste se ove vrste štita: • Hidroštit-štit kod koga se čelo iskopa stabilizira bentonitnom suspenzijom (Hydro shield or Slury shield) • Štit kod koga iskopano tlo služi za stabiliziranje čela iskopa (Earth Pressure Balanced shield)- EPB štit • Štit za iskop različitih geoloških formacija (Mixed face shield)

Slika 117 Shematski prikaz hidroštita (Vrkljan, 2013)

232


Slika 118 Hidroštit u tvornici i nakon proboja tunela (Vrkljan, 2013)

Slika 119 Shematski prikaz EPB štita (Vrkljan, 2013)

233


Slika 120 Mixshield, Tunel ispod rijeke Elbe, Hamburg, 1998, D=14,2 m. Čeljusti za drobljenje ulomaka stijena (prospekt tvrtke Herenknecht) (Vrkljan, 2013)

Strojevi s pokretnom glavom (partial face tunnel boring machines; roadheader) Kod strojeva s pokretnom glavom, alat za rezanje nalazi se na rotirajućoj glavi koja se može proizvoljno kretati po profilu tunela koji se kopa. U odnosu na stroj za iskop u punom profilu, ovaj je stroj manji, jeftiniji i fleksibilniji za uporabu. S njim je moguće kopati proizvoljan oblik poprečnog presjeka tunela. Ovisno o tipu alata kojim se stijena razara, strojevi se dijele u dvije skupine: • glodači (roadheader or tunnel miner) • strojevi s diskovima na pokretnoj glavi (mobile tunneller) Glodači na pokretnoj glavi ima zube koji razaraju stijenu tijekom njene rotacije. Koriste se u stijenama sa jednoosnom čvrstoćom manjom od 80 MPa. Mogu se koristiti i u čvršćim stijenama koje su intenzivno ispucale, tako da stroj ne mora rezati stijenu već izvaljuje sitne blokove stijene

Slika 121 Glodač tvrtke Westfalia Lünen koji je Hidroelektra koristila za iskop tunela Chiffa i Harbil u Alžiru (Vrkljan, 2013)

234

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Strojevi sa diskovima na pokretnoj glavi (mobile tunneller) koriste se za iskop u čvrstoj stijenskoj masi (50-250 MPa). Ovaj stroj koristi dobre osobine stroja za iskop tunela u punom profilu i glodača. Od stroja za iskop u punom profilu uzeo je rezni alat (diskove) a od glodača pokretljivost. Koristi se kod iskopa potkovičastog poprečnog presjeka tunela. Ne oštećuje stijensku masu u zidovima iskopa kao i glodači. Ovaj je stroj uspješno korišten u periodu 1994-1998, za iskop cestovnih tunela u Kobeu u stijeni čvrstoće 100-220 MPa).

Slika 122 Mobile tunneler (iz Vrkljan, 2013)

Raise borer Ovaj se način strojnog kopanja koristi uglavnom kod iskopa okana i tunela malog promjera (mikrotuneli). Iskop se uvijek vrši iz podzemne prostorije prema površini terena ili prema drugoj podzemnoj prostoriji koja se nalazi na višem nivou. Kada se radi o strojnom iskopu, iskopu uvijek prethodi izrada pilot bušotine za smještaj osovine kojom se rotacija sa stroja prenesu na greznu glavu. Iskopani materijal pada na niži nivo.

235


Slika 123 Raise borer tehnika iskopa okana (prospekti tvrtke Sandvik i Skanska) (Vrkljan, 2013)

Blind shaft borer (bušenje) Kod ove se tehnike koristi sličan stroj i rezna glava kao kod raise borer tehnike. Razlikuju se po tome što se iskop u ovom slučaju vrši prema dolje. Transport iskopanog materijala vrši se zračnim transportom kroz osovinu.

Slika 124 Blind shaft borer tehnika gradnje okna (prospekti tvrtke Sandvik)(Vrkljan, 2013)

236


Iskop rezanjem stijena (chain saw machines) Primjena u mekanim i srednje tvrdim stijenama. Prednosti: •Nema vibracija od miniranja •Nema velike buke •Mali prekoprofilski iskop •Malo poremećenje stijene

Slika 125 Iskop rezanjem stijene (vrkljan, 2013)

Iskop hidrauličkim čekićima i hidrauličkim lopatama Iskop hidrauličkim lopatama uglavnom podrazumijeva ručni iskop glinovitih stijena niske čvrstoće (tvrda tla-mekane stijene) koje se mogu kopati na ovaj način. Iskop hidrauličkim čekićima (rock hammer excavation) doživio je u posljednje vrijeme enorman razvoj. Sve teži čekići postavljeni na bagere, postižu značajnu učinkovitost u uvjetima u kojima se izbjegava miniranje stijenske mase.

237


Slika 126 Iskop hidrauličkim lopatama pod zaštitom otvorenog štita; Indeco MES 7000 čekić na Fiat-Hitachi bageru Željeznički tunel Col Albani u Italiji (WT, September, 1997)(iz Vrkljan, 2013)

Iskop bagerima Bageri se tradicionalno koriste za iskop mekših stijena i tvrdih tala.

Slika 127 Iskop bagerom u tunelu Moffat (U.S.A.); Bager prilagođen iskopu tunela(iz Vrkljan, 2013)

Hidrauličko razaranje stijena (splitting) Princip hidrauličkog frakturiranja stijene pri izradi tunela prikazan je na donjim slikama. Slika 128. prikazuju tehnologiju japanske tvrtke Fujima Corporation. Ova se tehnologija koristi u uvjetima kada vibracije tijekom iskopa moraju biti svedene na minimalnu mjeru zbog opasnosti od oštećenja okolnih objekata ili zbog opasnosti da se inicira odron stijenskih blokova na površini terena. Stijenska masa u okolini tunela nije oštećena radovima u tunelu što je vrlo povoljno za stabilnost tunela.

238


Slika 128 Tehnologija iskopa hidrauličkim frakturiranjem (Fujita Corporation) (iz Vrkljan, 2013)

239


Korištenje ekspanzivnih materijala za razaranje stijena (non explosive demolition) Često se za sekundarno razaranje stijena koristi svojstvo nekih materijala da povećavaju volumen kada dođu u dodir s vodom. Još su se davno u kamenolomima koristili drveni klinovi koji bi se u suhom stanju stavljali u bušotine. Nakon zalijevanja bušotina vodom drvo bi nabreklo i lomilo stijenu. Slično se radi i danas, samo se umjesto drvenih klinova koriste bubrivi materijali. Prednosti ovog načina razaranja su: • minimalni rizik • jednostavno se izvodi, • nije pod ingerencijom zakona koji uvjetuju educiranost osoblja i sigurnosne mjere koje se primjenjuju kod miniranja, • ne proizvodi buku, vibracije, leteće komade stijena i prašinu. Koristi se u uvjetima gdje nije poželjno miniranje, a upotreba strojeva je skupa zbog relativno malih dužina tunela. Pripremljena se mješavina u tekućem ili plastičnom stanju ulijeva ili umeće u bušotinu. Brzina bubrenja ovisi o upotrebljenom bubrivom sredstvu.

9.3.

Principi stabiliziranja

Za stabiliziranje stijenske mase, bez obzira na mehanizam po kome se pomak događa, mogu se primjeniti dvije tehnike stabiliziranja: • Armiranje stijenske mase (engl. rock reinforcement). Armiranjem se diskontinuirana stijenska masa počinje ponašati kao kontinuum. • Podupiranje (engl. rock support). Elementi podgrade se ugrađuju u iskop sa svrhom da ograniče pomak konture iskopa na dopuštenu vrijednost.

240


Slika 129 Armiranje i podupiranje(vrkljan 2013)

Stabiliziranje stijenske mase (engl. rock stabilization) podrazumijeva kombiniranu primjenu armiranja i podupiranja stijene radi postizanja ravnotežnog stanja. Armiranjem se inženjerski elementi ugrađuju u stijensku masu. Elementi koji služe za podupiranje stijenske mase ugrađuju se unutar iskopa. Armiranje stijene primijenjeno na kontinuiranu stijenu razlikuje se od armiranja diskontinuirane stijenske mase zbog različitog djelovanja elemenata armiranja (sidra, kablovi) u ovim sredinama. Na prvi pogled izgleda da ima smisla armirati samo diskontinuiranu stijensku masu radi sprečavanja pokreta pojedinačnih blokova. Međutim, i armiranje kontinuirane stijene ima puni smisao jer se njime popravljaju opća svojstva stijene te na taj način i njeno ponašanje u okolini iskopa. Stijena boljih mehaničkih svojstava lakše će podnijeti povećanje devijatorskog naprezanja pa će teže doći u stanje loma. Jasno je da je armiranje najefikasnije u jače deformabilnoj stijeni niske čvrstoće. Armiranje diskontinuirane stijenske mase ima dvostruki efekt: • poboljšanje mehaničkih i strukturnih svojstava stijenske mase • sprečavanje velikih pomaka kompletnih blokova stijene Treba napomenuti da tanki sloj mlaznog betona koji se ugrađuje radi zaštite površine stijenske mase ili za sprečavanje ispadanja manjih blokova, ne pripada elementima za podupiranje jer je njegova nosivost beznačajna. U ovom slučaju mlazni beton smatra se elementom armiranja.

241

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Kao elementi podgrade, u tunelogradnji se najčešće koristi mlazni beton značajne debljine, čelični lukovi, betonska podgrada od lijevanog betona ili prefabriciranih elemenata i dr. Podgrada ne povećava direktno čvrstoću stijenske mase, ali ograničava njenu dezintegraciju koja bi se desila da pomak konture nije ograničen na dopuštenu vrijednost. Štapna sidra i geotehnička sidra predstavljaju sustave ojačanja, pri čemu se sustav ojačanja sastoji od četiri osnovna elementa (Windsor, 1996), slika 130. 0.Stijenska masa, 1.Element sustava ojačanja, 2.Unutarnja veza elementa ojačanja i stijenske mase i 3.Vanjska veza elementa ojačanja i stijenske mase.

Slika 130 Osnovni elementi sustava ojačanja stijenske mase (iz Arbanas 2004 prema Windsor, 1996)

Svaka od komponenti ojačanja stijenske mase uključena je u dvije interakcije prijenosa opterećenja. Koncept sustava ojačanja izuzetno je važan s obzirom da je ukupno ponašanje sustava ojačanja određeno ponašanjem odvojenih interakcija između pojedinih komponenti sustava. Reakcija sustava ojačanja stijenske mase (engl. Reinforcement System Response) može biti u vidu pojave osnih sila, posmičnih sila, torzije ili promjenjiva, kao i, u većini slučajeva, kombinacija pojave različitih vidova opterećenja, slika 131.

242


Slika 131 Blok stijenske mase osiguran elementima sustava ojačanja izloženim različitim mehaničkim ponašanjima (iz Arbanas 2004, prema Windsor, 1996)

Reakcija sustava ojačanja stijenske mase kao odgovor na ponašanje stijenske mase ovisna je o različitim veličinama karakteristika stijenske mase, kao na primjer krutost, vršna čvrstoća, rezidualna čvrstoća, tip mogućeg sloma i dr. Pri određivanju nosivosti sustava ojačanja stijenske mase osim parametara stijenske mase, nosivost sustava određuju i dvije granične veličine: 1.Opterećenje sustava (System Force Capacity) kao maksimalno opterećenje koje sustav može prihvatiti uz odgovarajuće pomake, 2.Pomaci sustava (System Displacement Capacity) kao maksimalni pomaci koje sustav može prihvatiti uz odgovarajuće opterećenje. Reakcija sustava ojačanja stijenske mase kao odgovor na ponašanje stijenske mase može rezultirati zauzimanjem novog ravnotežnog stanja ili pojavom sloma u sustavu. Analizirajmo utjecaj iskopa na stanje naprezanja i pomake konture iskopa za kružni otvor u elastičnom mediju. Iskop stijenske mase za posljedicu ima promjenu primarnog stanja naprezanja u zoni utjecaja iskopa. Veličina i orijentacija sekundarnih naprezanja ne ovisi o

243

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević elastičnim konstantama stijene niti o veličini otvora. Međutim, veličina radijalnog pomaka ovisi o polumjeru otvora i o elastičnim konstantama. Pomaci su proporcionalni polumjeru iskopa i obrnuto proporcionalni modulu elastičnosti. Karakteristične krivulje na slici 132. prikazuju ovaj odnos za slučajeve linearno-elastičnog, stabilnogneelastičnog i nestabilno-neelastičnog ponašanja stijene.

Slika 132 Karakteristična krivulja stijene u (a) različitim tipovima stijene i (b) u istom tipu stijene sa različitim tehnikama iskopa (Vrkljan 2013)

Ako karakteristična krivulja presijeca apscisu dijagrama to znači da će tunel biti stabilan i bez podgrade (pi=0). Točka u kojoj karakteristična krivulja stijene presijeca apscisu, definira maksimalni pomak granice iskopa (radijalni pomak). Ako ovaj pomak zadovoljava kriterije projekta, tunel nije potrebno podgrađivati. U slučaju elastičnog ponašanja stijene, ova vrijednost za većinu inženjerskih problema iznosi 0,1% polumjera tunela što je obično prihvatljivo. U slučaju stabilnog-neelastičnog ponašanja stijene, radijalni pomak pri kome tunel ostaje stabilan i bez podgrade, može biti do 10% polumjera tunela. Ovaj pomak može se tolerirati kod privremenih rudarskih prostorija, ali se ne može tolerirati kod željezničkih tunela za velike brzine vlakova. Ako je pomak granice iskopa veći od dopuštenog, tunel se mora podgrađivati kako bi se pomak ograničio. Jasno je da se tunel mora obavezno podgrađivati u slučaju nestabilnog-neelastičnog ponašanja stijene jer će se tunel bez podgrade zarušiti. Dakle, podgrada se mora koristiti: • ako karakteristična krivulja presijeca apscisu a rezultirajući maksimalni pomak konture je veći od dopuštenog, • ako karakteristična krivulja stijene ne presijeca apscisu.

244

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Kao što se vidi, oblik karakteristične krivulje ovisi o mehaničkim svojstvima stijene. Što su mehanička svojstva bolja (manja deformabilnost-veća krutost) krivulja će biti strmija i presjeći će apscisu pri manjim maksimalnim pomacima. Tijekom iskopa može doći do poremećenja stijene što će za posljedicu imati povećanje njene deformabilnosti i smanjenje čvrstoće. Na poremećenje stijene utječu: • sekundarno stanje naprezanja, • primijenjena tehnika iskopa. Nekada sekundarno stanje naprezanja može premašiti čvrstoću stijene. Ako se primjene neadekvatne tehnike miniranja, inače stabilna stijena, može postati potpuno nestabilna. Slika 133. prikazuje tri podgrade različite radijalne deformabilnosti. Treba obratiti pozornost na popustljivu podgradu (2-na slici 133.). Ova podgrada povećava čvrstoću do nekog iznosa pomaka a nakon toga čvrstoća se ne mijenja sa pomakom. U ovom slučaju vršna čvrstoća podgrade dostignuta je prije nego je došlo do uravnoteženja. Podgrada ovog tipa postiže se ugradnjom hidrauličkih elemenata u rudarstvu a u tunelogradnji ugradnjom popustljivih elemenata između elemenata podgrade (popustljive brave kod čeličnih lukova, zazori u betonu ispunjeni deformabilnim materijalom i sl.).

Slika 133 Karakteristična krivulja stijenske mase i karakteristične krivulje različitih tipova podgrade(Vrkljan, 2013)

Slika 134. prikazuje neke karakteristične slučajeva koji ilustriraju utjecaj vremena ugradnje podgrade te krutosti podgrade na veličinu mobiliziranog radijalnog naprezanja podgrade.

245


Slika 134 Utjecaj krutosti i trenutka ugradnje podgrade na mobilizirano radijalno naprezanje podgrade (Vrkljan, 2013)

Slika 135. prikazuje karakterističnu krivulju stijenske mase na dubini od 600 m. Na ovoj dubini djeluju primarna naprezanja u iznosu od 15 MNm-2. Ekonomski opravdana podgrada ne može na sebe preuzeti više od 2 MNm-2. To znači da daleko najveći dio naprezanja na sebe preuzima stijenska masa. Zbog toga je stijenska masa najvažniji element podgrade i njena mehanička svojstva dominantno utječu na stabilnost tunela. Zato treba svim mjerama pokušati sačuvati prirodna svojstva stijenske mase (izbjeći njeno poremećenje).

Slika 135 Odnos naprezanja koja na sebe preuzimaju stijenska masa i podgrada (Vrkljan, 2013)

Osnovni podgradni sustavi Podgradni sustavi ili sklopovi podrazumijevaju podgradne konstrukcije koje pridonose aktiviranju sila ili opterećenje na pokos zasjeka, i uključuje tehnička rješenja kao što su nasipavanje, izvedba betonskih, armiranobetonskih i drugih podgradnih konstrukcija, izvedbu konstrukcija od mlaznog betona, kao i mnogobrojne kombinacije istih. Pri tom se u podgradni

246

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević sustav uključuju i elementi ojačanja stijenske mase, bez obzira na tip i klasu. Odabir podgradnog sustava ovisan je o lokalnim uvjetima pojedinog zasjeka, kao što su, na primjer, mogući tip sloma u zasjeku, dimenzije i geometrija zasjeka, lokalni uvjeti u zasjeku u smislu mogućih ograničenja na promjenu geometrije zasjeka. Odabir podgradnog sustava predstavlja inženjersko rješenje osiguranja stijenskog zasjeka određeno lokalnim uvjetima pojedinog zasjeka u stijenskoj masi. Uz klasifikacije stijenske mase predlažu se i potrebne mjere za osiguranje stabilnosti zasjeka tijekom iskopa. Romana (Romana, 1993) predlaže šest različitih klasa izvedbe zasjeka i odgovarajućih podgradnih mjera, Tablica 46. Tablica 46 Klase izvedbe zasjeka i podgradnih mjera (Romana, 1993)

Primarna podgrada ili armiranje (primary support or reinforcement) primjenjuje se za vrijeme ili odmah nakon iskopa kako bi se osigurali sigurni radni uvjeti tijekom kasnijeg iskopa, i inicirao proces mobiliziranja i konzervacije čvrstoće stijenske mase na način da se kontrolira pomak granica iskopa. Primarna podgrada ili armiranje predstavlja jedan dio ukupne pdgrade ili armiranja koje je potrebno (nekada primarna podgrada ili armiranje u cjelosti predstavlja ukupnu podgradu). Primarna podgrada ili armiranje, najčešće sadrže sljedeće konstruktivne elemente: • stijenska sidra (aktivna i pasivna), • kablove, • armirani mlazni beton, • čelične lukove (punog profila ili rešetkaste),

247

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • cijevni kišobran (piperoof), • beton u izrezanim zarezima. Sekundarna podgrada, najčešće sadrži sljedeće konstruktivne elemente: • armirani ili nearmirani beton, • prefabricirane betonske elemente, • čelične segmente, • dodatno armiranje. Primjenom u geotehničkom inženjerskom projektiranju, najčešći podgradni sustavi sastoje se u različitim kombinacijama uporabe različitih tipova geotehničkih sidara i mlaznog betona kojima se ovisno o uvjetima zasjeka pridodaju i drugi elementi podgrađivanja (zidovi, roštiljne konstrukcije i dr.). U sklopu odabira potrebnih podgradnih sustava potrebno je sagledati i druge mjere kojima se utječe na povećanje stabilnosti zasjeka, kao što su dreniranje i površinska odvodnja. Razinu podzemnih voda i sezonsku promjenu razine u širem području nije moguće kontrolirati, ali se na raspodjelu pritisaka koji neposredno utječu na stabilnost zasjeka može vrlo dobro utjecati odgovarajućim drenažnim sustavima. Odgovarajuće mjere dreniranja kojima se utječe na smanjenje pornih pritisaka, mogu značajnije utjecati na stabilnost zasjeka od mehaničkih mjera podgrađivanja i stoga često predstavljaju vrlo efikasnu mjeru stabilizacije visokih zasjeka. Za smanjenje pritisaka podzemne vode u padini primjenjuje se više različitih metoda dreniranja. Pri tome se najčešće primjenjuje izvedba horizontalnih drenažnih bušotina izvedenih s lica zasjeka. Voda pritječe u iste te se nakon dotoka u građevnu jamu crpi i izvodi iz iste. Efekt horizontalnih drenažnih bušotina ovisan je o vodopropusnosti stijenske mase. S obzirom na kavernozni tip propusnosti stijenske mase efikasnost drenažnih bušotina ovisi o tome da li iste sječu glavne diskontinuitete koji služe kao kolektor podzemnih voda. Izvođenje drenažnih bušotina stoga se prije izvedbe određuje generalno, a u toku izvedbe ovisno o rezultatima nužno je prilagoditi sustave dreniranja uvjetima in situ, kako u dužini drenažnih bušotina, tako i u razmaku bušotina na licu zasjeka (Arbanas, 2004). Alternativno rješenje horizontalnim drenažama predstavljaju vertikalne drenažne bušotine izvedene na vrhu padine iz kojih se odgovarajućim crpkama crpi podzemna voda i kontrolira razina podzemne vode u padini.

Stijenska sidra Stijensko sidro (engl. rock bolt)-element za armiranje obično formiran od punog ili cijevnog čeličnog profila koji se ugrađuje u stijensku mase sa ili bez prednaprezanja. Klasifikacija

248

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević stijenskih sidara ovisno o tome da li se sidro tijekom ugradnje prednapinje ili ne, razlikujemo (slika 136.): • aktivna (prednapregnuta), • pasivna (neprednapregnuta).

Slika 136 Aktivno(lijevo) i pasivno sidro (desno) (Vrkljan, 2013)

Štapna sidra Uporaba štapnih sidara standardno se primjenjuje u osiguranju stabilnosti iskopa u rudarstvu i građevinarstvu širom svijeta. Osnovni zadatak u projektiranju podgradnog sustava stijenske mase je odgovarajućim mjerama “pripomoći” stijenskoj masi da nosi samu sebe: «The principal objective in the design of underground support is to help the rock mass to support itself» (Hoek and Brown, 1980). To podrazumijeva uporabu sustava za ojačanje stijenske mase, pri čemu štapna sidra zapravo predstavljaju dio stijenske mase, kao sastavni dio podgradnog sustava, ali se prijenos opterećenja vrši preko dijelova konstrukcije sidra izvan stijenske mase i prenosi na stijensku masu opterećenje preko vanjskih veza. Štapna sidra pri tome ojačavaju ili mobiliziraju pripadajuću čvrstoću stijenske mase. Podgradni sustavi na licu iskopa najčešće pridonose smanjenju pomaka stijenske mase kao cjeline. Kombinacija štapnih sidra i mreža i/ili mrežama ojačanog mlaznog betona predstavljaju optimalni podgradni sustav za stabilizaciju stijenske mase, kako za privremene, tako i za trajne podgradne konstrukcije. Postoji cijeli niz razloga za upotrebu ojačanja stijenske mase štapnim sidrima, od kojih su najznačajniji slijedeći (Stillborg, 1994): -Svestrana mogućnost uporabe, za bilo koju odabranu geometriju iskopa. -Jednostavnost i brza mogućnost uporabe. -Relativno mala cijena koštanja. -Ugradnja je u potpunosti mehanizirana.

249


Slika 137 Tijek programa korištenja štapnih sidara (iz Arbanas, 2004 prema Stillborg, 1994)

Podjela na grupe štapnih sidra može se izvršiti prema različitim načinima sidrenja (Stillborg, 1994). Pri tome se mogu razmatrati slijedeće grupe štapnih sidara: - mehanički usidrena štapna sidra, - injektirana štapna sidra i pletena sidra od čeličnih niti i - trenjem usidrena štapna sidra. Štapna sidra s ekspanzijskom glavom koja onemogućuje pomake sidra je najčešći oblik mehanički usidrenih štapnih sidara. Ekspanzijska glava konusno se širi rotacijom sidra pri čemu dolazi do utiskivanja elementa glave u zidove bušotine, slika 138. Sidrenje se ostvaruje na osnovi dva mehanizma: trenja ekspanzijske glave i zidova bušotine te uklještenja glave u neravnine zidova bušotine. Pri tome uklještenje predstavlja značajniju komponentu u ukupnoj nosivosti sidra. Koriste se uglavnom kao privremena ojačanja stijenske mase jer uslijed djelovanja korozije vremenom dolazi do smanjenja nosivosti. Za uvjete trajnih konstrukcija nužna je primjena naknadnog injektiranja bušotine.

250


Slika 138 Mehanički usidrena štapna sidra (Arbanas, 2004)

Injektirana štapna sidra i pletena sidra od čeličnih niti ugrađuju se u bušotine ispunjene cementnom smjesom ili smjesom od umjetnih smola, slika 139. Sidrenje, odnosno veza sa stijenskom masom, uspostavlja se cijelom injektiranom dužinom elementa ojačanja na osnovi kemijskih veza, trenja i uklještenja. Veći značaj pri tome imaju trenje i uklještenje, dok se kemijske veze s vremenom mogu u potpunosti razgraditi. Injektirana štapna sidra predstavljaju najčešće ojačanje stijenske mase u svijetu posljednjih pedeset godina, kako u građevinarstvu, tako i rudarskoj industriji. Materijal za štapna sidra najčešće je rebrasto obrađeni čelik, koji se koristi u građevinarstvu ili odgovarajuće obrađeni presjeci čelika posebno proizvedeni za geotehnička sidra. Za injektiranje se koriste suspenzije na bazi cementa ili umjetnih smola (Hoek, 2000), pri čemu je upotreba umjetnih smola, uglavnom zbog cijene, značajno rjeđe u uporabi (Farmer, 1975). Injektiranje sidara izvodi se na dva različita načina i to: -Izvedena bušotina zapunjava se injekcijskom smjesom, a štapno sidro ugrađuje se u zapunjenu bušotinu i -U izvedenu bušotinu ugrađuje se štapno sidro nakon čega se injektira prostor između sidra i zidova bušotine. Injektiranje se izvodi ili ugradnjom cijevi za injektiranje do dna bušotine i injektiranjem do povrata smjese na ušće bušotine ili ugradnjom pakera i injektiranjem od ušća bušotine do postizanja odgovarajućeg pritiska propisanog projektom.

251


Slika 139 Injektirana štapna sidra (Arbanas, 2004)

U posljednje vrijeme u uporabi je tip samobušivih sidara, vrlo praktična aplikacija štapnih sidra odgovarajuće obrađenog čeličnog presjeka namijenjenog za ojačanje stijenske mase, slika 140. Posebna prednost ovih sidara je uporaba u jako oštećenim stijenskim masama. Samobušiva sidra koriste se kao dio bušaćeg sustava na način da se umjesto bušaće šipke koriste elementi samobušivog sidra, koji na vrhu imaju odgovarajuću bušaću glavu. Elementi sidra proizvode se u sekcijama standardne dužine (2, 3 ili 4 m) i po potrebi nastavljaju odgovarajućim spojnicama. Bušenjem sidra odgovarajuće dužine završeno je i postavljanje sidra. Injektiranje sidra izvodi se kroz samo sidro, pri čemu injekcijska smjesa izlazi kroz otvore na bušaćoj glavi, sve dok injekcijska smjesa ne počne izlaziti na ušću bušotine. Prednosti samobušivih sidara su u mogućoj značajnijoj dužini izvedbe, kao i izbjegavanje mogućnosti zarušavanja bušotine uslijed izvlačenja bušaće šipke i ulaganja sidara u klasičnim postupcima izvedbe sidara.

Slika 140 Samobušiva štapna sidra(Arbanas, 2004)

252

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Injektiranje pletenih sidara od čeličnih niti radi ojačanja stijenske mase koristi se posljednjih trideset-ak godina. Po definiciji pleteno sidro predstavlja element ojačanja stijenske mase, uobičajeno izveden od čeličnih niti pletenih kao čelično uže i ugrađeno bez unesenog vlačnog opterećenja ili kao vlačno opterećeno i injektirano u kontaktu sa stijenskom masom (Hobst and Zajic, 1977), slika 141. Prednost pletenih sidara je u mogućnosti uporabe velike duljine istih kao i kombinacije unošenja vlačnih naprezanja i prijenosa na podgrađenu stijensku masu (Thompson, 1992; Thompson and Finn, 1999). Zbog visoke kvalitete upotrijebljenih čelika u pravilu su veće nosivosti od krutih štapnih sidara.

Slika 141 Pletena sidra od čeličnih niti (Arbanas, 2004)

Trenjem usidrena štapna sidra predstavljaju najnovija dostignuća u tehnici ojačanja stijenske mase. U praksi su uporabi dva tipa ovakvih sidara i to Split Set (Ingersoll – Rand Co., USA), slika 142. i Swellex (Atlas Copco AB, Švedska), slika 143. U oba sustava prijenos opterećenja realizira se trenjem (a kod Swellex sustava i uklještenjem) uslijed radijalne sile koja djeluje na zidove bušotine duž cijele dužine bušotine. I u jednom i drugom sustavu sidro se sastoji od čelične cijevi koja se mehaničkim (Split Set) ili hidrauličkim putem (Swellex) širi sve dok stjenke cijevi dostignu kontakt sa zidovima bušotine. Opterećenje stijenske mase prenosi se na element ojačanja izravno, bez nužno potrebnog završnog elementa prijenosa i injektiranja bušotine. Split Set koristi naglavnu ploču radi osiguranja dijela stijenske mase na klizanje duž sidra. Ugradnja sidra izvodi se mehaničkim utiskivanjem sidra u bušotinu, pri čemu je promjer cijevi sidra veći od promjera bušotine. Sidro se pri tom može prilagoditi velikim pomacima bez sloma.

253


Slika 142 Trenjem usidreno štapno sidro, Split Set (Arbanas, 2004)

Swellex je po mehanizmu sidrenja sidro koje nosi trenjem i uklještenjem u zidove bušotine. Izvodi se proširivanjem ugrađene cijevi hidrauličkim pritiskom unutar cijevi, pri čemu se cijev skraćuje. Sidro može podnijeti velike deformacije stijenske mase.

Slika 143 Trenjem usidreno štapno sidro, Swellex (Arbanas, 2004)

Mlazni beton Konstrukcije od mlaznog betona i druge podgradne konstrukcije u pravilu imaju ulogu prijenosa točkastog opterećenja sidara na širu površinu stijenske mase.

254

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Mlazni beton predstavlja generički naziv za betone dobivene od cementa, pijeska i sitnijih agregata koji se ugrađuju pod pritiskom i dinamički zbijaju uslijed velikih brzina nabacivanja na podlogu. Izvedba mlaznog betona primjenjuje se u dva različita postupaka: suhom (slika 144.), u kojem se miješa suha smjesa cementa i agregata, a voda dodaje neposredno prije izlaska na mlaznicu i mokrom (slika 145. i 146.), u kojem se miješa smjesa cementa, agregata i vode vakuumskim postupkom, a na mlaznici se dodaju ubrzivači i zrak pod pritiskom (Hoek, 2000). Konačni proizvod nema značajnih razlika (Arbanas, 2004). Prednost mlaznog betona u odnosu na klasično izvedene betone u oplati je da uslijed pritiska pod kojim se izvodi zapunjava sve neravnine uzrokovane iskopom u stijenskoj masi. U izvedbi mlaznog betona kao dijela podgradnog sustava mogu se razlikovati dva u osnovi različita dijela podgrade od mlaznog betona: popuna radi izravnanja iskopa te nosivi dio podgradnog sustava radi prijenosa opterećenja na stijensku masu (Windsor, 1998; Windsor and Thompson, 1999). Prvi stroj za prskanje suhog materijala koristio je Carl Ethan Akeley za prskanje žičane oplate kod proizvodnje modela životinja (Pennsylvanija 1907). Projekt je kasnije (1915) razvila Cement Gun Company proizvodnjom stroja s jednom i dvije komore na bazi ranijih projekata. U Sjedinjenim Američkim Državama je 1950. razvijen rotirajući bubanj koji je kasnije poboljšan od strane švicarskih kompanija, Meynadir-Intradym i Aliva. Originalni proces prskanja suhe mješavine dobio je ime “gunite”. Ranih 1930’ American Railway Engineering Association uvodi termin “shotcrete” za opis “gunite” procesa. America concrete institute (ACI) usvaja termin “shotcrete” za opis suhog postupka a 1966. usvaja ovaj

Slika 144 Mlaznica kod suhog postupka ugradnje mlaznog betona (Vrkljan, 2013)

255


Slika 145 Mlaznica kod mokrog postupka ugradnje mlaznog betona (Vrkljan, 2013)

Slika 146 Pravila ispravnog prskanja kod ugradnje mlaznog betona (Vrkljan, 2013)

Primarna podgrada se aktivira tek nakon određene deformacije tunelskog otvora, stijenske mase u zasjeku iskopa i sl. Zbog toga podgrada mora biti duktilna (ductile). Nearmirani mlazni beton je krti materijal i njegovo deformiranje za posljedicu ima krti lom (nagli gubitak čvrstoće), slika 147. Da bi se poboljšala prilagodljivost mlaznog betona deformacijama tunelskog otvora, on se mora armirati. Uobičajeno se mlazni beton armira varenim čeličnim mrežama (weld mesh) i žičanim pletivom (chainlink mesh), slika 148..

Slika 147 Ponašanje armiranog i nearmiranog betona (Vrkljan, 2013)

256


Slika 148 Varena čelična mreža i žičano pletivo (Vrkljan, 2013)

Prednosti žičanih pletiva: • lagano se prilagođavaju neravnoj površini iskopa, pa je potrošnja betona manja Nedostaci žičanih pletiva: • beton teško prolazi kroz mrežu pa je slab kontakt betona i stijene, • deformiraju se pod težinom svježeg betona. Prednosti varenih mreža: • općenito su idealne za armiranje mlaznog betona, • beton bez problema prolazi kroz njih tako da se ostvaruje dobar kontakt sa stijenom. Nedostaci varenih mreža: • teško se prilagođavaju neravnoj površini iskopa pa je potrošnja betona veća Klasično se mlazni beton armira s armaturnim mrežama (varenim ili pletenim). Ranih 70-ih rade se prvi pokusi s armiranjem betona čeličnim vlaknima (engl. steel fibre reinforced concrete). Od tada se mikro armirani beton koristi i u podzemlju i na površini kao zamjena za čelične varene mreže i žičana pletiva. Mikro vlakna mogu biti i plastična (polipropilenska). Za ugradnju mikro armiranog mlaznog betona koriste se i suhi i mokri postupak. Na koji će način mlazni beton sudjeluje u stabiliziranju stijenske mase (kao element armiranja ili kao element podgrađivanja) ovisi o njegovoj debljini. Djelovanje sustava za armiranje koji se sastoji o stijenskih sidara i ljuske mlaznog betona je koncepcijski analogno djelovanju žica na kotaču bicikla (slika 149.). Kada biciklist optereti kotač, silu koja je posljedica njegove težine

257

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević preuzimaju samo vlačno opterećene žbice (žice iznad osovine kotača). Tanke žice ne mogu preuzeti bilo koje tlačno naprezanje. Alternativa je kotač sa žicama koje imaju značajnu tlačnu čvrstoću, kao što je to slučaj kod teretnih vozila (u ovom slučaju opterećenje preuzimaju žbice ispod osovine kotača). U ovom slučaju kotač teretnih vozila analogan je teškoj betonskoj oblozi koja djeluje kao podgrada (support).

Slika 149 Analogija armiranja (reinforcement) i podupiranja (support) sa kotačima bicikla i teškog vozila (Vrkljan, 2013)

Slika 150 Zaštita pokosa mlaznim betonom

258


Čelični lukovi Čelični lukovi (steel arches or steel sets) se koriste u teškim geološkim uvjetima kada je potrebno postići veliku nosivost podgrade. Segmenti luka povezani su bravama u cjeloviti luk koji prati konturu iskopa. Brave se mogu izvesti kao popustljive što će za posljedicu imati duktilno ponašanje luka. Čelični se lukovi izvode kao: • čelični nosači različitih poprečnih presjeka (U, I, zvonasti i sl.) (puni profil), • rešetkasti čelični lukovi. Puni čelični profili kod većih tunela (kao što su cestovni, željeznički i sl.) ne mogu se smatrati elementom podgrade koja podupire tunel. Zbog svoje vitkosti, ove lukove treba smatrati jednim elementom u sustavu koji čine: armirani mlazni beton i sidara. Rešetkasti čelični lukovi ispunjeni mlaznim betonom, imaju znatno veći poprečni presjek pa im je i nosivost veća od čeličnih lukova punog profila.

Slika 151 Zazori u mlaznom betonu i popustljive brave na čeličnim lukovima (Vrkljan, 2013)

Cijevni kišobran Cijevni se kišobran ugrađuje u neiskopani dio tunela te se tako oblikuje zaštitna kupola prije iskopa tunela (slika 152. i 153.). Ovisno o geotehničkim uvjetima i stupnju rizika u odnosu na dopušteno slijeganje površine terena, primjenjuju se različite tehnike formiranja kišobrana:   

259

kišobran formiraju čelične cijevi kroz koje se injektira stijenska masa u okolini cijevi (spiling method), pobijanjem cijevi velikog promjera ili iskopom niza mikrotunela (pipe roof method), kišobran se oblikuje jet-grouting postupkom.


Slika 152 Iskop pod zaštitom cijevnog kišobrana (Vrkljan, 2014)

Slika 153 Ugradnja cijevnog kišobrana u tunelu Sv. Marko (autocesta Rijeka-Zagreb) iz Vrkljan (2013)

260


9.4.

Stabilnost stijenskih pokosa

Za klizanje po točno određenoj kliznoj plohi, ali i općenito sve pokrete masa uobičajeno se koristi termin ”klizište”, a ovdje će se češće koristiti termin ”slom”. Klizište je definirano kao svaki pokret materijala tla, stijene ili blatnog toka niz padinu (Cruden 1991). Razvijene su brojne klasifikacije klizišta (Varnes 1978, Hutchinson 1968). Danas su na međunarodnoj razini opće prihvaćene klasifikacije klizišta koje je tijekom devedesetih godina izdala IUGS-ova Radna skupina za svjetski inventar klizišta (eng. International Geotechnical Societies' UNESCO Working Party on World Landslide Inventory – WP/WLI), a objedinjene su u Višejezičnom rječniku klizišta (WP/WLI 1993), Slika 154. Varnes (1978) je klizišta klasificirao prema materijalu u kojem se događaju (stijena (eng. rock) i inženjersko tlo (eng. engineering soil)), brzini klizanja i sadržaju vode u kliznom materijalu (Slika 155.). Neki tipovi klizanja nisu tipični za stijensku masu već za tlo. 20 m

3m

0

1 4

0m

3 2

1

2

20 m

0m

2

3

0

4

500 m

20 m

5 0m

Slika 154 Klasifikacija klizišta (WP/WLI 1993): 1 odron (eng. fall), 2 prevrtanje (eng. topple), 3 klizanje (eng. slide), 4 širenje (eng. spread), 5 tok (eng. flow).

261

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Regolit (fragmenti stijenske mase, smaknuta podloga, trošna zona, organsko tlo)

Stijenska podloga

E. Odron tla

Klizanja Izobličen Malo izobličen

Odroni

A. Odron stijene Izvorna potpora uklonjena npr. uslijed morske ili riječne erozije

Pukotine otvorene npr. hidrostatskim pritiskom ili zamrzavanjem

Suh Povećanje sadržaja vode

Podlokano rijekom

Ekstremno brzo B. Nagli pad rotacijom

C. Ravninsko klizanje bloka

F. Klizanja

Ploha sloma

Ekstremno sporo do umjereno

(III) Bočno širenje

Slom duž rasjeda

D. Klizanje stijene

Čvrsta glina

Pružanje kosine kontrolirano ravninom slojeva

Prednji ožiljak kontroliran pukotinama

Mekana glina s nepropusnim prahom

Općen it mekan o poprečno kretan ih glin a je

Kliz. nekoh. mat. Vrlo sporo do brzo

Vrlo brzo

Vrlo sporo do ekstremno brzo

Čvrsta glina sa šljunkom

G. Tok stijenskih fragmenata

Nekonsolidirani materijali Neplastični razvrstani Mješavina stijene i tla pijesak ili prah H. Tok pijeska

Les

Pijesak Čvrsti prah Suhi pijesak

Uglavnom plastičan

I. Tok lesa

J. Lavina krupnozrnastog materijala

Ekstremno brzo

Sporo

Glacijalna glina

Prevrtanje Tečenje nekoherentnog materijala tla

Umjereno

Brzo do brlo brzo L. Brzi tok nekoherentnog materijala tla

K. Sporo tečenje nekoherentnog materijala tla

Vrlo brzo do ekstremno brzo

Šejl Trošni šejl

Stijenska podloga Regolit

Približna brzina kretanja

Vrlo brzo

ft/sec -2

N. Tok nekoherentnog materijala tla M. Tečenje pijeska ili praha

10 10 1 -1 10 -3

10 -5 10

Brzo do brlo brzo 10

Pijesak

Vrlo brzo

Slika 155 Klasifikacija klizišta (Varnes 1978)

262

(II) Ravninsko

(I) Rotacijsko Les

Uglavnom veliki fragmenti stijene

Mokar

Vrlo brzo Mješoviti sedimenti

10

-7 -9

3m/sekundi

Ekstremno brzo Vrlo brzo

0.3/min Brzo 1.5m/dan Umjereno 1.5m/mjesec Sporo 1.5m/godina Vrlo sporo 0.3m/5 godina Ekstremno sporo

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Tipovi klizanja koji se događaju u stijenskoj masi razlikuju se od onih koji se događaju u tlu. Već su ranije razmatrani mogući slučajevi sloma kroz stijensku masu kada je ona gusto ispresjecana diskontinuitetima pa se ponaša kao kontinuum, kada imamo izražene setove diskontinuiteta kada se stijenska masa ponaša kao diskontinuum i događa se klizanje po diskontinuitetu, ili kombinirani slom dijelom kroz stijensku masu, dijelom kroz diskontinuitete. U intaktnoj stijenskoj masi manje čvrstoće slom se događa po točkama najvećeg posmičnog naprezanja, odnosno najmanje posmične čvrstoće, najčešće u trošnijim zonama stijene. Najčešći tipovi sloma u stijenskoj masi su ravninski, klinasti, rotacijski slom i slom prevrtanjem. Uzroke sloma na kosini može se grupirati u dvije kategorije, vanjske i unutarnje. Unutarnji uzroci su sve sile unutar mase koje se suprotstavljaju posmičnoj čvrstoći materijala, a vanjski uzroci su sve vanjske sile koje djeluju na kosinu. Preduvjeti klizanja su nepovoljni uvjeti (eng. causes) na padini koji su stvorili predispozicije za nestabilnost. Za razliku od toga, inicijatori (pokretači) klizanja (eng. trigger) su procesi koji iniciraju nastanak sloma odnosno klizanje. Klizanje mogu inicirati samo uzroci iz skupina geomorfoloških, fizičkih i antropogenih procesa. Najvažniji faktori klizanja su: geološki uvjeti na padini (litologija, struktura, stupanj trošnosti), geomorfološki procesi (nagib padine, orijentacija, reljef), slojevi materijala tla/stijene (dubina, propusnost, poroznost), hidrološki i antropogeni procesi (promjene u težini materijala, korištenje zemljišta). U teoriji, klizanje se događa kada neki od tih faktora promijene prirodnu ravnotežu na padini. Selby (1993) je faktore koji utječu na klizanje klasificirao u dvije osnovne skupine: faktori koji pridonose povećanju posmičnih naprezanja (smanjenje ili povećanje opterećenja na kosini, povećanje volumena glina, trošenje, povećanje nagiba kosina, saturacija uslijed oborina) i faktori koji pridonose sniženju posmične čvrstoće (slabost materijala, fizičke i kemijske reakcije, promjene u strukturi, pukotine). Klimatski uvjeti na brojne načine djeluju na stabilnost kosina. Oborine kao jedan od najčešćih mogu uzrokovati pokretanje klizanja ukoliko se porni tlak poveća do kritične vrijednosti. Na pojavu nestabilnosti utječe intenzitet oborina, nagib kosine, raspodjela posmične čvrstoće i propusnosti, te debljina slojeva u tlu. Uklanjanje vegetacije također mijenja hidrološke i hidrogeološke uvjete kosine i može uzrokovati ubrzano otjecanje vode niz kosinu, a time eroziju materijala i te dovesti do povećane vjerojatnosti nastanka klizišta i blatnih tokova (Varnes 1978). U planinskim područjima s većim količinama snijega, topljenje snijega u proljeće je jedan od glavnih inicijatora klizanja. Povećanje težine materijala na padini može biti posljedica prirodnih pojava ili ljudske aktivnosti, što može uzrokovati preopterećenje vrha kosine i dovesti do sloma. Ostali vanjski čimbenici pojave nestabilnosti su potresi i udarne vibracije. Oni kod granuliranih tala uzrokuju povećanje vanjskih naprezanja ali i smanjenje pora čime se povećavaju porni pritisci što izaziva smanjenje posmične čvrstoće materijala. Na razvoj nestabilnosti utječe i duljina djelovanja nepovoljnih čimbenika te ciklička opterećenja koja postepeno oslabljuju materijal.

263

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Uvjeti graničnog ravnotežnog stanja opisuju stanje u kojem su sile koje nastoje izazvati klizanje uravnotežene silama koje se suprotstavljaju klizanju. Kako bi se mogla iskazati stabilnost kosina uveden je pojam faktora sigurnosti koji je definiran kao njihov odnos. Faktor sigurnosti moguće je povećati povećanjem sila otpora (djelovanjem sila u sidru) ili smanjenjem aktivnih sila koje nastoje izazvati klizanje (smanjenjem pornog pritiska, skretanjem hidrodinamičkih sila koje nepovoljno djeluju na stabilnost). Za neusidrenu kosinu s jasno izraženim kritičnim diskontinuitetom i izmjerenim piezometarskim nivoima, s dosta pouzdanosti se mogu izračunati aktivne sile i otporne sile pa tako i faktor sigurnosti. Međutim, za sidrenu kosinu to je znatno teže. Razlog tome je činjenica da različiti elementi na kosini različito reagiraju na pokrete. Razvoj ukupne posmične čvrstoće zahtjeva pomak na kliznoj plohi koji može biti inkompatibilan s pomakom koji je nametnut silom sidrenja. I tlak vode na kliznoj plohi ovisi o pokretima i može se smanjivati ili povećavati ovisno o načinu ugradnje sidara. Nameće se zaključak da je teško za očekivati da će se istovremeno u potpunosti mobilizirati posmična čvrstoća (kohezija i kut trenja), sila sidrenja i porni tlakovi. Zato Londe preporuča da se umjesto jedinstvenog faktora sigurnosti koristi više faktora sigurnosti ovisno o stupnju pouzdanosti kojim su pojedini parametri određeni (Londe, citirano prema Hoek i Bray, 1977, ). Za parametre koje je teže točno definirati treba koristiti veće vrijednosti faktora sigurnosti. Faktori sigurnosti koji se odnose na pojedine parametre, često se nazivaju parcijalnim faktorima sigurnosti. Eurokod 7 parcijalne faktore sigurnosti naziva parcijalnim koeficijentima.

Tipovi sloma u stijenskoj masi i načini ojačanja Ravninski slom Ravninski slom može se smatrati specijalnim slučajem klinastog sloma. Rijedak je slučaj sloma u stijenskoj masi jer samo povremeno svi geometrijski elementi pogoduju tom tipu sloma. Pri ravninskom tipu sloma je vrlo lako promatrati osjetljivost kosine na promjene parametara čvrstoće i promjene razine podzemne vode, što je menje očito na složenijim trodimentionalnim mehanizmima sloma. Tipično je za ravninski slom da blok stijenske mase klizi po jednoj ravnini pri čemu su zadovoljeni slijedeći uvjeti (slika 156.)(Wyllie and Mah, 2004) : a) Ravnina na kojoj se događa klizanje ima paralelno ili gotovo paralelno pružanje (±20⁰) u odnosu na lice pokosa. b) Nagib ravnine klizanja (engl. sliding plane) ψp, mora biti manji od nagiba lica pokosa (engl. slope face) ψf. c) Nagib ravnine klizanja mora biti veći od kuta unutarnjeg trenja materijala (φ) na toj ravnini. d) Gornji dio klizne plohe ili siječe gornju kosinu (pod nagibom ψs) ili završava na vlačnoj pukotini. e) U stijenskoj masi postoje plohe popuštanja koje definiraju bokove kliznog tijela (slika 157.).

264


Slika 156 Poprečni presjek pokosa sa ravninama koje formiraju ravninski slom(Wyllie and Mah, 2004)

Slika 157 Poprečni presjek pokosa sa ravninama popuštanja koje formiraju bokove kliznog tijela (Wyllie and Mah, 2004)

Vlačna pukotina može biti prisutna na čelu klizišta ili unutar kliznog tijela (slika 158.). U analizama se uz gore navedene pretpostavke pretpostavlja i to da je vlačna pukotina (dubine z) vertikalna i ispunjena vodom do dubine zw, pri čemu voda ulazi kroz vlačnu pukotinu i procjeđuje se duž klizne plohe. Porni pritisci koji se pritom generiraju prikazani su na slici 158. Pretpostavlja se da sve sile (težina bloka W; sila od pornih pritisaka U; sila uslijed pritiska vode u vlačnoj pukotini V) djeluju u težištu klizne mase, odnosno da nema momenata koji bi nastojali zarotirati blok. Iako ova pretpostavka nije sasvim točna, pogreške zbog zanemarivanja djelovanja momenta su zanemarive. Valja imati na umu mogućnost sloma prevrtanjem (engl. toppling failure) na kosinama strmijeg nagiba. Posmična čvrstoća na plohi sloma definirana je Mohr-Coulombovim zakonom čvrstoće, a pretpostavlja se da je posmična čvrstoća na bokovima jednaka nuli. Faktor sigurnosti za ravninski slom računa se uzimanjem u obzir svih sila koje djeluku na kosini (njihovih vertikalnih i horizontalnih komponenti) kao odnos sila otpora klizanju i aktivnih sila, za jediničnu širinu pokosa. Za geometriju danu na slikama 156. i 158. faktor sigurnosti ima izraz:

265

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević FS 

cA  (W cos p  U  V sin p ) tan  W sin p  V cos p

[136]

gdje je c- kohezija, A- površina klizne plohe. Površina klizne plohe i ostale sile uključene u izraz mogu se izračunati iz geometrije pokosa (izvode izraza može se pogledati u Wyllie and Mah, 2004) .

Slika 158 Geometrija ravninskog sloma: a) sa vlačnom pukotinom na čelu klizišta; b) sa vlačnom pukotinom unutar klizne mase (Wyllie and Mah, 2004)

Ukoliko se ustavovi da je pokos potencijalno nestabilan ravninski slom je moguće sanirati ojačanjem sidrima. Odabir odgovarajućeg ojačanja ovisi o geologiji lokacije, veličini potrebne sile ojačanja, dostupnoj opremi za ugrađivanje sidara, pristupu lokaciji, vremenu izgradnje koje je na raspolaganju itd. Potrebno je definirati da li će sidra biti prednapregnuta (skuplja ali i veće nosivosti) ili ne, injektirana u cijeloj dužini itd. (Slika 159.).

266


Slika 159 Ojačanje stijenske mase: a) prednapregnuuta sidra na pomaknutim blokovima; b) sidra injektirana u cijeloj dionici ugrađena prije iskopa kako bi spriječila relaksaciju materijala (TRB, 1996)

Ugradnja prednapregnutog sidra uključuje bušenje bušotine (koja dužinom prelazi kliznu plohu i ulazi u zonu stabilne stijenske mase, Slika 159.a), ugradnju sidra i zatim zatezanje (neprezanje) kablova. Sila u sidru T utječe na normalne i posmične sile koje djeluju na kliznoj ravnini (Slika 160.), a faktor sigurnosti ima izraz: FS 

cA  (W cos p  U  V sin p  T sin( T   p )) tan  W sin p  V cos p  T cos( T   p )

[137]

Gdje je T vlačna sila u sidru pod kutem ψT.

Slika 160 Ojačanje pokosa prednapregnutim sidrom (Wyllie and Mah, 2004)

Injektirana štapna sidra uključuju čelične šipke ugrađene u bušotinu koja prolazi potencijalnu kliznu plohu svojom dužinom, koje se zatim injektiraju cementnom ili žbukom na bazi smola.

267

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Čelik djelije kao kruti klin preko bilo koje ravnine popuštanja u stijenskoj masi. Slika 161. prikazuje rezultete analize injektiranog štapnog sidra koje prolazi kroz ravninu diskontinuiteta, metodom konačnih elemenata. Deformacija sidra događa se u tri faze: elastična faza (kada je premašena kohezija diskontinuiteta, blokovi počinju klizati pri čemu posmična čvrstoća sidra uključuje posmičnu čvrstoću uslijed trenja na diskontinuitetu i elastični odziv čelika, ispune i stijene); faza popuštanja (u slučaju deformacija manjih od 1mm pri instalaciji, gdje je stijena deformabilna, a debljina ispune je barem koliko i radijus šipke, čelik se deformira kako bi se mobilizirala posmična čvrstoća čime se doseže granica popuštanja čelika i ispune); plastična faza (svi materijali popuštaju u ranoj fazi smicanja pri malim posmičnim silama i posmična čvrstoća ojačanog diskontinuiteta ovisi o odnosu posmičnih sila i pomaka plastificiranih materijala).

Slika 161 Ojačanje pokosa injektiranim štapnim sidrom (Wyllie and Mah, 2004)

Klinasti slom Kod klinastog sloma diskontinuiteti imaju različito pružanje u odnosu na lice pokosa, a klizanje se događa na presjeku takve dvije ravnine diskontinuiteta koje formiraju klin. Ovaj tip sloma moguć je u puno širem rasponu geoloških i geometrijskih uvjeta nego ravninski slom, pa predstavlja važnu komponentu u istraživanju stijenskog inženjerstva. Pad linije presjeka

268

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević diskontinuiteta je oko 50-55°, a kut unutarnjeg trenja diskontinuiteta je uobičajeno u rasponu 35-40°, što znači da linija presjeka dva diskontinuiteta ima veći nagib u odnost na kut trenja.

a)

b)

Slika 162 Geometrijski uvjeti klinastog sloma: a)ilustrirani pogled na klinasti slom; b) definicija kuteva pri klinastom slomu (Wyllie and Mah, 2004)

Faktor sigurnosti pri klinastom slomu, s pretpostavkom da otpornost klizanju pruža samo trenje i da je kut unutarnjeg trenja isti za obje ravnine diskontinuiteta dan je izrazom:

FS 

( R A  RB ) tan  W sin i [138]

gdje su RA i RB -normalne reakcije na ravninama diskontinuiteta A i B (Slika 163.)

Slika 163 Sile generirane na plohama diskontinuiteta i vertikalna komponenta težine klina (Wyllie and Mah, 2004)

Ukoliko u analizu stabilnosti uključimo različite parametre čvrstoće dvaju diskontinuiteta i pritisak podzemne vode (slika 164.) dobivamo slijedeći izraz za faktor sigurnosti na liniji presjeka diskontinuiteta na kojoj se događa slom:

269


FS 

  3 (c A x  c BY )  ( A  w X ) tan  A  ( B  w Y ) tan  B rH 2 r 2 r

[139]

Gdje su: cA i cB – kohezije na ravninama diskontinuiteta A i B φA i φB – kutevi unutarnjeg trenja na ravninama diskontinuiteta A i B γr- zapreminska težina stijenske mase γw- zapreminska težina vode H- ukupna visina klina X, Y i B- geometrijski faktori klina (izrazi izvedeni u Wyllie and Mah 2004, str. 159.) Pretpostavka je da je klin nepropustan i da voda prodire na linijama 3 i 4 (Slika 164.a) i teče po licu pokosa duž linija 1 i 2. Na slici 164.b je prikazana rezultirajuća raspodjela pornih pritiska za slučaj velikih oborina i potpune saturacije, gdje se vidi da su najveći pritisci na liniji presjeka dvaju diskontinuiteta (5), a da su nula na linijama 1, 2, 3 i 4. Najveća vrijednost pornog pritiska je na polovici visine (slika 164.b)

a)

b) Slika 164 Analiza stabilnosti klina sa uključenom podzemnom vodom (Wyllie and Mah, 2004)

Rotacijski slom Ravninski i klinasti slom u stijenskoj masi kontrolirani su postojećim ravninama diskontinuiteta u stijenskoj masi. U vrlo trošnoj stijenskoj masi ili stijenskoj masi s gustom mrežom diskontinuiteta moguće je formiranje rotacijskog sloma (slika 165.). Teorija rotacijskog sloma detaljno je razrađena u teoriji mehanike tla (Taylor (1937), Terzaghi (1943), Lambe and

270

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Whitman (1969), Skempton (1948), Bishop (1955), Janbu (1954), Morgenstern and Price (1965), Nonveiller (1965), Peck (1967), Spencer (1967, 1969), Duncan (1996)). Rotacijski, odnosno kružni slom u stijenskoj masi se događa kada je veličina čestica mala u odnosu na veličinu stijenskog pokosa. Oblik klizne plohe je uvjetovan geološkim strukturama i karakteristikama stijenske mase.

a)

b) Slika 165 Oblik tipične klizne plohe pri rotacijskom slomu: a) kružni slom velikog radijusa u homogenom slabom materijalu sa detaljem sila koje djeluju na jednoj lameli; b) ne-kružna klizna ploha u slabom pokrivaču sa jačom stijenom u podlozi(Wyllie and Mah, 2004)

271

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Uobičajeni naziv za kliznu plohu s najmanjim faktorom sigurnosti je „kritična klizna ploha“. Glavni dio analize stabilnosti rotacijskog sloma je rješavanje velikog broja kombinacija centara klizne plohe i njezinih radijusa kako bi se odredila krtična. Uobičajeno se provodi korištenjem metode granične ravnoteže slične opisanoj za ravninski i klinasti slom, gdje se faktor sigurnosti računa kao odnos sila otpora klizanju koje nastoje zadržati kosinu u stanju ravnoteže i aktivnih slila koje nastoje pokrenuti klizno tijelo. To uključuje podjelu koisne na seriju lamela koje su uobičajeno vertikalne ili mogu biti pod nekim kutom koji uvjetuju geološke strukture. U najjednostavnijem slučaju sile koje djeluju na svakoj lameli su: posmična čvrstoća S na bazi lamele kao rezultat posmične čvrstoće stijene s određenim parametrima čvrstoće- kohezijom c i kutem unutarnjeg trenja φ; vlastita težina lamele W; i međulamelarne sile E (koje ovise o kutu ψ i visini od baze lamele h). Iterativnim postupkom se dobiva faktor sigurnosti za određenu kliznu plohu. Kako bi se u analizu uključile i sile toka podzemne vode koje djeluju na kliznu plohu i porni pritisci u vlačnoj pukotini, potrebno je pretpostaviti strujnu mrežu koja dobro opisuje stvarno tečenje u kosini (slika 166.). U većini slučajeva za intaktnu stijenu se pretpostavlja da je gotovo nepropusna, i da se tečenje odvija diskontinuitetima, ali za materijale trošne stijenske mase propusnost je ipak nekoliko puta veća i razvija se određena mreža tečenja iza lica stijenskog pokosa. Na slici 166.a vidi se da su ekvipotencijale paralelne liniji podzemne vode, a strujnice okomite na njih.

a)

b) Slika 166 Definicija tečenja podzemne vode koja se koristi u analizi rotacijskog sloma slabe i vrlo ispucane stijenske mase (Wyllie and Mah, 2004)

272

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Na slici 167. su prikazani različiti modeli tečenja podzemne vode pri rotacijskom slomu kosine, različitim stupnjevima saturacije i odnosima x i H.

Slika 167 Različiti modeli tečenja podzemne vode pri rotacijskom slomu kosine (Wyllie and Mah, 2004)

Slom prevrtanjem Slom prevrtanjem uključuje mehanizam rotacije elementa stijenske mase (stupa ili bloka) oko fiksne baze. Slično kao kod ravninskog i klinastog sloma za nastanak sloma prevrtanjem potrebno je postojanje geoloških struktura koje uvjetuju ovakav tip sloma. Jedan od prvih autora koji su se bavili teorijom klizanja prevrtanjem je Muller (1968) koji je predlagao teoriju rotacije bloka kao faktora koji je utjecao na nastanak klizišta Vajont u Italiji. Tipična je za slom prevrtanjem prisutnost vlačnih pukotina koje se šire prema svom vrhu. Goodman i Bray (1976) su opisali brojne tipove sloma prevrtanjem koji se mogu vidjeti na terenu, pri čemu je važno razlikovati dvije metode analize stabilnosti pri prevrtanju: blokovsko prevrtanje i prevrtanje savijanjem.

273

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Blokovsko prevrtanje (slika 168.) se događa u jakoj stijenskoj masi u kojoj setovi diskontinuiteta formiraju individualne stupove strmog nagiba, a setovi udaljenih vertikalnih diskontinuiteta definiraju njihovu visinu. Tipično se javljaju u uslojenim pješčenjacima i stupčastom bazaltu sa jasno razvijenim setom ortogonalnih diskontinuiteta.

Slika 168 Blokovsko prevrtanje stupova stijenske mase sa udaljenim ortogonalnim diskontinuitetima (Goodman and Bray 1976)

Prevrtanje savijanjem se događa kada se vertikalni setovi diskontinuiteta savijaju kao da se naginju naprijed (slika 169.). Moguće je kombinirano prevrtanje blokova savijanjem kada uz to postoje i brojni poprečni diskontinuiteti koji presijecaju stupove (slika 169.b). Ukoliko dođe do potkopavanja u nožici kosine (ljudska aktivnost, vodeni tokovi, trošenje) mogući su i sekundarni mehanizmi prevrtanja.

a)

b) Slika 169 Česti slučajevi prevrtanja savijanjem: a) u pločastim strukturama strmo nagnutim u lice pokosa; b) prevrtanje blokova savijanjem uzrokovano brojnim poprečnim diskontinuitetima (Goodman and Bray 1976)

274

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Potencijal prevrtanja se može procijeniti iz oblika bloka i odnosa nagiba ravnina diskontinuiteta koji ih formiraju sa ravninom lica pokosa. Osnovni mehanizmi stabilnosti bloka (visine y, širine Δx) na prevrtanje na kosini nagiba ψp prikazani su na slici 170. Blok je stabilan ako je kut unutarnjeg trenja između njegove baze i stijene φp veći od nagiba kosine (njegove baze), a prevrnut će se ako mu težište pada izvan baze, odnosno kada je Δx/y < tanψp.

Slika 170 Kinematički uvjeti za prevrtanje: a) test oblika bloka i nagiba kosine na prevrtanje; b) Smjerovi naprezanja u stijenskoj masi (Wylie and Mah, 2004).

U analizi stabilnosti za slučaj prevrtanja u stijenskoj masi potrebno je odrediti dimenzije i položaj svih blokova, njihovo očekivano ponašanje (grupirati ih prema stabilnosti) kao i kutove trenja na bazama (laboratorijskim analizama). Analiza se provodi tako da se krene od najvišeg bloka u potencijalnom setu za prevrtanje i odredi bočne sile koje su potrebne da bi se spriječilo prevrtanje. Proračun se nastavlja računanjem uzastopnih blokova na isti način. Potrebno je također provjeriti da se klizanje neće dogoditi po bazi bloka. Faktor sigurnosti u analizi stabilnosti na prevrtanje može se definirati kao omjer tangensa postojećeg kuta unutarnjeg trenja i tangensa kuta trenja potrebnog da bi bila zadovoljena stabilnost. FS 

tan  postojećo tan  potrebni

[140]

Kako bi se stabilizirali potencijalno nestabilni blokovi potrebno ih je usidriti u stabilnu stijensku masu zadovoljavajućim sustavima ojačanja. Odroni Odroni (engl. rock fall) predstavljaju odvajanje dijelova stijene uslijed pojave i djelovanja različitih faktora. Izravno su povezani s prisustvom vode, dakle oborinama, procesima smrzavanja-otapanja, topljenjem snijega, otjecanjem, diferencijalnom erozijom, postojanjem izvora i procjeđivanja, ali i korijenjem drveća, raspucalošću odnosno geološkom strukturom stijene, udarima vjetra, raznim vibracijama itd. Odroni su češći u područjima veće seizmičke i tektonske aktivnosti, a učestali su duž Jadranske magistrale i manjih planinskih cestica u zaleđu. U stijenskoj masi najčešće se susreće pojava erozijske nestabilnosti (osipavanje sitnih odlomaka stijene), lokalne nestabilnosti (odroni dijelova stijenske mase - blokova) ili kamene

275

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević lavine (osipavanje fragmenata stijenske mase različite dimenzije velikom brzinom). Odvajanje određenog bloka može uzrokovati sekundarne mehanizme nestabilnosti stijenske mase, pa i nestabilnosti velikih razmjera.

Slika 171 Tipična fotografija odrona na prometnici

Dimenzije odronjenog bloka ovise o prostornom rasporedu diskontinuiteta (o veličini bloka smo govorili u ranijim poglavljima), a mehanizam njihovog kretanja (kosi hitac (engl. falling), odskakivanje (engl. bouncing), klizanje (engl. sliding) ili kotrljanje (engl. rolling)) ovisi o orijentaciji diskontinuiteta. Na mehanizam kretanja bloka utječe topografija terena odnosno geometrija pokosa. Površina tvrde neoštećene stijene, ne usporavaju značajnije brzinu kretanja fragmenata stijene, dok površine prekrivene trošnim materijalom ili šljunkom apsorbiraju znatnu količinu energije udara odronjenog kamena i u nekim slučajevima mogu ga u potpunosti zaustaviti. Za projektiranje zaštite od odrona općenito je potrebno numeričkim analizama (modeliranjem) izračunati putanje potencijalno nestabilnih blokova. Kao mjere sanacije prilikom odrona uobičajeno se koriste uklanjanje odronjenog materijala, postavljanje mreža za zaštitu od odrona iz kojih se akumulirani blokovi naknadno odstranjuju. Mogu se ostaviti šire berme i jarci u usjecima kao prostor za hvatanje kamenja, pokriveni šljunkom ili u prirodnom stanju kako bi apsorbirali što više energije pada. Prostor između jarka i prometnice trebao bi se zaštititi (npr. barijerama) kako odronjeni blok ne bi nakon udara u jarak i odbijanja dosegao kolnik. Obično se koriste u kombinaciji s drugim mjerama zaštite. Često se postavljaju barijere za zaštitu od odrona kao pasivni sustav zaštite kada se očekuju odroni nestabilnih blokova. Barijere su definirane energetskim razredima ovisno o mogućnosti apsorpcije energije udara. Jedna od mogućih mjera zaštite je prskanje mlaznim betonom. Na taj način se zaustavlja i utjecaj daljnjeg trošenja stijenske mase kao i erozije. Veće blokove može se učvrstiti sidrenjem ili ih se može povezati čeličnim sajlama. U planinskim područjima dosta se često mogu vidjeti galerije za zaštitu od odrona iznad željezničkih i cestovnih puteva.

276


9.5.

Riječnik

Armiranje stijenske mase (rock reinforcement)- ugradnja stijenskih sidara ili kablova u stijensku masu kako bi joj se povećala krutost i čvrstoća što će joj omogućiti “samonosivost”. Convergence -generally refers to a shortening of the distance between the floor and roof of an opening, for example, in the bedded sedimentary rocks of the coal measures where the roof sags and the floor heaves. Can also apply to the convergence of the walls toward each other. Dowels or anchor bars generally consist of deformed steel bars which are grouted into the rock. Tensioning is not possible and the load in the dowels is generated bymovements in the rock mass (Hoek, 2003). Forepoling- driving forepoles (pointed boards or steel rods) ahead of the excavation, usually over the last set erected, to furnish temporary overhead protection while installing the next set. Ground-arch- the theoretical stable rock arch that develops some distance back from the surface of the opening and supports the opening (ISRM, 1975). Groutable rock bolts—rock bolts with hollow cores or with tubes adapted to the periphery of the bolts and extending to the bottom of the bolts to facilitate filling the holes surrounding the bolts with grout (ASTM D 653). Klizanje (eng. slide)- kretanje manje ili više koherentne mase po jednoj ili više dobro definiranih kliznih ploha (ploha sloma) (WP/WLI, 1993).. Odronjavanje (eng. fall)- Odvajanje mase sa strmih padina po površini, na kojoj ima malo ili uopće nema smicanja, već dolazi do slobodnog pada materijala, prevrtanja ili kotrljanja (WP/WLI, 1993). Podupiranje stijene (rock support) - postavljanje elemenata konstrukcije na konturi iskopa koji će spriječiti (ograničiti) pomake stijenske mase u iskop (betonska obloga, čelični lukovi i drugi tipovi konstrukcija u tunelogradnji). Prevrtanje (eng. topple)- rotacija (prema naprijed) odvojene mase oko osi koja se nalazi u njezinoj bazi ili u blizini baze; ponekad može biti izraženo kao još međusobno prislonjeni odvojeni blokovi. Prevrtanje može prethoditi ili slijediti nakon odronjavanja ili klizanja (WP/WLI, 1993). Primary lining- the lining first placed inside a tunnel or shaft, usually used to support the excavation. The primary lining may be of wood or steel sets with steel or wood lagging or rock bolts and shotcrete (ISRM, 1975).

277

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Razmicanje ili širenje (eng. spread)- glavni način kretanja je bočno razmicanje blokova uslijed kojega nastaju smičuće ili tenzijske pukotine (WP/WLI, 1993). Rock anchor- a steel rod or cable installed in a hole in rock; in principle same as rock bolt, but generally used for rods longer than about four meters (ISRM, 1975). Rock bolt- a steel rod placed in a hole drilled in rock used to tie the rock together. One end of the rod is firmly anchored in the hole by means of a mechanical device and/or grout, and the threaded projecting end is equipped with a nut and plate which bears against the rock surface. The rod can be pretensioned (ISRM, 1975). Rockbolts generally consist of plain steel rods with a mechanical anchor at one end and a face plate and nut at the other. They are always tensioned after installation (Hoek, 2003). Secondary lining-the second-placed, or permanent, structural lining of a tunnel which may be of concrete, steel or masonry (ISRM, 1975). Support- structure or structural feature built into an underground opening for maintaining its stability (ISRM, 1975). Tečenje (eng. flow)- Raznovrsna kretanja sa znatnim varijacijama brzine I sadržaja vode, a iskazuje se kao prostorno kontinuirana deformacija. Tečenje često počinje kao klizanje, odronjavanje ili kao prevrtanje na strmim padinama, pri čemu dolazi do brzog gubitka kohezije pokrenutog materijala (WP/WLI, 1993).. Yielding arch- type of support of arch shape the joints of which deform plastically beyond a certain critical load, i.e., continue to deform without increasing their resistance (ISRM, 1975).

278


Literatura Arbanas Ž., (2002) Utjecaj štapnih sidara na ponašanje stijenske mase pri izvedbi visokih zasjeka, Magistarski rad, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 206 p. Arbanas Ž. (2004) Predviđanje ponašanja ojačane stijenske mase analizama rezultata mjerenja izvedenih građevina, Doktorski rad, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 272p. Aydan O., Ichikawa Y, Kawamoto T. (1985) Load Bearing Capacity and Stress Distribution in/along Rockbolts with Elastic Behaviour of Interface, Proc. 5th Int. Conf. Numerical Methods in Geomechanics, Nagoja, Japan, pp. 1281-1292. Bishop, A. W. (1955) The use of the slip circle in the stability analysis of earth slopes. Geotechnique, 5, 7–17. Coates D.F. (1977) Pit Slope Manual, Chapter 5, Design, Canada Center for Mineral and Energy Technology, CANMET Report 77-5, 126 p. Cruden DM (1991) A Simple Definition of a Landslide. Bulletin of the International Association of Engineering Geology, 43: 27-29. Duncan, J. M. (1996) Landslides: Investigation and Mitigation, Transportation Research Board, Special Report 247, Washington, DC, Ch. 13, Soil Slope Stability Analysis, pp. 337–71. Farmer I.W. (1975) Stress Distribution along a Resin Grouted Rock Anchor, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 12, pp. 347-351. Goodman, R. E. and Bray, J. (1976) Toppling of rock slopes. ASCE, Proc. Specialty Conf. on Rock Eng. for Foundations and Slopes, Boulder, CO, 2, 201–34. Hobst L., Zajic L. (1977) Anchoring in Rock, Developments in Geotechnical Engineering, Vol. 13, Amsterdam: Elsevier Scientific Publishing Co., 390 p. Hoek E. (2000) Rock Engineering, A Course Notes, http://www.rocscience.com, 313 p. Hoek E., Brown E.T. (1980) Underground Excavations in Rock, Istitution of Mining and Metallurgy, London. Hutchinson JN (1968) Mass movement, Fairbridge RW (ed.), Encyclopedia of Geomorphology. Reinhold Publishers, New York, 688-695.

279

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Hyett A.J., Bawden W.F., MacSporranG.R., Mossavi M. (1995) A Constitutive Law for Bond Failure of Fully-Grouted Cable Bolts Using Modified Hoek Cell, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 32, No. 1, pp. 11-36. Indraratna B., Kaiser P.K., (1990) Analytical Model for The Design of Grouted Rock Bolts, Int. Jour. for Num. and Analyt. Meth. in Geomechanics, Vol. 14, pp. 227-251. Janbu, N. (1954) Application of composite slide circles for stability analysis. Proc. European Conference on Stability of Earth Slopes. Stockholm, 3, pp. 43–9. Lambe, W. T., Whitman, R. V. (1969). Soil Mechanics. Wiley, New York. Lee C., Stillborg B., (1999) Analiytical Model for Rock Bolts, Int. Jour. Rock. Mech. & Minning Sci., Vol. 36, pp. 1013-1029.McNiven, H.D., Ewoldsen, H.M., (1969), Rockbolting of Tunnels for Structural Support – in two Parts, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci., Vol. 6, pp. 465-497. Morgenstern, N. R. and Price, V. E. (1965) The analysis of the stability of general slide surfaces. Geotechnique. 15, 79–93. Muller, L. (1968) New considerations of the Vaiont slide. Felsmechanik und engenieurgeologie, 6 (1), 1–91. Nonveiller, E. (1965) The stability analysis of slopes with a slide surface of general shape. Proc. 6th Int. Conf. Soil Mech. Foundation Engng. Montreal. 2, pp. 522. Orr T.L.L., Farrell E. R. (1999) Geotechnical Design to Eurocode 7, Springer-Verlag London Limited, 166 p. Papanastassopulou-Tasatsanifou F. (1983) Investigation of Effect of Rock Bolts on Stress Distibution around Underground Excavation, Proc. Int. Symp. on Rock Bolting, pp. 55-63. Peck, R. B. (1967) Stability of natural slopes. Proc. ASCE, 93 (SM 4), pp. 403–17. Romana M. (1993) A Geomechanical Classification for Slopes: Slope Mass Rating, In: J.A. Hudson ed. Comprehensive Rock Engineering, Vol. 3, Oxford: Pergamon Press, pp. 576-598. Selby MJ (1993) Hillslope Material and Processes, Oxford: Oxford University Press. Skempton, A. W. (1948) The φ = 0 analysis for stability and its theoretical basis. Proc. 2nd Int. Conf. Soil Mech. Foundation Engng, Rotterdam, Vol. 1, pp. 72.

280

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Spencer, E. (1967) A method of analysis of the stability of embankments assuming parallel inter-slice forces. Geotechnique, 17, 11–26. Spencer, E. (1969) Circular and logarithmic spiral slide surfaces. J. Soil Mech. Foundation Div. ASCE. 95(SM 1), 227–234. Stillborg B. (1994) Professional Users Handbook for Rock Bolting, Trans Tech Publications, Series on Rock and Soil Mechanics, Vol. 18, 2nd Edn., Clausthal-Zellerfeld, 164 p. Taylor, D. W. (1937) Stability of Earth Slopes. J. Boston Soc. Civil Engineers, 24, 197 pages. Terzaghi, K. (1943) Theoretical Soil Mechanics. John Wiley, New York. Transportation Research Board (TRB) (1996) Landslides, Investigation and Mitigation. National Research Council, Special Report 247, Ch. 1, Washington DC, 673 pp. Thompson A.G. (1992) Tensioning Reinforcing Cables, Rock Support (Kaiser and MC Creath, Eds.), Proceeding Int. Symp. on Rock Support, Sudbury, Rotterdam: A.A. Balkema, pp. 285291. Thompson A.G., Finn D.J., (1999) Performance of Grouted Split Tube Rock Bolt Systems, Proceeding Int. Symp. on Rock Support, Kalgoorlie, http://www.roctec.com.au/papers.html . Varnes DJ (1978) Slope movements: types and processes, Landslide analysis and control, Schuster RL, Krizek RJ (eds.), National Academy of Sciences, Transportation Research Board Special Report 176, Washington, 11-33. Vrkljan I (2013) Skripta Inženjerska mehanika stijena, Građevinski fakultet, Rijeka. Wyllie D.C., Mah C.W.(2004) Rock slope engineering in civil and mining, 4th edition, The Institute of Mining and Metallurgy and E. Hoek and J. W. Bray, Spoon Press, New York, p. 431. Windsor C.R. (1996) Rock Reinforcement Systems, 1996 Schlumberger Award – Special Lecture, Proceeding of EUROCK ’96, Special Papers Volume, Torino, Italy, http://www.roctec.com.au/papers.html. Windsor C.R. (1998) Structural Design of Shotcrete Linings, Proc. 1998 Aust. Shotcrete Conf., IBC Conferences: Sydney, pp. 1-34, http://www.roctec.com.au/papers.html . Windsor C.R., Thompson A.G. (1992) Reinforcement Design for Jointed Rock Masses, Proceeding 33rd US Symp. on Rock Mech., Santa Fe, Rock Mechanics, (Tillerson and Wawersik Eds.) Rotterdam: A. A. Balkema, pp. 521-530.

281

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Windsor C.R., Thompson A.G. (1999) The Design of Shotcrete Linings for Exavations Created by Drill and Blast Methods, Proceeding Int. Symp. on Rock Support, Kalgoorlie, http://www.roctec.com.au/papers.html . WP/WLI (INTERNATIONAL GEOTECHNICAL SOCIETIES' UNESCO WORKING PARTY ON WORLD LANDSLIDE INVENTORY) (1993): Multilingual landslide glossary. The Canadian Geotechnical Society, BiTech Publisher Ltd., Richmond, Canada. Yazici S., Kaiser P.K. (1992) Bond Strength of Grouted Cable Bolt, Int Jour. of Rock Mechanics & Geomechanical Abstracts, Vol. 29, No. 3, pp. 279-292.

Europske norme: ENV 1991-1 :1994, Basis of Design and Actions on Structures ENV 1997-1 :1994, Geotechnical Design, Part 1: General Rules ENV 1997-2, 1999, Geotechnical Design, Part 2: Geotechnical design assisted by laboratory testing ENV 1997-3, 1999, Geotechnical Design, Part 3: Geotechnical design assisted by field testing

282


10 Monitoring geotehničkih građevina u stijenskoj masi Osnovna svojstva stijenske mase nije moguće direktno mjeriti zbog ograničavajućih faktora mjerila (engl. scale efects), vremena i novca. Međutim, ako dovoljno pažljivo promatramo, razvijamo koncepcijske modele, radimo povratne analize, utvrđujemo okvire i klasifikacijske sustave i poboljšavamo ih tijekom dovoljno dugog perioda, možemo se nadati da ćemo moći utvrditi ova svojstva stijenske mase dovoljno točno za potrebe projektiranja (Ladanyi, 1982).

10.1.

Metoda opažanja u geotehničkom projektiranju

Uobičajeni pristup projektiranju je dobro poznat, a podrazumijeva završen projekt prije početka izgradnje. Tradicionalni geotehnički projekti su izrađeni na osnovi jednog potpuno razvijenog, jasnog proračuna bez namjere da se on mijenja tijekom izgradnje. Kako bi se postigla tražena sigurnost u konvencionalnom pristupu projektiranju, konzervativno se koriste najnepovoljniji uvjeti koji se mogu pojaviti u tlu ili stijeni. Dimenzioniranjem objekta na temelju najlošijih parametara, se dolazi do ekonomski najnepovoljnije varijante. U slučaju ovakvog pristupa, mjerenja na terenu ukoliko su predviđena projektom služe samo kao provjera da se konstrukcija ponaša u predviđenim i dozvoljenim okvirima. Ukoliko se dogode nedozvoljeni pomaci i deformacije nastupa izvanredna situacija koja nije predviđena projektnim rješenjem. Ova metoda se može opisati procesom nauči- pa – napreduj (Szavits Nossan i dr., 2006). Noviji i manje korišten pristup u projektiranju je Metoda opažanja koju je u praksu prvi uveo Terzaghi (Terzaghi i Peck, 1967). U ovom pristupu izgradnja počinje s projektom temeljenim na pretpostavkama o optimističnijim uvjetima u tlu od onih korištenih u konzervativnom klasičnom pristupu, ali uz uvjet da se predvide mjere kojima će se pouzdano utvrditi razlike između stvarnog ponašanja konstrukcije i tla od onog predviđenog inicijalnim projektnim rješenjem, te mjere koje će se poduzeti ako ponašanje konstrukcije izađe iz predviđenih okvira. Dakle, projektiranje se nastavlja tijekom izgradnje. Projekt se prilagođava stvarnom stanju na terenu na temelju opažanja i podataka iz mjernih uređaja. Ovdje je prigodna fraza: uči – kako- napreduješ (Szavits Nossan i dr., 2006). Eurokod 7 (BSI, 2004) omogućuje primjenu Metode opažanja kao pristup projektiranju kroz odredbe u članku 2.7. Inovacije koje Metoda opažanja unosi u proces projektiranja su mnogobrojne (Powderham, 2002): Jača povezanost projektiranja i izgradnje

283

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Povećava sigurnost tijekom izgradnje Poboljšava razumijevanje interakcije tlo/konstrukcija Napredak u upotrebi i izvođenju mjerenja Veća kvaliteta anamneze podataka Veća motivacija i timski rad Izvor neizvjesnosti nekog parametra u geotehnici proizlazi iz slučajne (prirodne) varijabilnosti svojstava tla i stijene, ili izviru iz nepoznavanja ili nedovoljnog poznavanja svojstava tla ili prilika u tlu/stijeni. Peck je u svom poznatom Rankine predavanju postavio dva pristupa Metodi opažanja (Patel, 2005): (1)

„Ab initio“ (Peck, 1969) – od početka

(2)

„Best Way Out“ – neočekivani problemi u gradnji (slika 172.)

Pristup „best way out“ se koristi kada vrijednosti dobivene monitoringom premašuju predviđene vrijednosti, ali prije nego dođe do neočekivane situacije koja zahtjeva hitnu intervenciju. To bi pokrenulo „Initial Recovery Decision Making” situaciju opisanu na slici 172. U svakom slučaju došlo bi do zaustavljanja radova i/ili uvođenja interventnih mjera kako bi se osigurala sigurnost zaposlenika na lokaciji i šire, dok se ne osiguraju uvjeti za siguran nastavak gradnje. Ova procjena je kvalitativne, a ne kvantitativne prirode, a odluke bi se u ovoj fazi trebale donositi vrlo brzo. Kada se osigura sigurnost lokacije, projektni tim se može posvetiti poboljšanju projekta kako bi se postigli potpuno sigurni uvjeti, što znači provođenje revizije projekta (“Design Review Process”, slika 172.), povratnim analizama stvarnih uvjeta i usporedbom s inicijalnim projektnim rješenjem. Ovaj postupak se može raščlaniti u 4 faze (RADO) (Patel, 2005): Faza R- data collection and review - prikupljanje svih dostupnih podataka, kako bi se definiralo ponašanje konstrukcije u korist povratnih analiza. Poseban naglasak je na razumijevanju stvarnih uvjeta i ponašanja tla i konstrukcije. Podaci bi trebali sadržavati: stratigrafiju tla, podatke o građevini, slijed događaja, podatke monitoringa koji vode ka neočekivanoj situaciji Faza A: Backanalysis – zadatak projektanta je povećati faktor u proračunu. Postupak povratne analize uključuje: utvrđivanje najizvjesnijih parametara, razvoj zadovoljavajućeg modela korištenjem tih parametara, usporedba rezultata s mjerenjima na terenu, reviziju

284

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević parametara ukoliko nije postignuto slaganje tih rezultata i na kraju nastavak proračuna kada se rezultati poklope Faza D – Verify/modified design – postupak uključuje predviđanje budućeg ponašanja korištenjem realnog modela i parametara dobivenih povratnim analizama Faza O: Output plans and triggers – ukoliko će se koristiti pristup „best way out“ s metodom se moraju složiti investitori, a moraju se postaviti i daljnji plan opažanja i granične vrijednosti.

Slika 172 Best way out“ okvir (Patel, 2005)

285

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević U istom predavanju definirao je osam nužnih postavki Metode opažanja Peck (1969): (1) Istražni radovi dovoljni barem za utvrđivanje opće prirode i svojstava tla, ali ne nužno detaljni, (2) Procjena najvjerojatnijih prilika u tlu kao i mogućih najnepovoljnijih odstupanja od tih prilika, (3)

Izrada projekta temeljena na radnoj hipotezi o najvjerojatnijim prilikama u tlu,

(4) Izbor veličina koje će se opažati tijekom izvođenja te njihov proračun na temelju radne hipoteze, (5)

Proračun tih veličina za najnepovoljnije prilike u tlu,

(6) Prethodni izbor akcija ili promjena u projektu za svako predvidivo znatnije odstupanje opaženih od predviđenih veličina utvrđenih temeljem radne hipoteze, (7)

Mjerenje veličina kojima će se opažati i vrednovati stvarno stanje i

(8)

Mijenjanje projekta radi prilagodbe stvarnom stanju.

Od navedenih postavki metode najviše problema izazvala je postavka pod brojem 3, koja govori o izradi inicijalnog projekta temeljenog na hipotezi da će se u tlu uz relativno veliku vjerojatnost od 0.5, naići na nepovoljnije prilike od onih koje su pretpostavljene inicijalnim projektom. Drugim riječima vjerojatnost da će biti potrebne korekcije radi prilagođavanja projekta stvarnom stanju je 0.5, a povećanje troškova i produljenje roka gradnje nije niti jednom sudioniku poželjan događaj. Ono što Peck također naglašava je da se puna vrijednost metode ne može postići ako projektant nije potpuno uključen u svoj problem te ukoliko nema ovlasti da djeluje brzo i učinkovito.

10.2.

Eurocode 7 i metoda opažanja

Eurokod 7 (BSI 2004) omogućuje primjenu Metode opažanja kao pristup projektiranju kroz slijedeće odredbe u članku 2.7: (1) Kada je predviđanje geotehničkog ponašanja konstrukcije otežano, moguće je primijeniti pristup poznat kao „Metoda opažanja“ u kojem se projekt može mijenjati tijekom izvođenja. (2) Slijedeći uvjeti moraju biti zadovoljeni prije započinjanja izvođenja:

286

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević -

moraju se utvrditi prihvatljive granice ponašanja;

treba procijeniti raspon mogućeg ponašanja te treba pokazati da postoji prihvatljiva vjerojatnost da će stvarno ponašanje biti unutar prihvatljivih granica; mora se izraditi plan opažanja koji će pokazati da li se stvarno ponašanje kreće u okvirima prihvatljivih granica; opažanje mora omogućiti da se to utvrdi u dovoljno ranoj fazi i u dovoljno kratkim intervalima kako bi se omogućila pravodobna primjena korektivnih mjera; vrijeme odgovora instrumenata i postupaka analize rezultata mora biti dovoljno kratko u odnosu na moguću evoluciju sustava; mora se uspostaviti plan korektivnih mjera koje će se primijeniti ako opažanja upućuju na ponašanje izvan prihvatljivih granica. (3) Tijekom izvođenja plan opažanja treba provesti u potpunosti. (4) Rezultate opažanja treba ocjenjivati u prikladnim fazama, a planirane korektivne mjere treba provesti ako su granice ponašanja prekoračene. (5) Instrumenti za opažanja treba zamijeniti ili proširiti ako prestanu davati pouzdane podatke ili ih daju u premalom opsegu. Točka (1) članaka 2.7 Eurokoda izričito navodi da je Metoda opažanja mogući pristup projektiranju kad se projektant suoči s epistemnom neizvjesnošću. Međutim, kao što naglašavaju Frank i dr. (2004), otvoreno ostaje pitanje sigurnosti koje treba ugraditi u projektno rješenje. Ako se slijedi duh Eurokoda, treba potražiti takvo projektno rješenje koje će u svakom trenutku osiguravati barem jednaku razinu rizika kao i konvencionalni projekt na početku izvođenja (prije nego što pristignu prva opažanja o ponašanju konstrukcije tijekom izvođenja). Nadalje treba naglasiti da neki autori savjetuju da se Metoda opažanja ne koristi kad se slom može dogoditi bez prethodne najave kao što je slučaj s krtim sustavom konstrukcija-tlo (Szavits Nossan i dr. 2006). EC 7 također zahtijeva provjeru graničnog stanja uporabivosti (SLS), koje je manje važno, ali ipak vrlo nepoželjno i zahtijevalo bi intervencije i popravke. U prethodno određenim projektima, proračuni ovih graničnih stanja koriste „karakteristične vrijednosti“. U Metodi opažanja, prihvatljiva granice ponašanja je granično stanje uporabivosti koje je proračunato s najizvjesnijim i karakterističnim parametrima i uvjetima u tlu. Metoda opažanja koristi sustav semafora sa zelenom, žutom i crvenom zonom reakcije: • Zeleno – nastavak gradnje

287

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • Žuto – nastavak uz oprez i priprema za nepredviđene situacije, povećanje stupnja monitoringa • Crveno – prekid gradnje, sve moguće radnje za usporavanje pokreta, primjena mjera za nepredviđene situacije One su povezane s najizvjesnijim (granica zeleno-žuto) i karakterističnim vrijednostima (granica žuto-crveno). Na slikama 173. i 174., koje predstavljaju pristup Metode opažanja za projekte potpornih zidova mogu se vidjeti te granice. Na slici 174. se može vidjeti da su mjerene vrijednosti pokreta puno ispod najizvjesnijih uvjeta.

Slika 173 Idealna predviđanja EC7 u odnosu na mjerene vrijednosti (Nicholson i dr., 1999)

Slika 174 Primjer graničnih vrijednosti za potporni zid (Patel, 2005)

288

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević S obzirom na granično stanje nosivosti, EC7 utvrđuje tri serije parcijalnih faktora koji se primjenjuju na karakteristične vrijednosti, za proračun ULS-a. Vrijednosti graničnog stanja nosivosti su slične najnepovoljnijim uvjetima. Proračunske vrijednosti za proračune ULS-a su odabrane tako da vjerojatnost sloma bude prihvatljivo mala. Namjera Metode opažanja je isključiti nesigurnosti iz uvjeta koji vladaju u tlu, a ne smanjiti faktor sigurnosti prilikom utvrđivanja uvjeta graničnog stanja nosivosti u proračunu.

10.3.

Nesigurnosti vezane uz mjerenje

Mjerenja se ne mogu provesti apsolutno točno, te je pogrešku mjerenja potrebno svesti na najmanju moguću mjeru, i sa što većom sigurnošću utvrditi njezin iznos. Pogreška (engl. error) je odstupanje između mjerene vrijednosti i stvarne vrijednosti. Prema Dunnicliffu (1993) postoji niz izvora pogrešaka. Sistematske (engl. systematic errors) ili pogreške koje se mogu odrediti, prepoznati i otkloniti su na primjer neispravno baždarenje mjerne opreme, nelinearnost i slično. Slučajne pogreške, engl. gross errors (nemar, umor, neiskusnost, pogreške u očitanju, ) ne mogu se prepoznati i ne mogu se odrediti, ali ih je moguće izbjeći koristeći dva mjeritelja, više očitanja istog rezultata, uspoređivanjem dobivenog rezultata s prethodnim, inzistiranjem na usavršavanju i vježbi i slično. Analiza slučajnih pogrešaka spada u područje teorije pogrešaka, matematičke statistike i teorije vjerojatnosti. Postoje još i pogreške u slaganju (engl. conformance errors) zbog lošeg odabira mjerene opreme i njezinih ograničenja, okolišne pogreške (engl. environmental errors) zbog utjecaja temperature, vlage, vibracija, pritiska, korozije i drugog, pogreške u opažanju (engl. observational errors) zbog korištenja različitih metoda od različitih mjeritelja te pogreške uzorkovanja (engl. sampling errors) zbog svojstvene raznolikosti geologije materijala tla. Idealno mjerni instrument ne bi smio mijenjati vrijednost parametra koji se mjeri. Slaganje (engl. conformance) je neizbježno za veliku točnost. Točnost (engl. accuracy) bliskost izmjerne vrijednosti s pravom vrijednosti parametra koji se mjeri. Sinonim točnosti je stupanj ispravnosti (engl. degree of corectness). Točnost mjerne opreme se procjenjuje tijekom baždarenja, a uobičajeno se izražava kao ± vrijednost (broj). Na primjer, točnost od ±1mm znači da je izmjerena vrijednost unutar ±1mm od prave vrijednosti. Preciznost (engl. precision) je bliskost sličnih mjerenja s aritmetičkom sredinom i također je izražena kao ± vrijednost. Osjetljivost (engl. sensitivity) mjerne opreme je odgovor instrumenta na unesenu veličinu. Velika osjetljivost ne znači i veliku točnost ili preciznost (Dunnicliff, 1993). Interval koji je pokriven jednim dijelom cjelokupne raspodjele pogrešaka, i to sa specificiranom sigurnošću, naziva se interval tolerancije, a krajnje točke tog intervala granice tolerancije ili tolerancija. Kod mjernih instrumenata obično se tolerancija odnosi na cijelo mjerno područje, a ne na stvarnu trenutno izmjerenu vrijednost ulaznog signala. Maksimalni razmak odstupanja pokazivanja instrumenta od stvarnih vrijednosti ulaznog signala zove se histereza (engl.

289

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević hysteresis). Šum (engl. noise) je termin koji pokriva uobičajene razlike u mjerenju zbog vanjskih faktora koji smanjuju preciznost i točnost.

10.4.

Sustavi monitoringa

Sustavi monitoringa se razlikuju ovisno o vrsti projekta konstrukcije u kojem se primjenjuju. Tipičan inženjerski projektni zadatak započinje definiranjem konstrukcije i pripreme serije logičnih koraka koje vode do krajnjeg rezultata. Sustavno planiranje monitoringa zahtjeva poseban trud inženjera, njihov timski rad i stručnost u korištenju geotehničke opreme koja je u cijelom postupku samo alat (Dunnicliff, 1993). Ukoliko inženjer nije upoznat s projektom, definiranje uvjeta projekta predstavlja prvi korak u sustavnom planiranju programa monitoringa i uključuje: vrstu projekta, inženjerske karakteristike slojeva materijala tla, uvjete podzemne vode, stanje obližnjih građevina, uvjete okoliša i planirani način gradnje. Potrebno je predvidjeti osnovne mehanizme ponašanja materijala tla/stijene. Hipoteza se mora temeljiti na razumijevanju i poznavanju uvjeta projekta i uvjeta koji vladaju u tlu/stijeni. Osim toga potrebno je definirati pitanja na koja će sustav mjerenja dati odgovore, dakle njihovu svrhu. Ako ne postoji pitanje, nije potreban niti mjerni uređaj (Dunnicliff, 1993). Važno je znati koje parametre mjeriti i koji od njih su najvažniji, kao i predvidjeti rezultate mjerenja kako bi se odbrala potrebna osjetljivost i točnost mjernih uređaja (prema najvećoj očekivanoj vrijednosti). Očitanje mjerne opreme je korisno jedino ako se oprema ispravno kalibrira. Kalibriranje se sastoji od primjene ispravnih pritisaka, opterećenja, pomaka ili temperature na uređaj, pod kontroliranim okolišnim uvjetima. Baždarenje opreme se uobičajeno zahtjeva u tri faze: u tvornici prije slanja korisniku, pri primanju instrumenta i tijekom vijeka korištenja (Dunnicliff, 1993). Mjerna oprema koja posjeduje iznimnu točnost može biti nepouzdana ukoliko se previdi samo jedan važan, a naizgled malen zahtjev tijekom ugradnje (Peck i Dunnicliff, 1993). Pri odabiru mjerne opreme, najvažniji kriterij je pouzdanost (dobra preporuka, uspješno korištenje u prošlosti). Odabir lokacija na koje će mjerna oprema biti ugrađena se mora provesti uzevši u obzir predviđeno ponašanje tla i konstrukcije, te mora biti kompatibilan s metodom analize koja će se koristiti u interpretaciji rezultata. Najprije se utvrđuju područja primarnog značaja, kao što su strukturno slabe zone, najopterećenija područja, područja s visokom razinom podzemne vode. Drugi korak je odabir reprezentativnih područja (karakteristični poprečni profili). Treći korak je ugradnja uređaja na sekundarne pozicije iz razloga što karakteristični profili možda nisu ispravno odabrani (Dunnicliff, 1993). Potrebno je zabilježiti sve činjenice koje mogu utjecati na rezultate mjerenja, te sve promjene u gradnji i neobična ponašanja tla ili konstrukcije (vizualno): utjecaj temperature, padalina, sunca, sjene, geoloških uvjeta i slično. Korisnik opreme mora znati da li oprema ispravno funkcionira. U kritičnim situacijama moguće je koristiti dvostruka mjerenja (engl. backup system). Svaki mjerni uređaj mora biti numeriran i uveden na popis uređaja, a ukoliko se ne nalazi na popisu planirane opreme, mora se izbrisati. U ovoj je fazi potrebno imati riješen način

290

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević financiranja i sva potrebna sredstva za provedbu plana opažanja. Ne smije se podcijeniti niti priprema plana prikupljanja, obrade, prezentiranja i interpretacije podataka.

Mjerenje pomaka unutar stijenske mase Za mjerenje pomaka unutar stijenske mase koriste se: • inklinometri • ekstenzometri Inklinometri Inklinometar (inclinometer, slope inclinometer, probe inclinometer, slope indicator) je uređaj koji mjeri deformacije okomite na os cijevi kroz koju prolazi mjerna sonda. Uređaj sadrži senzor koji mjeri otklon njegove osi od vertikale. Inklinometarska cijev se ugrađuje u bušotinu, a prostor između cijevi i stijene se injektira cementno-bentonitnom injekcijskom smjesom. Uobičajena primjena na monitoringu klizišta (slika 175.) prema Dunnicliff-u uključuje slijedeće korake: 1. utvrđivanje područja klizne plohe (slika 175.) 2. opažanje veličine i brzine horizontalnih pomaka nasutih brana, nasipa od mekog tla, otvorenih iskopa tunela 3. opažanje deformacija pregrada, pilota ili potpornih zidova.

Slika 175 Shema inklinometarskog opažanja na kosini (Vrkljan, 2013)

Većina inklinometara ima četiri glavne komponente (Dunnicliff, 1993):

291

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 1. Trajno ugrađena plastična, aluminijska, čelična ili vodilica od staklene vune. Kada se zahtijevaju mjerenja horizontalne deformacije vodilice se ugrađuje u vertikalnom poravnanju. Vodilice obično na sebi imaju žljebove za sondu. 2. Prijenosna sonda koja ima gravitacijski senzorski pretvornik 3. Prijenosnu izlaznu jedinicu za napajanje i indikaciju nagiba sonde. 4. Razvrstani električni kabel koji povezuje sondu i izlaznu jedinicu (slika 176.).

a)

b) ……………………………………..………..c)

Slika 176 Kabel za spuštanje sonde u bušotinu (a); inklinometarska sonda (b); inklinometarska cijev

Inklinometrima se mjeri horizontalni pomak rada inklinometra, a on bilježi nagib. Princip dobivanja pomaka iz izmjerenog nagiba prikazan je na slici 177. (sinus funkcija iz pravokutnog trokuta). Računa se kateta nasuprot kuta nagiba inklinometra (označenog sa θ). Traženi pomak jednak je sin θ x hipotenuza. Kut nagiba θ je izmjeren inklinometrom, a hipotenuza je mjerni interval. Kateta nasuprot kuta nagiba koja se traži naziva se devijacija (engl. deviation) (na slici 177. su to vrijednosti d1, d1+d2 itd.).

292


Slika 177 Princip dobivanja pomaka iz nagiba inklinometra

Vertikalni ekstenzometri Vertikalni ekstenzometri uvijek mjere promjenu razmaka dviju točaka u pravcu bušotine, a inklinometri mjere pomake normalne na os cijevi kroz koju prolaze. Samo ime (ekstenzometar) upućuje da su namijenjeni prvenstveno za mjerenje povećanja razmaka dviju točaka (engl. extension). Naziv ekstenzometar potiče iz vremena kada su se oni koristili isključivo za mjerenja pomaka unutar građevina gdje se stvarno mogu izmjeriti samo izduženja. Međutim, ekstenzometrom se mogu zabilježiti i skraćenja. Prema konstrukciji i principu mjerenja, razlikuju se: • štapni ekstenzometri (engl. rod extensometers), • žičani ekstenzometri (engl. wire extensometers), • ekstenzometri kod kojih se koristi prenosiva mjerna sonda za mjerenje razmaka fiksnih točaka (engl. probe extensometers). Bez obzira o kom se tipu vertikalnog ekstenzometra radi, mjerenja se uvijek izvode u cijevima koje u ugrađene u prethodno izbušenu bušotinu. Prostor između cijevi i stijenske mase se injektira cementno-bentonitnom injekcijskom smjesom, odgovarajuće konzistencije i čvrstoće

293

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević nakon stvrdnjavanja. Ekstenzometarska mjerenja (izuzev jednostrukog ekstenzometra) pripadaju skupini tzv. linijskih mjerenja (engl. linewise measurement). Točkasta mjerenja (engl. pointwise measurement) dobiju se upotrebom jednostrukog ekstenzometra. Štapni ekstenzometar (engl. rod extensometer) se sastoji od jedne ili više ekstenzometarskih šipki i isto toliko mjerila pomaka. Jedan kraj ekstenzometarske šipke fiksira se u bušotini na željenoj dubini, a drugi kraj je na ušću bušotine. Svaki pomak točke u kojoj je šipka fiksirana prenijet će se na ušće bušotine. Ako izmjerimo pomak kraja šipke u odnosu na ušće bušotine izmjerilo smo zapravo pomak fiksne točke u odnosu na ušće bušotine. Šipke se obično umeću u PVC cijevi koje ih štite od eventualnog zarušavanja bušotine. Princip rada jednostrukog ekstenzometara prikazuju slika 178.a trostrukog slika 178.b. Jasno je da ekstenzometri mogu biti i dvostruki, četverostruki itd.

a)

b)

Slika 178 Princip rada ekstenzometra: a) jednostrukog; b) dvostrukog (Vrkljan, 2013)

Klizni deformetar (probe extensometer) Radi na principu mjerenja promjene razmaka fiksnih točaka u cijevi koja je ugrađena u stijensku masu (tlo). Ovim načinom mjerenja dobije se slika o deformacijama tla na mjernoj bazi koja odgovara razmaku fiksnih točaka (obično 1 m). Cijev u kojoj će se vršiti mjerenja sastoji se od segmenata duljine 1 m i spojeva. Spojevi su posebne konstrukcije i oni predstavljaju ujedno i mjernu točku. Spojevi i cijev imaju teleskopsku vezu kako bi se cijev prilagodila pomacima u tlu.

294

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Nakon što se formira potrebna duljina, cijev se ugrađuje u bušotinu. Prostor između cijevi i tla se injektira cementno bentonitnom suspenzijom. Mjerna sonda spušta se u bušotinu na metalnim šipkama izmjeri razmak između dva susjedna spoja (engl. meassuring marks). Slična sonda, ali puno preciznija, komercijalno se naziva sliding micrometar. (mjerno područje = 10 mm; osjetljivost uređaja izražena preko deformacije: 1*10-6. Kombinacijom deformetra i inklinometra u jednoj sondi dobiven je uređaj koji se komercijalno zove trivec sonda

Slika 179 Princip mjerenja kliznim deformetrom (Vrkljan, 2013)

295


Slika 180 Princip rada kliznog deformetra (prospekt tvrtke Solexperts), iz Vrkljan (2013)

Cijev u kojoj će se vršiti mjerenja sastoji se od segmenata duljine 1 m i spojeva. Spojevi su posebne konstrukcije i oni predstavljaju ujedno i mjernu točku. Spojevi i cijev imaju teleskopsku vezu kako bi se cijev prilagodila pomacima u tlu. Nakon što se formira potrebna duljina, cijev se ugrađuje u bušotinu. Prostor između cijevi i tla se injektira cementno bentonitnom suspenzijom. Mjerna sonda spušta se u bušotinu na metalnim šipkama izmjeri razmak između dva susjedna spoja (engl. meassuring marks).

296

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Slična sonda, ali puno preciznija, komercijalno se naziva sliding micrometar. (mjerno područje = 10 mm; osjetljivost uređaja izražena preko deformacije: 1*10-6. Kombinacijom deformetra i inklinometra u jednoj sondi dobiven je uređaj koji se komercijalno zove trivec sonda (slika 181.).

Slika 181 Mjerenje TRIVEC sondom (Frodl; prospekt tvrtke Solexperts) iz Vrkljan (2013)

297

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Long span i short span žičani ektenzometri Jednostavni mehanički žičani ekstenzometri koji se koriste u monitoringu pokreta na klizištima koriste čeličnu žicu čvrsto pričvršćenu na fiksnu lokaciju na kosini na jednom kraju i uteg montiran u perforaciji na drugom kraju. Pomak na kosini povlači uteg, a veličina pomaka se bilježi unutar kućišta ekstenzometra. Podaci se ručno prikupljaju pomoću data logera koji je u biti mali kompjuter programiran da može prikupiti podatke s određenih uređaja i pohraniti ih na vlastitu memorijsku karticu. Ovakav tip ekstenzometra može biti dužeg raspona (engl. longspan extenzometers, slika 182.) ili kraćeg (nekoliko metara, engl. short span extenzometers, slika 183.). Prednost im je niska cijena u odnosu na druge monitoring uređaje, ali i nepouzdanost s obzirom na učestalost manualnog prikupljanja podataka i mogućnost pucanja žice ili bilježenja lažnih pomaka uslijed prolaska životinja i slično.

Slika 182 Long span ekstenzometri instalirani na klizištu Grohovo

298


Slika 183 Short span ekstenzometri instalirani na klizištu Grohovo

Mjerenje pomaka konture iskopa (konvergencija) Pomaci stijenske mase su najočitiji na konturi iskopa. Ovi se pomaci nazivaju radijalnim pomacima jer su najizraženiji u radijalnom pravcu u odnosu na konturu iskopa. Za njihovo mjerenje se koriste dvije tehnike: • mjerenje promjene razmaka dviju točaka na konturi iskopa, • određivanje vektora pomaka točke na konturi iskopa. Kod obje su tehnike mjerne točke grupirane u odabranim poprečnim profilima, te se na taj način dobije slika deformiranog poprečnog profila. Mjerenje promjene razmaka dviju točaka na konturi iskopa Kod ovog se mjerenja na konturi iskopa ugradi više repera u odabranom poprečnom profilu. Između pojedinih repera se postavlja mjerna traka ili žica sa uređajem za precizno mjerenje promjene razmaka repera. Treba naglasiti da za ova mjerenja nije bitna udaljenost repera (razmak) već samo njegova promjena. Prvo mjerenje je uvijek nulto i očitanje na instrumentu ne predstavlja neku fizikalnu veličinu. Ukoliko je između prvog (nultog) i drugog mjerenja došlo do pomaka repera, instrument će kod drugog mjerenja pokazati neku drugu vrijednost. Razlika prvog i drugog čitanja, predstavlja promjenu razmaka repera u mm (razlučivost mjernih uređaja je obično 0,01 mm). Kod ovih je mjerenja bitno da se mjerna traka ili žica uvijek napinje istom silom. Mjerenjem promjene razmaka u više pravaca, može se izračunati vektor pomaka u ravnini poprečnog presjeka. Žica ili traka rade se od materijala koji ne mijenjaju duljinu pri promjeni temperature (npr. invar).

299

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Prednosti ovog načina mjerenja su jednostavnost izvođenja (ne traže posebnu obučenost operatera) i niska cijena opreme. Nedostaci su da se tijekom mjerenja promet tunelom prekida, a ventilacija i propuh mogu stvarati poteškoće kod mjerenja.

Slika 184 Distometar tvrtke Solexperts (prospekt tvrtke Solexperts), iz Vrkljan, 2013.

Određivanje vektora pomaka točke na konturi iskopa Za ova se mjerenja koriste geodetski instrumenti kojim se precizno mjeri promjene položaja geodetskih markica ugrađenih po konturi iskopa. Kako danas geodetski instrumenti imaju vlastitu memoriju, spajanjem na računalo dobiju se dijagrami pomaka pojedine markice s vremenom. Rezultati mjerenja se redovito prikazuju na dijagramima: pomak-vrijeme. Dok se mjerenja vrše, treba voditi evidenciju svih događanja koja mogu imati utjecaj na izmjerenu veličinu kao što su: • iskop nove faze,

300

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević • ugradnja podgrade (mlazni beton, sidra i slično), • potres.

Slika 185 Praćenje promjene radijalnih pomaka tijekom vremena (Vrkljan, 2013)

Opažanja naprezanja u mlaznom betonu i betonskoj oblozi Ćelije se sastoje od čeličnih limova zavarenih po rubovima tako da čine mali jastuk. Obično se ugrađuju u paru za mjerenje naprezanja u dva okomita pravca. Ćelije se ispune deareiranim fluidom i spoje s mjerilom tlaka tako da u ćeliji i cijevima nema ni najmanja količina zraka. Nekada se kao tekućina koristila živa, danas se korištenje žive izbjegava iz ekoloških razloga. Nakon stvrdnjavanja betona, ćelije se dovedu pod tlak. Svaka daljnja promjena naprezanja u betonu, izazvat će skupljanje ili razdvajanje čeličnih ploča koje čine ćeliju, što će biti izmjereno električnim mjerilima tlaka. Isti se tip ćelija koristi u mlaznom betonu (primarna podgrada) i u betonskoj oblozi (sekundarna podgrada).

301


Slika 186 Ćelije za mjerenje radijalnih i tangencijalnih naprezanja u mlaznom betonu; Ćelija model 4850 (Geokon), iz Vrkljan (2013).

Opažanje sidara Pri opažanju sidara obično se vrši: • Mjerenje sile na glavi sidra (engl. total anchor force) • Mjerenje naprezanja uzduž sidra (engl. meassuring anchor) Svrha mjerenja sile na glavi sidra je da se utvrdi sila kojom stijenska masa na konturi iskopa djeluje na glavu sidra (podložnu pločicu i navrtku). Mjerilo sile umetne se između navrtke i posebnog elementa koji je prilagođen obliku mjerila sile. Tijekom vremena očitava se sila koju sidro preuzima na sebe.

302


Slika 187 Shematski prikaz mjerenja sile na glavi sidra (prospekt tvrtke Slope indicator)

Mjerno sidro je posebne konstrukcije, a služi za mjerenje naprezanja u sidrenoj šipki tijekom djelovanja sidra. Ponekad probno sidro ima oblik cijevi u koju se ugradi višepozicioni mini ekstenzometar (4-9 fiksnih točaka). ISRM-a (1974) zahtjeva da se ispitivanja sidara (tzv. pull out test) izvodi na terenu dok ne bude ispunjen jedan od slijedeća dva kriterija: (a) izvlačenje sidra u iznosu od 40 mm ili (b) dostizanje sile koja odgovara granici F-p0,2. Ukoliko se sidro izvlači, onda se sila kod pomaka od 40 mm označi kao čvrstoća sidra (slika 188.). Ako se pomak od 40 mm ne može dostići, sila izvlačenja se povećava do vrijednosti sile koja odgovara granici F-p0,2 čelične šipke. U ovom slučaju se čvrstoća sidra definira na ovaj način: čvrstoća sidra je nepoznata, ali je veća od dostignute sile tijekom pokusa (slika 189.).

Slika 188 Definicija čvrstoće sidra (sidrena šipka+mort+stijena) kada se sidro izvlači iz bušotine (čvrstoća sidra manja od čvrstoće sidrene šipke) iz Vrkljan (2013)

303


Slika 189 Definicija čvrstoće sidra (sidrena šipka+mort+stijena) kada se sidro ne izvlači iz bušotine (čvrstoća sidra veća od čvrstoće sidrenene šipke) iz Vrkljan (2013)

Zatezanje sidra na terenu na silu koja je gotovo identična sili loma čelične šipke nedopustivo je iz slijedećih razloga: • Lom sidrene šipke tijekom ovog ispitivanja vrlo je opasan za ispitivače a redovito dovodi do oštećenja mjerne opreme. • Postupak preporučen od strane ISRM-a ne predviđa lom sidrene šipke, zato i zahtjeva da se tijekom ispitivanja ne prelazi granicu F-p0,2. Podrazumijeva se da se svojstva čelika ispituju u laboratoriju a da se na terenu ispituje cijeli sklop: sidrena šipka+mort+stijena.

304


Slika 190 Rezultat ispitivanja vlačne čvrstoće sidrene šipke jednog sidra (IGH-Zagreb) iz Vrkljan, 2013.

Pijezometarska mjerenja Uobičajeno se tijekom bušenja registrira razina podzemne vode, ali taj podatak nije sasvim pouzdan. Vadi li se materijal u toku bušenja, izvlači se i voda pa se ravnoteža mora potpuno uspostaviti dotokom iz okolnog zemljišta. Često u slojevima različite propusnosti voda i nije pod jednakim potencijalom tlaka, pa u dubljim propusnim slojevima nivo potencijala može biti i viši nego u gornjim manje propusnim slojevima (arteška voda), ili obrnuto. U bušotini se te razlike izjednače pa vodna razina u njoj ne mora odgovarati razini podzemne vode (Nonveiller, 1979). Razlikuju se razina podzemne vode koji predstavlja gornju površinu podzemne vodene mase na kojoj vlada atmosferski tlak (engl. ground water level) i piezometarski nivo koji odgovara tlaku porne vode u zoni u kojoj je mjerenje izvršeno (engl. piezometric level). Posebno opremljene bušotine za promatranje razine ili tlaka podzemne vode nazivaju se pijezometri. Kada bušotina prolazi samo kroz slojeve pijeska i šljunka veće propusnosti, dovoljno je da se ona obloži kolonom koja je u donjem dijelu perforirana u duljini od 1 do 3 m (slika 191.). Nivo vode u cijevi će se izjednačiti s nivoom podzemne vode. U ovom slučaju nije bitno da li je cijev perforirana po cijeloj duljini ili samo na jednom dijelu.

305


Slika 191 Bušotina za mjerenje razine podzemne vode na propusnom materijalu (Nonveiller, 1979.)

Ako treba mjeriti razinu podzemne vode u manje propusnom materijalu (prah ili glina), tako izveden piezometar nije pouzdan, jer piezometar reagira s velikom retardacijom. Piezometri za malo propustan materijal opremaju se kao na slici 192. U slabo propusnom tlu nalaze se proslojci koji u porama sadrže vodu pod tlakom (engl. pore water pressure). Tlakovi vode odgovaraju visini vodenog stupca koji doseže iznad nivoa podzemne vode. U ovom slučaju govorimo o arteškoj vodi. Cijev kojom mjerimo tlak porne vode u ograničenoj zoni (perforirana je samo u zoni u kojoj želimo izmjeriti porni tlak) nazivamo piezometrima (engl. piezometers). Nivo koji voda dostigne u cijevi naziva se piezometarskim nivoom.

Slika 192 Piezometar za mjerenje razine podzemne vode na manje propusnom tlu (Nonveiller, 1979.)

Propusna dionica u kojoj se mjeri tlak izolirana je od ostalog dijela bušotine nepropusnim čepom od nabijene gline plastične konzistencije. Propusna dionica mora imati dovoljno veliko oplošje tako da pri malim promjenama razine može uz male brzine filtracije ući dovoljna količina vode kako bi se brzo uspostavila ravnoteža. Duljina propusne dionice iznosi od 1 do 3m, a promjer bušenja najmanje 90mm. Kroz čep iznad propusne dionice prolazi tanka cijev (∅1.4 – 2.5cm) do površine. U njoj se uspostavlja razina vode koja odgovara piezometarskom

306

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević tlaku u propusnoj dionici. Takvi piezometri su dovoljno pouzdani za praćenje prirodnih oscilacija tlaka, koje su relativno spore. Ako opterećenje tla izaziva brze oscilacije pornog tlaka, moraju se upotrijebiti zatvoreni piezometri, koji rade gotovo bez promjene volumena vode (hidraulički pijezometri npr.) (Nonveiller, 1979.). Postoje hidraulički piezometri s dvostrukom cijevi, razvijeni za instalaciju u temelje i ispunu nasutih brana. Sastoje se od poroznog filtera povezanog s dvije plastične cijevi koje na kraju imaju Bourdon mjerač pritiska (Dunnicliff, 1993). Otvorena samostojeća pijezometarska cijev naziva se Casagrande-ov pijezometar zbog objavljenih metoda mjerenja pritiska porne vode tijekom izvedbe zračne luke Logan u Bostonu. Njegova verzija sastojala se od cilindrične propusne keramičke cijevi, povezane s gumenom izolacijom debljine 10mm, unutar cijevi. Danas je keramika zamijenjena polietilenom te PVC i ABS plastičnim cijevima (Dunnicliff, 1993).

10.5.

Metodologija monitoringa stabilnosti pokosa

Monitoring deformacija objekata i terena tijekom pojave klizanja moguće je ostvariti koristeći različite sustave i tehnike koje se prema Savvaidisu mogu podijeliti na (Savvaidis, 2003): 1. daljinska opažanja ili satelitske tehnike, 2. fotogrametrijske tehnike, 3. geodetske ili opservacijske tehnike, 4. geotehničke ili fizičke tehnike. Izbor instrumenata i metoda mjerenja i kreiranje sustava monitoringa ovisi o različitim tipovima deformacija koje utječu na odabir metode analize stabilnosti te posljedično na projekt monitoringa deformacija. Daljinska opažanja ili satelitske tehnike Tehnike daljinskog opažanja mogu se ubrojiti tehnike opažanja uz pomoć satelitima, tehnike opažanja LiDAR tehnologijom, ali i fotogrametrijske tehnike koje su izdvojene kao posebna kategorija. Satelitske optičke snimke visoke prostorne rezolucije koriste se za izradu karti inventara klizišta i za kartiranje različitih faktora nestabilnosti (morfologija terena, značajke strukture i litologije, pokrivača te promjene ovih faktora u vremenu). Satelitski podaci uobičajeno nadopunjuju fotografije snimljene iz zraka i mogu se koristiti ukoliko takve fotografije nisu dostupne. Osim toga, primjene satelitskih snimki pri zoniranju hazarda u regionalnim ili nacionalnim razmjerima predstavlja ekonomičniji odabir. Daljinsko opažanje satelitima omogućuje ponavljanje opservacija. Danas postoje razvijene i tehnike monitoringa bazirane na radarskim mjerenjima sa satelita ili zemaljskih stanica (engl. Synthetic Aperture

307

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Radar ili SAR) bez potrebe definiranja referentnih točaka na terenu. Ovim metodama se mjeri ukupna količina energije koja se vrati do radara nakon interakcije s površinom Zemlje. Radarska interferometrija (engl. Interferometric SAR ili InSAR) pruža mogućnost praćenja i bilježenja relativnih pomaka na kosinama usporedbom setova snimki snimljenih različitih datuma (ponavljanje opservacija). Ova tehnologija koristi dvije antene postavljene vertikalno i horizontalno na satelit pri čemu jedna antena odašilje signal te obje antene primaju povratni signal iz čega se formiraju dvije slike (Shao-tang and Zhi-wu, 2008). Važne karakteristike ovih mjerenja su što snimke mogu prekriti područje površine do 2500 km2, relativni pomaci mogu se mjeriti preciznošću 5-25 mm, a mjerenja ne ovise o vremenskim uvjetima, prisutnosti oblaka i svjetlosti. Nedostaci tehnologije uključuju utjecaj vegetacije te nepogodne orijentacije kosine u odnosu na svjetlost koju šalje radar. Problem vegetacije moguće je zaobići primjenom pozicijskih sustava, ukoliko se unutar promatranih područja nalaze stabilni objekti. Također, mogućnosti opservacije Zemlje iz svemira su ograničene po pitanju monitorniga klizišta u realnom vremenu zbog intervala u kojima se opservacija ponavlja. Najprecizniji razvijeni tip interferometrijskih radarskih opažanja je diferencijalna interferometrija ili DinSAR.(engl. Differential Interferometic SAR). Ovom tehnologijom mogu se odrediti milimetarske deformacije što omogućuje praćenje i bilježenje pomaka kliznog tijela i to u cijelosti (Yen et al., 2008). Ipak, opservacija iz svemira ograničena je tehnika zbog dužih intervala u kojima se opservacija ponavlja što je pogodno jedino za praćenje sporih pomaka. U slučaju bržeg razvoja pomaka terenska opažanja predstavljaju bolje rješenje (Savvaidis, 2003). LiDAR (engl. Light Detection and Ranging) je potpuno automatiziran, aktivan, optičkomehanički postupak prikupljanja prostornih podataka. Kod ove tehnologije položaji točaka na terenu u tri dimenzije određuju se pomoću laserskog skenera koji se montira na avion/helikopter (lasersko skeniranje iz zraka (engl. Airborne Laser Scanning - ALS)) ili na određenu točku na terenu (lasersko skeniranje sa zemlje (engl. Terrestrial Laser Scanning TLS)) (Gajski, 2007). Gusti trodimenzionalni oblaci točaka (engl. Dense point clouds) rezultat su opažanja ovom tehnologijom, a predstavljaju elevacije terena i različitih elemenata na njemu. Lasersko skeniranje na zemlji kao i lasersko skeniranje iz zraka ima i svoja ograničenja u pogledu atmosferske refkracije, refleksije lasera, koeficijenta penteracije itd. Dodatni problem predstavlja domet sustava koji utječe na preciznost i gustoću generiranih oblaka točaka. Atmosferska refrakcija ima mali utjecaj ukoliko udaljenost na kojoj se vrši opservacija nije velika te ukoliko su vremenski uvjeti pogodni. Koeficijent refleksije ovisi o predmetu skeniranja, kutu laserske zrake, snazi sustava itd. Refleksija ovisi o teksturi tla i stijena i pokrivaču na terenu, a koeficijent penetracije o pokrivaču i intenzitetu laserske zrake. Ukoliko je skenirano područje prekirveno gustom niskom vegetacijom potrebno je ukloniti istu iz oblaka točaka (Sui et al., 2008). Fotogrametrijske tehnike Fotogrametrijske tehnike efikasne su pri monitoringu aktivnih klizišta i analiziranju brzine prirasta deformacije. Ove tehnike omogućuju određivanje površinskih pomaka tijekom dužeg vremenskog perioda usporedbom odgovarajućih setova fotografija.

308

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Fotogrametrija je znanost i tehnologija dobivanja podataka o karakteristikama terena i objektima na Zemlji na osnovi fotografija snimljenih iz zraka ili s tla. Glavne prednosti korištenja fotogrametrije su ušteda vremenskih resursa, kontinuiranost trodimenzionalnih koordinata, praćenje neograničenog broja točaka te visoka preciznost. Snimke se mogu dobiti različitim kamerama i fotoaparatima montiranim na satelite, avione, helikoptere, ali i sa zemlje (fiksirani senzori). Interpretiranje zračnih fotografija pokazalo se kao efikasna tehnika za identificiranje i određivanje granica klizišta. Iz zračnih fotografija moguće je utvrđivati relacije između površinskih drenažnih tokova, topografije, položaja objekata i dr. Formacije stijena i tla moguće je vrednovati iz zračnih fotografija. Softverskom obradom stereo parova snimljenih fotografija moguće je generirati oblake točaka te je usporedbom zračnih fotografija i oblaka točaka snimljenih na razne datume moguće pratiti progresivni razvoj klizišta. Terestrička fotogrametrija i fotografije snimljene na terenu također se koriste za monitoring klizištima u lokalnim razmjerima. Lokacije koje su prestrme ili premale kako bi se kvalitetno opažale iz zraka pogodnije je opažati na terenu. Terestrička fotogrametrija efikasna je u primjeni na opasnim i nedostupnim lokacijama. U preciznoj fotogrametriji koriste se specijalne kamere poput kamera kombiniranih s teodolitima (fototeodoliti) ili stereokamera. Preciznost fotogrametrijskog pozicioniranja sa specijalnim kamerama ovisi uglavnom o preciznosti određivanja koordinata na fotografijama i mjerilu fotografija. Korištenjem kamere s f = 100 mm na udaljenosti S = 100 m, preciznosti koordinata 10 μm, koordinate točaka objekta mogu se odrediti s preciznošću od 10 mm. Kao i kod zračnih fotografija, moguće je vršiti fotogrametrijska mjerenja kako bi se dobili kvantitativni podaci ili vršiti interpretacije u svrhu dobivanja geotehničkih informacija. Tehnika ima prednost pred konvencionalnim metodama opažanja ukoliko je lokacija nedostupna, nema dovoljno vremena ili se promjene na lokaciji moraju monitorirati duže vrijeme. Kod terestričke fotogrametrije fotografiranje se može vršiti tijekom dužeg vremenskog perioda uz manje troškove u odnosu na zračne tehnike gdje se vremenska pokrivenost teže postiže zbog ekonomskog faktora (Savvaidis, 2003). Geodetske ili opservacijske tehnike Terestričke geodetske metode koriste razne mjerne instrumente i metode mjerenja za određivanje apsolutnih pomaka. Geodetski senzori prije svakog mjerenja mogu se postavljati na kontrolne točke ili mogu biti trajno postavljeni na kontrolne točke i vršiti mjerenja kontrolnih točaka uz navođenje računalom. Konvecionalne terestričke geodetske metode koriste se za monitoring deformacija objekata i klizišta. U primjeni su dva osnovna načina opažanja pomaka: 1. horizontalna ili vertikalna kontrolna mreža generira se na razmatranom području s kontrolnim točkama lociranim u regiji koja se deformira,

309

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 2. totalna stanica (slika 194.) koristi se kako bi se izmjerili kutevi i udaljenosti do kontrolnih točaka (prizmi ili reflektora) lociranih na klizištu. U oba slučaja, cilj je izračun koordinata promatranih točaka i/ili visina za svako mjerenje. Usporedbom koordinata i/ili visina iz dva uzastopna mjerenja moguće je odrediti horizontalne i/ili vertikalne vektore pomaka svake kontrolne točke (Savvaidis, 2003). Sustavi totalnih stanica mogu se programirati za automatsko traženje seta prizmi u u nizu, u određenim vremenskim intervalima, mogu mjeriti udaljenosti, horizontalne i vertikalne nagibe i mogu emitirati podatke do uredskog računala telemetrijskom vezom. Imaju i prednosti i mane povezanih s njihovim korištenjem. Glavna prednost korištenja totalnih stanica je ta da pružaju informacije o trodimenzionalnim koordinatama točaka mjerenja. Jedna od mana je potreba za neometanom linijom vidljivosti između instrumenta i prizme. Druga mana je da greške vertikalne refrakcije mogu reducirati preciznost informacije o visini, koju je moguće odrediti iz mjerenja totalne stanice. Potrebno je naglasiti da su elektronički instrumenti totalne stanice znatno zamijenili starije instrumente i tehnologije, kao što su teodoliti i EDM instrumenti, u mnogo primjena opažanja (Savvaidis, 2003).

Slika 193 Totalna stanica TM 30 Leica instalirana na Velom vrhu unutar sustava monitoringa na klizištu Grohovo

Satelitske geodetske tehnike koriste satelitske pozicijske sustave kao što je globalni pozicijski sustav GPS koji praćenjem elektromagnetskih valova koji se kontinuirano odašilju prema Zemlji određuje 3D koordinate. Globalni Pozicijski Sustav (GPS) moguće je koristiti kao alternativni alat u monitoringu. Sustav se koristi kao pomoć u geotehničkim ocjenama strmih kosina pružajući 3D vremenske serije pomaka na diskretnim točkama na površini klizanja. GPS pruža prednosti pred konvencionalnim zemaljskim metodama. Vidljivost između stanica nije nužno potrebna što rezultira većom fleksibilnosti pri odabiru lokacije stanice nego u slučaju terestričkog geodetskog monitoringa. Mjerenja se mogu provoditi tijekom dana ili noći, pri različitim vremenskim uvjetima, što GPS mjerenje čini ekonomičnim, pogotovo onda kada se više prijemnika može postaviti na deformiranu masu tijekom monitoringa.

310

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Preciznost relativnog pozicioniranja GPS-a ovisi o distribuciji opaženih satelita i o kvaliteti opažanja. Nekoliko glavnih uzroka koji utječu na grešku GPS mjerenja su: 1. Pogreška propagacije signala - troposferična i ionosferična refrakcija. 2. Pogreška vezana na prijemnik - varijacija faznog centra antene. 3. Pogreška vezana uz satelit - orbitalne greške. Iskustva sa GPS-om u različitim studijama deformacija ukazuju da dostupnom tehnologijom preciznost GPS relativnog pozicioniranja površine do 50 km u promjeru može biti ± 5 mm. GPS tehnike koriste se za mjerenje vektora deformacija u prostoru, između točaka kontrolne mreže. Kako bi se deformacije mogle izračunati potrebno je izvršiti ponovljeni GPS monitoring (npr. svaka dva tjedna). Usporedba njihovih rezultata može dati opažene pomake točaka mreže. Na razini lokalnog mjerila, GPS sustavi za kontinuirani monitoring mogu se koristiti za detaljne studije kretanja klizišta. Osnovna ideja sustava je uspostava GPS stanica izvan područja klizišta kao referentni okvir. GPS monitoring stanice formiraju se u kritičnim točkama zone klizišta kako bi se mjerili pomaci klizišta u diskretnim točkama. Sve GPS stanice emitiraju podatke do glavne kontrolne stanice gdje se vremenske serije pomaka kontinuirano izračunavaju, pružajući kontinuirani monitoring pomaka na površini terena. Također je moguće korištenje alarmnog sustava koji se aktivira ukoliko zabilježeni pomaci premaše prethodno određenu vrijednost. Metoda za komunikaciju između mjernih stanica i kontrolne stanice može varirati ovisno o geografskoj lokaciji i specifičnim potrebama za projekt monitoringa. Idealna je veza preko mobilnog modema.

Slika 194 GPS rover i antena instalirani na klizištu Grohovo sa solarnim sustavom napajanja i modemskim prijenosom podataka do GPS master jedinice na Velom vrhu

Glavne prednosti za korištenjem kontinuiranog stalnog GPS monitoringa: 1. moguće je koristiti višestruke referentne stanice,

311

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević 2. moguće je postići visoku preciznost, 3. moguće je napraviti kontinuirane vremenske serije za kompletnu studiju problema, 4. postoji bolja mogućnost modeliranja sistematične pogreške, 5. pogreške prilikom postavljanja ne postoje te 6. zahtjeva minimalnu interakciju operatera. S druge strane, metoda ima visoke inicijalne troškove. Često troškovi instalacije i održavanja mreže GPS prijemnika koji kontinuirano rade nije isplativa. Kontinuirani GPS sustavi mogu dati visoku razinu preciznosti koordinata koje mogu omogućiti otkrivanje malih deformacija (red veličine od par milimetara ili centimetara) tijekom dugog perioda vremena (mjeseci ili godina) (Savvaidis, 2003). Geotehničke ili fizičke tehnike Geotehničke tehnike koriste instrumente koji rade kontinuirano i instaliraju se na ili unutar promatrane geotehničke cjeline. Ovim tehnika mogu se kontinuirano mjeriti promjene u geometriji i/ili fizičkim karakteristikama elementa koji se deformira (dobivanje relativnih deformacija). Također, mogu se integrirati s telemetrijskim sustavom za prijenos izmjerenih podataka u kontrolni centar u realnom vremenu. Glavni geotehnički senzori koji se koriste za monitoring deformacija uključuju: ekstenzometre, inklinometre, pijezometre, mjerne ćelije, geofone, klinometre (tiltmetre) i dr. Geotehnički senzori ili prikupljaju izmjerene podatke koji se naknadno preuzimaju, ili se izmjereni podaci automatski prenose do umreženog računala. Povezivanje na računalo pruža prednosti kao što je pohrana podataka na udaljenoj lokaciji i mogućnost promjene brzine podataka mjerenja. Nedostaci povezivanja na računalo uključuju potrebu za prijenosnim medijem potrebnim za prenošenje podataka sa senzora na računalo (kabel/radio/GSM) i gubitak podataka ukoliko prijenosni medij ne radi. Geotehnički senzori pružaju mjerenja koja su često nužna prilikom monitoringa deformacija. Dodatna kategorija senzora, koja upotpunjuje portfolio senzora za monitoring deformacija, koja pruža njihova vlastita analizirana mjerenja ili mjerenja za kalibriranje dodatnih senzora, su meterološki senzori.

312


10.6.

Riječnik

Metrologija- znanost o mjerenju Mjerna metoda- smislen niz postupaka, opisanih prema rodu, koji se upotrebljavaju za provođenje mjerenja Mjerni postupak- skup postupaka, opisanih prema vrsti, koji se upotrebljava za provođenje pojedinih mjerenja u skladu s određenom metodom. Mjerna veličina- posebna veličina podvrgnuta mjerenju Mjerna točnost- usko slaganje između kojeg mjernog rezultata i istinite vrijednosti mjerene veličine (točnost je kvalitativan pojam; naziv preciznost ne smije se upotrebljavati umjesto točnosti) Mjerna nesigurnost- parametar pridružen rezultatu kojeg mjerenja koji opisuje rasipanje vrijednosti koje bi se razumno mogle pripisati mjerenoj veličini Mjerna pogreška- mjerni rezultat minus istinita vrijednost mjerene veličine (kako se istinita vrijednost ne može odrediti, u praksi se upotrebljava dogovorena istinita vrijednost Mjerilo, mjerni instrument- uređaj namijenjen za izvedbu mjerenja, samostalno ili u vezi s dodatnim uređajima Osjetilo- element mjerila ili mjernog lanca koji je izravno izložen djelovanju mjerene veličine Kalibracija- postupak utvrđivanja položaja oznaka na ljestvici mjerila (u određenim slučajevima samo glavnih oznaka) u odnosu na odgovarajuće vrijednosti mjerenih veličina (ne treba brkati kalibraciju i umjeravanje) Osjetljivost- promjena odziva mjerila podijeljena s odgovarajućom promjenom poticaja Razlučivanje (pokaznog uređaja)- najmanja razlika između pokazivanja pokaznog uređaja koja se može jasno zamijetiti Točnost mjerila (accuracy of measuring instruments)- sposobnost mjerila da daje odzive bliske istinitoj vrijednosti (točnost je kvalitativan pojam) Razred točnosti (accuracy class)- razred mjerila koja zadovoljavaju određene metrologijske zahtjeve kojima je svrha održavanje pogrešaka u navedenim granicama (razred točnosti obično se označuje dogovorenim brojem ili znakom, a naziva se kazalom razreda)

313

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Pogreška (pokazivanja mjerila) (repeatibility of measuring isntruments)- pokazivanje mjerila manje istinita vrijednost odgovarajuće ulazne veličine Ponovljivost (obnovljivost)- usko slaganje između rezultata uzastopnih mjerenja iste mjerene veličine izvedenih u istim mjernim uvjetima Mjerni etalon- mjera, mjerilo, referencijska tvar ili mjerni sustav namijenjen za određivanje, ostvarivanje, čuvanje ili obnavljanje jedinice jedne ili više vrijednosti kakve veličine da bi mogli poslužiti kao referencija Umjeravanje- skup postupaka kojima se u određenim uvjetima uspostavlja odnos između vrijednosti veličina koje pokazuje neko mjerilo ili mjerni sustav ili vrijednosti koje prikazuje neka tvarna mjera ili neka referencijska tvar i odgovarajuće vrijednosti ostvarenih etalonima.

314


Literatura BSI (2004). Eurocode 7: Geotechnical design – Part 1: General rules. BS EN 1997-1: 2004. British Standards Institution, London. Dunnicliff, J. (1993). Geotechnical instrumentation for monitoring field performance, John Wiley & Sons, Inc., New York. Frank, R., Bauduin, C., Driscoll, R., Kavvadas, M., Krebs Ovesen, N., Orr, T., Schuppener, B. (2004). Designers’ guide to EN 1997-1, Eurocode 7: Geotechnical design – General rules. Thomas Telford, London. Gajski (2007). Osnove laserskog skeniranja iz zraka. Ekscentar, no. 10, pp. 16-22, Zagreb ISRM(1974) Suggested Methods for Rockbolt Testing, 1974 March. Ladanyi, B., (1982), Issues in Rock Mechanics: Personal View, Proc 23rd US Symposium on Rock Mechanics, Berkley, California. Nicholson, D., Tse, C. And Penny, C. (1999). The Observational Method in ground engineering – principles and applications. Report 185, CIRIA, London. Nonveiller E. (1979). Mehanika tla i temeljenje građevina. Školska knjiga, Zagreb. Patel D., Nicholson D., Huybrechts N. Maertens J. (2005). Observational Method in Geotechnics, GeoTech Work package WP3, GeoTechNet Delft Meeting. Peck, R.B. (1969) Advantages and limitations of the observational method in applied soil mechanics. Géotechnique, 19(2), 171-187. Powderham, A. J. (2002). The observational method-learning from projects. Proceedings of the Institution of Civil Engineers: Geotechnical Engineering, 155(1), 55-69. Savvaidis, P. (2003), Existing Landslide Monitoring Systems and Techniques. Department of Geotechnical Engineering, School of Civil Engineering, Faculty of Engineering, The Aristotle University of Thessaloniki, Greece. Shao-tang, L., Zhi-wu, W. (2008). Choice of surveying methods for landslide monitoring. Proc. of the 10th Internationa Symposium on Landslides and Engineered Slope, pp. 1211-1216, Xi'an Sui, L., Wang, X., Zhao, D., Qu, J. (2008). Application of 3D laser scanner for monitoring landslide hazards. The International Archives of the Photogrammetry, Remote Sensing and Spatial Information Sciences, Vol. XXXVII, Part B1, Beijing

315

Inženjerska mehanika stijena | S. Dugonjić Jovančević Szavits Nossan, A., Kovačević, M.S., Szavits Nossan, V. (2006). Metoda opažanja i hrvatska iskustva. Priopćenja 4. Savjetovanja HGD-a, Ojačanje tla i stijena, Opatija 5.-7. listopada 2006, 259-269. Terzaghi, K., Peck, R.B. (1967). Soil mechanics in Engineering Practice. John Wiley, New York. Vrkljan I (2013) Skripta Inženjerska mehanika stijena, Građevinski fakultet, Rijeka. Yen, J., Chen, K.m Chang, C. Boerner, W. (2008). Evaluation of Earthquake Potential and Surface deformation by Differential Interferometry Remote Sensing of Environment. Vol. 112, pp. 782-795.

316

Skripta Inženjerska Mehanika Stijena

Recommend Documents