Vrkljan - Inzenjerska Mehanika Stijena

Inženjerska mehanika stijena

Ivan Vrkljan

Inženjerska mehanika stijena

Ivan Vrkljan Redoviti profesor na Građevinskom fakulteut Sveučilišta u Rijeci

Voditelj odjela za laboratorijska i terenska ispitivanja i opažanja u Zavodu za geotehniku Instituta građevinarstva Hrvatske u Zagrebu

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Institut građevinarstva Hrvatske d.d. Zagreb

Ivan Vrkljan

1 Inženjerska mehanika stijena i druge srodne discipline

Ovim poglavljem želi se čitatelje upoznati s okruženjem u kojem je nastala znanstvena i inženjerska disciplina- inženjerska mehanika stijena. Također se želi

pokazati pozicija inženjerske mehanike stijena u odnosu na druge srodne discipline-mehaniku stijena, mehaniku tla, stijensko inženjerstvo, inženjersku

geologiju. Daju se i osnovni podaci o Međunarodnom društvu za mehaniku stijena i Hrvatskoj udruzi za mehaniku stijena.

1-Inženjerska mehanika stijena i druge srodne discipline.doc

Inženjerska mehanika stijena 2

1 Inženjerska mehanika stijena i druge srodne discipline

1.1 Uvod ...................................................................................................................................3 1.2 Mehanika stijena - mehanika tla, sličnosti i razlike ...........................................................5 1.3 Uloga geologije u mehanici stijena ....................................................................................7 1.4 Povijesne napomene...........................................................................................................8 1.5 Zašto je inženjerska mehanika stijena postala samostalna znanstvena i inženjerska disciplina?.....................................................................................................................................10 1.6 Polja primjene ..................................................................................................................11 1.7 Otvoreni problemi ............................................................................................................11 1.8 Međunarodno društvo za mehaniku stijena i Hrvatska udruga za mehaniku stijena .......12 1.9 Izvori informacija .............................................................................................................14 1.10 Rječnik .............................................................................................................................16 1.11 Literatura ..........................................................................................................................16

1 Inženjerska mehanika stijena i druge srodne discipline 3

1.1 Uvod Razumjevanje stijenskog fenomena je rezultat kolektivnih napora rudarskih, građevinskih, naftnih i geoloških inženjera i geologa. Kao rezultat akumulacije ovih znanja razvila se nova grana znanosti i inženjerstva-inženjerska mehanika mehanika stijena. Stalno povećanje veličine objekata projektiranih i građenih u i na stijenskoj masi kao i odgovornosti za izvođenje takvih objekata traži od inženjera kvalitativno kao i kvantitativno poznavanje stijenske mase kao konstruktivnog materijala Inženjerska mehanika stijena kao posebna znanstvena i inženjerska disciplina pojavila se u zadnjih 50 godina. Njena pojava posljedica je praktičnih potreba rudarskih i građevinskih inženjera za ekonomičnijim i sigurnijim građenjem. Cilj ove discipline je izrada inženjerske interpretacije geoloških nalaza, određivanje inženjerskih svojstava in-situ stijenske mase u oblicima korisnim za analize mehanike i povezivanje ovih analiza za probleme suštinski vezane uz stijensku masu. U samim počecima razvoja mehanike stijena nije pravljena razlika između mehanike stijena i stijenskog inženjerstva. Tako se u prvim definicijama, mehanika stijena smatrala znanstvenom i inženjerskom. disciplinom i pokrivala je kako znanstveni tako i inženjerski pristup radovima u i na stijenskoj masi Danas su mehanika stijena i stijensko inženjerstvo priznati kao različite geotehničke inženjerske discipline slično kao što su to mehanika tla i temeljenje. Međutim, s obzirom na njihovu organsku povezanost teško je povući oštru granicu između njih. Možda odnos ovih disciplina najbolje objašnjava kratka i jasna definicija: Mehanika stijena je znanstvena baza stijenskog inženjerstva. Prema tome, stijensko inženjerstvo predstavlja praktično i tehničko korištenje mehanike stijena u projektiranju inženjerskih objekata. Mehanika stijena na polju inženjerstva uključuje analize statičkog i/ili dinamičkog opterećenja ili sila kada djeluju na stijensku masu, analize unutarnjih efekata u obliku naprezanja, deformacija ili unešene energije i analize posljedica ovih unutarnjih efekata na lomove, i deformiranje stijenske mase Zbog toga se može reći da je mehanika stijena najmlađa grana čvrstoće materijala. Evo nekoliko definicija mehanike stijena: Mehanika stijena je teoretska i primijenjena znanost koja se bavi ponašanjem stijena; ona je grana mehanike koja se bavi s odgovorom stijene na polja sila njenog okoliša. Ova definicija je 1974. modificirana na način da se umjesto izraza stijena koriste izrazi stijena i stijenska masa a okoliš se precizira na fizikalni okoliš. Prva intervencija je ispravna jer uvijek treba naglašavati bitnu razliku između stijene i stijenske mase. Druga intervencija suzila je definiciju samo na fizikalni okoliš. To može značiti da se djelovanje kemijskog okoliša na ponašanje stijena i stijenskih mase ne smatra predmetom mehanike stijena. To nije logično jer je na taj način eliminiran vrlo značajan problem bubrivih stijena čije ponašanje (čvrstoća i deformabilnost) znatno ovisi o kemizmu okoliša. Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM-International Society for Rock Mechanics) daje vrlo kratku definiciju: Mehanika stijena je teoretska i primjenjena znanost o mehaničkom ponašanju stijena (ISRM, 1975). Kod definiranja mehanike stijena može se poći i od definicije mehanike: Mehanika je znanost koja se bavi s energijom i silama te njihovim efektom na tijela (Webster,s dictionary). Harrison i Hudson (2000) definiraju mehaniku stijena kao disciplinu koja se bavi pručavanjem statike i dinamike stijena. U nastavku se daju i definicije nekih drugih znanstvenih i inženjerskih disciplina kako bi se istaknula njihova razlika.


Geotehnika je skup znanstvenih saznanja i stručnih rješenja za istraživanje terena, projektiranje i građenje. Treba istaknuti da je geotehnika jedinstvena znanstvena disciplina koja se bavi problemima svojstava tla i interakcije između tla i svih građevinskih zahvata u tlu i s tlom. U tom smislu nema posebne geotehnike za pojedine građevinske djelatnosti (Nonveiller, 1994). Geomehanika je grana mehanike koja se bavi odgovorom svih geoloških materijala uključujući i tlo na polja sila njihovog okoliša. Tako mehanika stijena predstavlja samo dio geomehanike (Brady i Brown, 1979, p. 1). Geotehnologija je primijenjena geologija u kontekstu inženjerstva. Odnosi se na inženjerstvo u i na zemljanim materijalima i glavni je predmet interesa geofizičara, geologa, rudarskih i građevinskih inženjera (Roberts, 1977). Inženjerska geologija (engineering geology) primjenjuje znanja i iskustva u geologiji i drugim geoznanostima za rješavanje geoloških problema građevinskih objekata (Mc Graw - Hill Dict. of Scientific and Tech. Terms). Inženjerska geologija bavi se proučavanjem geologije kako bi se rezultati primjenili na inženjerstvo (Harrison i Hudson (2000). Rudarska geologija (mining geology) bavi se proučavanjem struktura i pojavljivanja mineralnih ležišta i geološkim aspektom planiranja rudnika. Strukturna geologija se bavi opisom i analizama strukture stijenskih masa (Harrison i Hudson (2000).

Geotehničko inženjerstvo je proces inženjeringa sa stijenama i/ili tlima (Harrison i Hudson (2000). Inženjerski zahvati u stijeni izvodili su se od samih početaka civilizacije dok su se elementi mehanike stijena kao znanstvene discipline pojavili tek krajem 19 stoljeća. Tek šesdesetih godina 20 stoljeća mehanika stijena bila priznata kao samostalna disciplina. Iz poglavlja o povijesti stijenskog inženjerstva i mehanike stijena, čitatelj će primjetiti da su se još prije pojave mehanike izvodili vrlo kompleksni i veliki inženjerski zahvati u stijeni. Može se reći da je stijensko inženjerstvo dostiglo vrlo visok stupanj prije nego se išta znalo o mehanici. Svoj razvoj stijensko inženjerstvo je stoljećima temeljilo na iskustvu. Onog trenutka kada iskustvo i empirizam nisu mogli odgovoriti na probleme izgradnje daleko zahtjevnijih objekata rodila se iz nužde mehanika stijena. Može se reći da stijensko inženjerstvo u nekim slučajevima može bez mehanike stijena ali da mehanika stijena nema smisla ako ne služi stijenskom inženjerstvu. Međutim, stijensko inženjerstvo bez mehanike stijena izloženo je ogromnim rizicima. Mnogi današnji objekti su toliko skupi i njihov lom prijeti velikim brojem ljudskih žrtava i uništenjem prirode da nitko ne želi preuzeti na sebe rizike takvog zahvata. Iskustvo i empirizam nisu dovoljan zalog za sve ove opasnosti (sa nekim zahvatima u stijeni iskustva nema jer se nikada prije nisu ni izvodili). Kao primjer, treba se podsjetiti tunela ispod La Manche-a (Channel tunnel) koji je koštao 10 milijardi dolara, tunel St. Gothard duljine 2x57 km, opasnosti po ljude i prirodu koja prijeti lomom visokih brana ili uništenjem prirode u slučaju havarija na skladištima radiaktivnog otpada, nafte i plina izgrađenih u stijenskoj masi. Kod kojih inženjerskih zahvata se najprije pojavila potreba za mehanikom stijena? U rudarstvu je to bio problem slijeganja površine terena uslijed eksploatacije mineralnih sirovina a u građevinarstvu su to u svakom slučaju bile visoke brane. Sa sigurnošću se može reći da su problemi stabilnosti visokih betonskih brana najzaslužniji za nagli razvoj moderne mehanike stijena. Projektanti brana su vrlo brzo shvatili da je temeljenje dio projekta brane. Visoke brane a posebno lučne, doprinijele su razvoju svih aspekata mehanike stijena. Posebno treba naglasiti razvoj metodologija velikih in-situ ispitivanja deformabilnosti i čvrstoće stijenske mase koji su potaknuti isključivo ovom problematikom. Uz izgradnju brana tijesno su povezani problemi tečenja vode, dubokih površinskih iskopa, velikih podzemnih iskopa, tunela pod tlakom, stabilnosti brana i obala akumulacije i dr. Motrenje brana tijekom eksploatacije svakako je


doprinijelo razvoju opreme i postupaka koji su našli primjenu i u drugim inženjerskim zahvatima (npr. tuneli). Iz naprijed rečenog jasno je da mehanika stijena daje ogroman doprinos razvoju stijenskog inženjerstva. Međutim vrijedi i obrnuto - moderne tehnologije stijenskog inženjerstva značajno doprinose razvoju mehanike stijena. Ova činjenica obično nije dovoljno vrednovana. Teško je postaviti oštre granice između mehanike stijena i stijenskog inženjerstva. Zbog toga se vrlo rano nakon priznavanja mehanike stijena kao znanstvene discipline, počeo pojavljivati i termin-inženjerska mehanika stijena. Knjigom “Inženjerska mehanika stijena” Hudsona i Harissona (1997) žele naglasiti povezanost mehanike stijena kao znanstvene i stijenskog inženjerstva kao tehničke discipline. Pod inženjerskom mehanikom stijena oni podrazumjevaju disciplinu koja se temelji na mehanici a koristi se kod projektiranja građevina koje se izvode u ili na stijenaskoj masi. Harrison i Hudson (2000) definiraju inženjersku mehaniku stijena kao disciplinu koja se bavi pručavanjem statike i dinamike stijena kako bi se rezultati primjenili na inženjerstvo. Prama Harrisonu i Hudsonu (2000) stijensko inženjerstvo (rock engineering) uključuje inženjerstvo sa stijenama, posebno izvođenje objekata na ili u stijenskoj masi, a uključuje i procese projektiranja. 1.2 Mehanika stijena - mehanika tla, sličnosti i razlike Što se smatra stijenom a što tlom? Geolozi termin stijena primjenjuju na sve konstituente zemljine kore. Oni govore o konsolidiranoj stijeni (stijena) i nekonsolidirnaoj stijeni (tlo). Geotehnički inženjeri pod terminom stijena podrazumijevaju tvrde (hard) i krute (solid) formacije zemljine kore dok pod tlima smatraju produkte trošenja stijena. Često puta se u svakodnevnoj inženjerskoj praksi stijenom smatraju krute i koherentne supstance koje se ne mogu kopati manualnim metodama. Emery pod stijenom smatra granulirani materijal sastavljen od zrna i ljepila. Pod ljepilom smatra različite vrste cementnih supstanci. Terzaghi definira tlo kao sedimente i druge nekonsolidirane akumulacije krutih čestica proizvedenih mehaničkom ili kemijskom dezintegracijom stijena. Na ovaj način stijena i tlo se razlikuju u stupnju konsolidacije i u ograničenju veličine čestica. I tlo i stijena se sastoje od mineralnih zrna s tim da stijenu karakterizira neusporedivo veći stupanj povezivanja (cementacije). Glavna razlika između tla i stijena je prisustvo diskontinuiteta u stijenskoj masi koji imaju odlučujući efekt na njeno ponašanje. U poređenju s tlom, stijenska masa posjeduje niži stupanj slobode kretanja. Kretanje blokova generalno se događa paralelno s linijama presjecanja različitih sistema diskontinuiteta a rotacija blokova događa se u nekim posebnim slučajevima. Diskontinuiteti kao glavna odlika stijenske mase, kontroliraju vodopropusnost i po kapacitetu i po orijentaciji. Čak što više, statičko kao i dinamičko djelovanje vode na krutu fazu u tlu i stijenama je različito. U slučaju tla to je uglavnom izotropni porni tlak dok u stijenama on ima anizotropan karakter (orijentiran tlak vode u pukotinama). Gdje je granica između tla i stijena? Ove granice nema. Postoje ipak neke klasifikacije koje kao granicu usvajaju neko od mehaničkih svojstava. Tako Bieniawski (1973) i ISRM (1979) stijenama smatraju materijale s jednoosnom tlačnom čvrstoćom većom od 1 MPa. Broch i Franklin (1972) i Jennings (1973) ovu granicu pomjeraju na 0.7 MPa a Geološko udruženje na 1.2 MPa (Bieniawski, 1989). Evo nekoliko definicija tla i stijena:

• Tlo (soil-earth) - sedimentne ili druge nekonsolidirane akumulacije krutih čestica nastale fizikalnom i kemijskom dezintegracijom stijena i koje mogu a ne moraju sadržavati organske tvari (ASTM D:653-88). • Stijena (rock) - bilo koji prirodno formirani agregat minerlanih tvari koji se pojavljuju u velikim masama ili fragmentima (ISRM, 1975; ASTM D:653-88). • Kamen (stone) - lomljen (crushed) ili prirodno angularne čestice stijena (ASTM D:653-88).


• Intaktna stijena (intact rock) je materijal stijenske mase, tipično predstavljen cijelom jezgrom iz bušotine koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). • Stijenska masa (rock mass) je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975).

Termin "stijena" pokriva ogroman broj različitih varijeteta. Samo po parametru jednoosne čvrstoće, stijene pokrivaju područje od 1 do više stotina MPa. Granit se ponaša kao krt (brittle) i elastičan u troosnom pokusu kod bočnog tlaka od nekoliko stotina MPa dok karbonatne stijene postaju plastične kod srednjih tlakova i teku kao gline. Kompaktirani šejlovi znatno slabe kod potapanja u vodu, gips i sol se otapaju u vodi, ugljen gori u podzemlju, mnoge stijene značajno bubre u kontaktu s vodom. Kao što je važnost mehanike tla neosporiva u inženjerstvu tla isto to vrijedi za mehaniku stijena u stijenskom inženjerstvu. Mehanika tla se kao posebna znanstvena i inženjerska disciplina pojavila prije mehanike stijena. U početku su se principi mehanike tla pokušali primijeniti i na stijensku masu. Već tada se pokazalo da je to moguće samo u nekim specijalnim slučajevima. U razvoju mehanike stijena postojala je tendencija da se mehanika stijena tretira kao grana mehanike tla i kako kaže Müller (1974) da se mehanika stijena podredi mehanici tla. Međutim, usprkos prihvatljivosti nekih bazičnih principa, postoje ključna sporna pitanja koja razlikuju ove dvije znanstvene i inženjerske discipline. Po čemu su ove discipline slične a po čemu različite? Osnovna razlika proizlazi iz činjenice da procesi loma u intaktnoj stijeni uključuju mehanizme frakturiranja kao što je generiranje prslina i razvijanje u pseudokontinuum. U tlu, lom elementa medija tipično ne djeluje na mehanički integritet pojedinih zrna već je udružen s procesima dilatacije, rotacije i poravnanjem čestica. Ova razlika između tla i stijena među ostlaim ima i ove posljedice: • tlo je obično predmet relativno niskog stanja naprezanja a stijena visokog, • stijena ima neusporedivo manju deformabilnost i propusnost u odnosu na tlo, • u većini stijenskih formacija, tečenje fluida se dešava kroz diskontinuitete različitih vrsta, dok u tlu

migracija fluida uključuje pokret kroz porni prostor. Prisustvo diskontinuiteta u stijenskoj masi pravi razliku između tla i stijena još drastičnijom. Ponašanje stijenske mase u najvećoj mjeri kontroliraju diskontinuiteti te na taj način postaju nezaobilazan element u svim segmentima mehanike stijena (ispitivanjima, modeliranju, svojstvima i sl.). Mehanika tla uglavnom ne poznaje diskontinuitete u tako drastičnom obliku. Ovo ne znači da je poznavanje svojstava stijene i poznavanje mehanike tla nevažno u mehanici stijena, već da ova znanja nisu dovoljna za efikasan rad s kompleksnim materijalom kao što je stijenska masa. Kod modeliranja ova dva medija, tlo se može smatrati kontinuuom, te je na njega primjenjiva teorija kontinuuma, dok stijenska masa, s obzirom na njenu diskontinualnost, zahtjeva primjenu teorije diskontinuuma. Kada se zna koliko je toerija kontinuuma razvijenija disciplina u odnosu na teoriju diskontinuuma, jasno je zašto je teoretska baza mehanika tla toliko jača.

Činjenica da se tlo može smatrati kontinumom, a stijenska masa ne, ima značajnu posljedicu na jedan vrlo važan segment mehanike stijena - ispitivanje. U mehanici tla se rezultati pokusa dobiveni na relativno malim uzorcima u laboratoriju, mogu smatrati reprezentantom ovog medija u prirodi te se mogu direktno primijeniti u proračunima. Isti pristup je u mehanici stijena dopušten samo u nekim posebnim slučajevima kao što su: korištenje stijene kao građevinskog materijala; problemi bušenja, miniranja, rezanja; ispitivanje ispune diskontinuiteta koji kontroliraju kinematiku sistema i sl.). Kao što se vidi ovaj pristup je moguć samo ako se ispituje jedan od elemenata stijenske mase - intaktni materijal ili diskontinuitet. Kod ispitivanja stijenske mase kao sistema koji se sastoji od stijene i diskontinuiteta, ovaj princip je apsolutno neprihvatljiv. Nemogućnost direktne primjene rezultata laboratorijskih ispitivanja pri definiranju ponašanja stijenske mase, uzrokovala je pojavu više drugih pristupa:


• Ponašanja stijenske mase može se definirati na osnovi poznavanja svojstava stijene i diskontinuiteta koji se mogu odrediti u laboratoriju.

• Ponašanje stijenske mase može se definirati na osnovi rezultata velikih in-situ pokusa kod kojih je volumen stijenske mase dovoljno velik da i diskontinuiteti sudjeluju u njenom odgovoru na aplicirano opterećenje.

• Različiti empirijski pristupi definiranju dva osnovna mehanička svojstva - čvrstoće i deformabilnosti.

Treba naglasiti da je prvi od navedenih pristupa na samom početku razvoja mehanike stijena imao smisla ali se tijekom njenog razvoja pokazao neprikladnim. In-situ ispitivanja su dostigla određeni stupanj i u ovom trenutku se još uvijek čine nezamjenjivim, bez obzira što i ona imaju značajne nedostatke. Mehanika stijena je posvojila mnoge tehnike razvijene u mehanici tla bazirane na jednostavnom Coulomb-ovom zakonu. Međutim, ponašanje stijena je mnogo kompleksnije od ponašanja tla i u mnogim slučajevima mehanika stijena koristi tehnike nepoznate mehanici tla. 1.3 Uloga geologije u mehanici stijena Inženjerska mehanika stijena se može smatrati dijelom primjenjene mehanike, a isto tako i dijelom geologije tj. inženjerske geologije. Mehanika stijena može biti uspješna samo kada se poveže s stvarnom geološkom situacijom. Mnogi objekti danas dostižu geološke dimenzije što je jedan razlog više za usku suradnju geologa i inženjera. Prije pojave mehanike stijena, geologija je bila znanost koja je osiguravala podloge stijenskom inženjerstvu. Kada čista geologija nije mogla naći odgovore na sva pitanja stijenskog inženjerstva, počela se stvarati primjenjena geologija (inženjerska geologija). Kada pak ni inženjerska geologija nije mogla objasniti ponašanja objekata u i na stijeni rodila se mehanika stijena. Zato Müller (1967) smatra inženjersku geologiju roditeljem mehanike stijena. Ona je zajedno s istraživanjem pritisaka u rudarstvu osigurala važne početne točke mehanike stijena. Usku povezanost mehanike stijena i inženjerske geologije pokazuje i naziv prvog službenog časopisa ISRM-a - Rock mechanics and Engineering Geology, što je prof. Stepanian posebno pozdravio. Prema Američkom geološkom institutu, inženjerska geologija predstavlja primjenu geoloških znanosti u inženjerskoj praksi sa svrhom osiguranja da geološki faktori koji djeluju na lokaciju, projekt, objekt, izvođenje i održavanje inženjerskih zahvata budu prepoznati i adekvatno određeni. Judd, pod inženjerskom geologijom smatra primjenu znanja i iskustva u geologiji i drugim geoznanostima radi rješavanja geoloških problema postavljenih od strane građevinskih stručnjaka. Inženjerska geologija kao grana primjenjene geoznanosti pokriva rang zadaća koje leže 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. Termin geološki inženjer (Geological engineer or engineering geologist) obuhvaća inženjera za radove u stijeni (rock engineer) i inženjera za radove u tlu (soil engineer). I jedni i drugi imaju drugačiji pogled od klasičnog geologa. Klasični ili čisti geolog pokušava razumjeti povijest (genezu stijena), dok geološki inženjer ili inženjerski geolog, gleda u budućnost, pokušavajući predvidjeti ponašanje zemljanih materijala kao agregata ili ispune i njihovu stabilnost u zidovima iskopa. Treba primjetiti da Franklin i Dusseault (1989) klasične geologe ne zovu inženjerima. Inženjerske opservacije, pokusi, opisi i klasifikacije premda bazirani na temeljnoj geologiji, bitno su različiti od onih klasične geologije. Bieniawski inženjere koji se bave geologijom dijeli u dvije skupine i naglašava poterbu da ih se ne mješa. Pored inženjerskih geologa on spominje i novu vrstu geoloških inženjera (geological engineers) koja se pojavila u USA, kombinirajući vještine u inženjerskom projektiranju, mehanici stijena, mehanici tla, geologiji i goefizici.


Pojavom inženjerske geologije pomalo se zaboravlja veza mehanike stijena i stijenskog inženjerstva s klasičnom geologijom. Na ovu činjenicu upozorava 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 jedne oblasti dovela je do posebne litologije, posebne strukture i posebnog naponskog stanja. Sve ove geološke informacije su od temeljne važnosti za mehaniku stijena. Progres u mehanici stijena nije reducirao odgovornost geologa. i pored toga što konačna odgovornost za projekt generalno ostaje na specijalistima za mehaniku stijena i inženjerima. Geolozima će se u budućnosti postavljati sve preciznija pitanja. Da bi mogli dati točne odgovore, oni moraju znati i razumjeti teoriju i praksu mehanike stijena. 1.4 Povijesne napomene Za razliku od mnogih modernih polja inžanjerstva koja su se razvijala s njima bliskim znanostima, radovi u i na stijeni (rudarstvo i građevinarstvo) stoljećima su se prakticirali bez podrške znanosti. Još od predpovijesnih vremena, različita svojstva čvrstoće stijena bila su prepoznavana od primitivnih ljudi. Pećinski čovjek je birao stabilne pećine dok je čovjek iz kamenog doba birao pogodne stijene za svoje alatke. Dokazi o stijenskom inženjerstvu mogu se naći u najranijim danima rudarstva i graditeljstva. Podzemno rudarenje, najprije u jamama a potom i u oknima počelo je za vrijeme kamenog doba, prije nekih 15000 god. S tunelogradnjom se započelo oko 3500 g. prije Krista (u brončano doba) za potrebe rudnika bakra Sinai Peninsula. Keopsova piramida u Egiptu napravljena je prije 4700 godina (upotrebljeno je više od 2 milijuna obrađenih kamenih blokova). Prve brane izgrađene su oko 2900 godina prije Krista. Vapnenačka stijena kao inženjerski materijal, korištena je za nož kesona mostova 2000 godina prije Krista u Egiptu. Nož je bio napravljen od okruglog vapnenačkog bloka s rupom u sredini. Pored korištenja tunela u rudarstvu, mnogi tuneli u antičko doba izrađeni su za dopremu vode, javne podzemne prolaze, grobnice, vojne svrhe i dr. Putni tunel blizu Naples-a (Italija) izgrađen je 36. godina prije Krista u dužini od 1220 m, s visinom od 9,15 m i širinom 7,60 m. U kasnom renesansnom periodu, Georgius Agricola u njegovoj raspravi o rudarstvu - De Re Metalurgia (1556) opisao je prilično zrele metode rudarenja uključujući okna i druge elemente rudnika. Prvi tunel kroz Alpe bio je Mont Cenis s dužinom od 11 km (1857 - 1870). Svi ovi i mnogi drugi primjeri pokazuju intuitivno korištenje empirijskog poznavanja stijene mnogo prije nego što je znanost i inženjerstvo moglo ponuditi logično i teoretsko osnovno znanje. Tek u 19. stoljeću, osnivanjem udruženja inženjera u Evropi i Sj. Americi, počinje prikazivanje inženjerskih iskustava u tehničkim publikacijama. U početku su izvještaji bili uglavnom kvalitativni, bazirani na vizuelnim opservacijama. Predmet prvih mjerenja bila su slijeganja terena uslijed podzemne eksploatacije ugljena i konvergencija kalote i poda podzemnih objekata. Young i Stock su 1916 god. objavili pregled preko 100 radova objavljenih u zadnjih 60 god. koji se bave slijeganjima terena uslijed eksploatacije ugljena. U prvih nekoliko dekada ovog stoljeća tehnički izvještaji počinju tretirati stijenu kao inženjerski materijal u građevinarstvu i rudarstvu. Ovi članci sadrže informacije o mehaničkim svojstvima, dubokom rudarenju i mehanizmima odlamanja stijenske mase. Spominju se i laboratorijska fotoelastična ispitivanja kao i teoretski empirijski pristupi određivanju stanja naprezanja oko podzemnih iskopa u stijeni. Prvi počeci mehanike stijena mogu se naći krajem prošlog stoljeća. Na polju graditeljstva to se odnosi na probleme izvođenja dugačkih alpskih tunela i ime velikog geologa Alberta Heim-a. On je na kraju prošlog i početkom ovog stoljeća u radovima "Mechanismus der Gebirgsbildung" i "Geologische Nachlese" ukazao na neke stvari koje moderna mehanika stijena priznaje i prihvaća. Njemački ekspert za tunele, Rziha (1874) vjerojatno se među prvima bavio horizontalnim naprezanjima u okolini tunela a Heim je nekoliko godina kasnije ukazao da horizontalno naprezanje može biti jednako vertikalnom. Na polju rudarstva, već su Fayol i Trompeler interpretirali fenomen manifestiranja sekundarnog, naponskog stanja i podzemnog pritiska. I njihovu generalnu interpretaciju također priznaje moderna mehanika stijena.


Pri izgradnji tunela Ritam u Švicarskoj, 1920 god. primjećena su brojna oštećenja kao posljedica klizanja cijele padine. U to vrijeme je pri izgradnji tunela Amsteg obavljen pokus hidrauličke komore s ciljem određivanja kompresijskog modula (bulk modulus). Ovo je bilo vjerojatno prvo ispitivanje deformacijskih svojstava stijenske mase. Par godina kasnije Schmidt pravi prve pokušaje u teoretskoj mehanici stijena povezujući Heim-ove nalaze o rezidualnim naponima i elastična svojstva stijenske mase. Bilo je to vrijeme uvođenja čelične podgrade pri gradnji tunela i okana i nekoliko istraživača je izračunalo naprezanja u oplati na osnovi elastičnih svojstava čelika i stijenske mase. Treba spomenuti i čileanskog geologa Fenner-a koji je 1938 god. publicirao tezu sličnu Heim-ovoj. Ova dva pionirska rada bila su dugo godina ignorirana da bi tek 1952 neke od njihovih teorija potvrdili Terzaghi i Richart. Vrlo aktivne bile su američke rudarske škole i US Bureau of Mines. Oni su se bavili teoretskim problemima raspodjele naprezanja oko podzemnih komora pravokutnog oblika ali su se suočili s mnogo praktičnih problema. Intenzivni razvoj mehanike stijena počeo je poslije drugog svjetskog rata kao posljedica gradnje velikih površinskih i podzemnih objekata. U Americi su prednjačile rudarske škole i sveučilišta te "US Bureau of Reclamation" koje je vodilo istraživanja svojstava stijena i stijenskih masa. U 1964. god. aktivnosti "American Society for Testing and Materials" proširene su na ispitivanja stijena. U Liege-u (Belgija) je 1951. održana prva međunarodna konvencija o pritisku stijena i podgrađivanju. U Evropi je između 1950. i 1960. najaktivniji istraživački centar izvan rudarskih škola vjerojatno bilo sveučilište u Beču gdje je Stini osnovao austrijsko udruženje za geofiziku i inženjersku geologiju. Iz ovoga se razvila tzv. austrijska škola ili austrijski krug koja se ističe u preciznom opisu diskontinuiteta u stijeni, znatno točnije nego što je to uobičajeno u inženjerskoj geologiji. Ova škola ukazala je da diskontinuiteti imaju dominantan utjecaj na ponašanje stijenske mase. Od 1951. god. do danas održavaju se u Slazburgu svake godine tzv. "Geomehanički kolokviji". Potreba za mehanikom stijena naročito se jako osjetila kod temeljenja visokih brana. Tako je 1951. god. predloženo da se u sklopu ICOLD-a (International Commission on Large Dams) formira potkomitet za mehaniku stijena. Komitet eksperata predvođen s G. Westerberg-om preporučio je 1957 da se u sklopu ICOLD-a orgnaizira komitet za podzemne radove čiji je cilj trebao biti rješavanje najurgentnijih problema temeljenja visokih brana. Komitet se prvi puta sastao za vrijeme 6. Kongresa ICOLD-a 1958. god. u new York-u. Za vrijeme 7. kongresa ICOLD-a u Rimu u 1961. god. vrlo je istaknuta uloga mehanike stijena te ona postaje jedna od najvažnijih grana inženjerstva velikih brana. Lom brane Malpasset 3.12.1958. izazvao je smrt 450 ljudi. Katastrofa Vajonta desila se 9.10.1963. Nije bilo sumnje da je mehanika stijena postala urgentan zadatak u projektiranju brana. Potreba za novom disciplinom - mehanikom stijena, bila je naglašena na petoj (Pariz, 1961) i šestoj (Montreal, 1965) konferenciji ISSMFE. "US National Reseurch Concils study" u 1967. god. ukazuje na potrebu za mehanikom stijena i preporučuje ubrzanje napora na ovom polju. Nakon neuspjelog pokušaja da se mehanika stijena razvija u okviru mehanike tla kao jedno njeno poglavlje, osnovano je 1962. god. u Salzburgu međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM - International Society for Rock Mechanics). Direktan poticaj ovome dali su stručnjaci okupljeni u tzv. "austrijskoj školi", a posebno treba istaći prof. Muller-a koji je bio prvi predsjednik ISRM-a (1962-1966). Kada se govori o međunarodnim udruženjima treba spomenuti dva čiji su predmet interesiranja tlo i inženjerska geologija. Međunarodno društvo za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo (ISSMGE-International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering) osnovano je za vrijeme Prve međunarodne konferencije o mehanici tla i temeljenju koja je održana u Harvardu 1936 godine. Posljednji (15) je održan 2001. u Turskoj. Međunarodno društvo za inženjersku geologiju (IAEG - International Association on Engineering Geology and the environment) osnovano je 1964 a prvi kongres društva održan je 1968. god. u Pragu. Evo još nekoliko značajnih datuma iz novije povijesti:

• 1867 - dinamit i AN/FO eksploziv • 1876 - električni detonator


• 1881 - stroj za bušenje tunela • 1909 - mlazni mort • 1918 - stijenski anker • 1942 - mlazni beton • 1940 - volfram karbid bušaće svrdlo • 1950 - nova austrijska tunelska metoda • 1971 - hidrauličko udarno bušenje.

1.5 Zašto je inženjerska mehanika stijena postala samostalna znanstvena i inženjerska

disciplina? U vrijeme pojavljivanja mehanike stijena, mehanika tla je bila priznata i uglavnom formirana znanstvena i inženjerska disciplina. Jedan od osnovnih razloga za formiranje mehanike stijena kao posebne discipline izvan mehanike tla je opća prirodna diskontinualnost stijenske mase. Inženjerska mehanika stijena je zbog toga u većini slučajeva upućena na proučavanje ispucale stijenske mase koja samo u specijalnim slučajevima može biti tretirana kao anizotropni kontinuum. Mehanika stijena je kao znanstvena disciplina priznata tek oko 1960. god. Ovo priznanje je neizbježna posljedica novih inženjerskih aktivnosti u stijenskoj masi uključujući kompleksne podzemne instalacije, duboka zasjecanja u građevinarstvu, enormne dnevne kopove u rudarstvu, temeljenje visokih lučnih brana i dr. Ove aktivnosti kao i nekoliko velikih lomova brana i pokosa u stijeni s ljudskim žrtvama i ogromnim materijalnim štetama istaknuli su potrebu za boljim poznavanjem ponašanja stijenske mase. Inženjerska mehanika stijena je ekstremno kompleksna disciplina u poređenju s mehanikama drugih materijala među kojima treba spomenuti najnoviju - mehaniku tla. Ova kompleksnost je uglavnom posljedica sljedeća tri faktora: • kompleksne prirode stijenske mase, • poteškoće uključivanja utjecaja diskontinuiteta (rasjedi, pukotine, kalavost i dr.) na mehanička

ponašanja stijenske mase, • vrlo veliki intervali varijacija tri temeljna faktora o kojima ovisi ponašanje stijenske mase: stanje

naprezanja, temperatura i vrijeme. Mehanika stijena je omogućila prijelaz s kvalitativnog opisa iskustava na kvantitativno izražene odnose i zakonitosti. Ona omogućava iznalaženje novih metoda koje vode ka racionalnijem i sigurnijem projektiranju i izvođenju objekata u i na stijenskoj masi. Brzi razvoj mehanike stijena posljedica je više faktora: • Generalno povećanje znanstvenih aktivnosti koje su među ostalim proizvele teoriju, instrumente i

procedure mjerenja primjenjive na istraživanja u mehanici stijena. • U rudarstvu su do tada pristupačnija ležišta bila ispražnjena te se moralo rudariti u nepovoljnijim

uvjetima (većim dubinama). • U građevinarstvu se znatno povećao broj i veličina projekata kao špto su brane, diverzioni tuneli,

podzemne strojarnice, podzemne željeznice, cestovni i željeznički tuneli. • Pokazano je da mnoge tvari kao što su nafta, kemikalije, hrana, plin i dr. mogu biti ekonomično

smješteni u podzemlje što zahtjeva izradu stabilnih podzemnih objekata. • Naglo su se povećavali vojni objekti u podzemlju. • Postoji uvijek potreba za poboljšanjem sigurnosti podzemnih objekata. • Skladištenje radioaktivnog otpada • Duboka bušenja i bušenja horizontalnih bušotina 1.6 Polja primjene


Inženjerska mehanika stijena nezaobilazna je disciplina u rudarstvu, građevinarstvu, naftnom inženjerstvu i ekološkom inženjerstvu. Među mnogim zanimanjima inženjera u planiranju, projektiranju i izvođenje radove treba naglasiti devet, pošto često značajno ovise o inženjerskoj mehanici stijena.

• Istraživanje geoloških rizika (nestabilnost površinskih i podzemnih iskopa) • Selekcija materijala (građevni kamen, agregat za beton i dr.) • Bušivost i rezivost stijene (duboka bušenja, strojni iskop podzemnih objekata i dr.) • Selektiranje tipova objekata (prilagođavanje vrste objekta stanju stijenske mase, na primjer-lučna,

gravitacijska ili nasuta brana) • Analiza deformacija (praćenja (monitoring) tijekom građenja i eksploatacije građevine) • Analiza stabilnosti (stabilnost temelja, pokosa i dr.) • Kontrola miniranja (miniranje uz postojeće objekte i sl.) • Stabiliziranje iskopa (sidra, mlazni beton i sl.) • Hidrauličko frakturiranje (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.

Mehanika stijena svakodnevno pronalazi nova polja primjene. Uz naftno inženjerstvo, kod koga se mehanika stijena udomaćila u posljednje vrijeme, treba spomenuti nove inženjerske i znanstvene aktivnosti koje se ne mogu razvijati bez intenzivnog korištenja mehanike stijena. To su: predviđanje zemljotresa, rudarenje otapanjem i plinifikacijom, spremanje tekućina i komprimiranih plinova u podzemne prostorije, skladištenje radioaktivnog otpada, bušenje horizontalnih bušotina na velikim dubinama i dr. 1.7 Otvoreni problemi Premda su mnogi problemi stijenskog inženjerstva uspješno rješeni u posljednjih 30 godina, još uvijek ostaje otvoreno nekoliko glavnih problema. Ladanyi (1982), kao glavne probleme mehanike stijena ističe sljedeće:

• nemogućnost direktnog mjerenja osnovnih svojstava stijenske mase, • efekt vremena, • modeliranje.

Osnovna svojstva stijenske mase nije moguće direktno mjeriti zbog ograničavajućih faktora mjerila, (scale efects), vremena i novca. Ladanyi nudi i odgovor na pitanje-što činiti u ovakvoj situaciji. "Nemožemo mjeriti, ali ako dovoljno pažljivo promatramo, razvijamo koncepcijske modele, radimo povratne analize, utvrđujemo okvire i klasifikacijske sisteme neprestano promatramo i poboljšavamo ih tijekom dovoljno dugog perioda, možemo se nadati da ćemo eventualno moći utvrditi ova svojstva stijenske mase dovoljno točno za potrebe prjektiranja. Uobičajeno je da se u geomehanici o efektu vremena razmišlja kroz fenomene tečenja i konsolidacije. Pokreti stijenske mase tijekom vremena mogu biti posljedica vrlo specifičnih pojava koje nemaju nikakve veze s procesima konsolidacije i tečenja. Stijenska masa izdjeljena na blokove, kako u tunelima tako i u pokosima, ima tendenciju kontinuiranog pokretanja zbog njene razgradnje (deteriorate) tijekom vremena


uzrokovane trošenjem, erozijom, mržnjenjem i otapanjem, fluktuacijom tlaka vode u pukotinama, otvaranjem pukotina zbog rasterećenja, progresivnim lomom i dr. Vrlo je teško predvidjeti neki od ovih fenomena ili njihovu kombinaciju, tako da u mnogim slučajevima jedino kontinuirano motrenje karakterističnih točaka objekta ili pokosa može potvrditi uspješnost prognoze loma. Kod matematskog modeliranja, glavni zadatak je definiranje hipoteze o ponašanju materijala (konstitutivna jednadžba) i kvantifikacija različitih tipova ulaznih parametara. Svatko tko je pokušao opisati i uvrstiti u razumljiv matematski oblik ponašanje bilo kog prirodnog materijala, svjestan je kompleksnosti ovog zadatka. Efekt vremena igra važnu ulogu. Za konvencionalne objekte postoji iskustvo o njihovom ponašanju tijekom vremena jer je njihov vjek trajanja relativno kratak. Međutim, u inženjerskoj praksi pojavljuju se objekti koji moraju imati vjek trajanja mjeren geološkim mjerilima. Od stijenske mase u kojoj je izgrađeno skladište visokovrijednog radioaktivnog otpada traži se postojanost tijekom više tisuća pa i milijuna godina. Ekstrapolacija svojstava stijenske mase na tako dug period nosi u sebi ogromne rizike. 1.8 Međunarodno društvo za mehaniku stijena i Hrvatska udruga za mehaniku stijena Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM - International Society for Rock Mechanics) osnovano je u svibnju 1962. godine u Salzburgu. Bio je to izraz potreba istraživača na polju mehanike stijena u cijelom svijetu za sistematskim međusobnim kontaktima i razmjenama iskustava, ideja i rezultata. Formiranje ISRM-a bilo je bez sumnje pod jakim utjecajem Leopolda Müllera i organizacije pod nazivom "Internationale Arbeitgemeinschaft für Geomechanik" koje je formirano 1951. god, i Ingenieurbüro für Geologie und Bauwesen. U statutu ISRM-a stoji da polje aktivnosti uključuje sve odnose fizikalnog i mehaničkog ponašanja stijena i stijenskih masa i primjenu ovih znanja za bolje razumijevanje geoloških procesa i na poljima inženjerstva. Treba naglasiti da su oko promoviranja mehanike stijena kao samostalne znanstvene i inženjerske discipline mišljenja bila podijeljena. Prije svega, postajalo je mišljenje da se mehanika stijena treba razvijati u okviru mehanike tla kao jedno njeno poglavlje. Ovaj stav zastupali su čelnici međunarodne konferencije o mehanici tla i jasno su ga definirali kroz istupanje Bjeruma koji je govorio u ime Casagrande-a (predsjednik International Conference on Soil mechanics) na godišnjem kongresu austrijskog društva za mehaniku stijena u Salzburgu 1962. god. Izgleda da je ovo istupanje imalo suprotan učinak te je kongres reagirao odlukom o proširenju njihovih vlastitih napora i formiranjem začetka ISRM-a. Godina održavanja ovog kongresa računa se za godinu osnivanja ISRM-a. Za prvog predsjednika izabran je Leopold Müller. Tajništvo ISRM-a je od 1966. god. do danas u institutu-Laboratorio National de Engenharia Civil (LNEC) u Lisabonu (Portugal). Četiri godine nakon osnivanja, održan je prvi kongres ISRM-a u Lisabonu. Do danas je odrzano 10 kongresa Međunarodnog društva za mehaniku stijena: Lisbon (Portugal),1966; Beograd (Jugoslavija), 1970; Denver (USA), 1974; Montreux (Swutzerland), 1979; Melbourne (Australia), 1983; Montreal (Canada), 1987; Aachen (Germany), 1991; Tokyo (Japan), 1995; Paris (France), 1999; Johanesbourg (South Africa), 2003; Lisboa (Portugal) 2007. Međunarodnim društvom su predsjedavali: Leopold Müller (Austria); Manuel Rocha (Portugal); Leonard Obert (USA); Pierre Habib (France); Walter Wittke (Germany); Edward T. Brown (UK); John Franklin (Canada); Charls Fairhurst (USA); Sakurai (Japan); Marc Panet (France); Nielen Van der Merwe (South Africa), John, A. Hudson (U.K) Pored kongresa Međunarodnog društva koji se održavaju svake 4 godine, ISRM je pokrovitelj brojnih specijaliziranih konferencija iz područja mehanike stijena i stijenskog inženjerstva. Od mnogobrojnih nacionalnih i međunarodnih skupova treba po kvaliteti izdvojiti Simpozije iz mehanike stijena Sjedinjenih Američkih Država koji se održavaju svake godine kao i Salzburške geomehaničke kolokvije koji se održavaju svake godine od 1951. do danas . Od 1992. godine održavaju se europske konferencije pod nazivom "Eurock", posvećene nekoj aktualnoj temi.


ISRM je u vrijeme svog osnutka (1962) kao službeno glasilo odabralo časopis "Geologie und Bauwesen" kojeg je ustanovio Josef Stini 1929. god. Ime časopisa promjenjeno je 1963. god. u: Rock Mechanics and Engineering Geology s namjerom da se istakne rođenje nove znanstvene discipline - mehanike stijena. Ime časopisa promjenjeno je još jednom 1969. god. u "Rock Mechanics - Felsmechanik - Mecanique de Roches" radi isticanja povezanosti časopisa sa ISRM-om. Od 1969. uvedena je nova numeracija časopisa te "Rock Mechanics" starta s Vol. 1. No. 1. Suradnja ISRM-a i časopisa prekinuta je 1977 te on prestaje biti njegov službeni glasnik. Od 1983. god. (Vol. 16 No1), časopis izlazi pod nazivom Rock Mechanics and Rock Engineering. Ime je promjenjeno s namjerom da se sačuva ravnoteža između članaka koji se bave temeljnom mehanikom stijena, inženjerskom geologijom i problemima koji proizlaze iz prakse izvođenja. Od 1977. ISRM svoje dokumente objavljuje u časopisu International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanical Abstracts. Od rujna 1992 ISRM izdaje vlastiti News Journal koji donosi sve informacije vezane uz rad Društva a također i znanstvene članke iz aktualne problematike.

U posljednje vrijeme vodi se rasprava oko promjene imana Međunarodnog društva. Prije par godina, Međunarodno društvo za mehaniku tla i temeljenje promjenilo je ime u Međunarodno društvo za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo. Međunarodno društvo za mehaniku stijena reagiralo je, smatrajući da se pod geotehničkim inženjerstvom podrazumjeva i stijensko inženjerstvo. Kao reakciju na promjenu imana međunarodnog društva za mehaniku tla i temeljenje pokrenuta je inicijativa za promjenu imana Međunarodnog društva za mehaniku stijena u Međunarodno društvo za mehaniku stijena i stijensko inženjerstvo. Ova događanja pokazuju da se u posljednje vrijeme sve više pažnje poklanja geotehničkom inženjerstvu (rock and soil engineering) u kome se dešavaju jednako značajne promjene kao i u mehanici stijena i mehanici tla koje predstavljaju njegovu znanstvenu bazu.

S ciljem proučavanja znanstvene i tehničke problematike kojem se Društvo bavi, osnovano je u periodu od 1967. god. do danas ukupno 25 komisija. Neke od njih su prestale sa radom a neke su još uvijek aktivne. Formiranje i ukidanje komisija permanentan je proces. Svaka od komisija trebala bi izdati tzv. - "Suggested method" (preporučenu metodu), dokument sličan normi. Do danas je publicirano preko 40 "Suggested methods"-a koji, u nedostatku nacionalnih normi, predstavljaju izvanrednu pomoć svima koji se bave ovom problematikom. Vjerojatno će tijekom vremna ove preporučene metode prerasti u međunarodne norme (ISO norme). Od svog osnivanja ISRM je smatrao važnom usku suradnju s srodnim granama geoznanosti. Iz tog razloga, na inicijativu de Beer-a sa Sveučilišta u Liege-u i uz podršku Belgije, ustanovljeno je 1973. stalno tajništvo za koordinaciju (PCS - Permanent Coorginating Secretariat). Tajništvo sačinjavaju generalni tajnici tri društva: ISRM, ISSMGE (International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering) i IAEG (International Association of Engineering Geology). Od tada pa sve do danas, tajništvo se sastaje svake godine. ISRM ostvaruje suradnju i sa drugim međunarodnim udruženjima od kojih treba istaći: International Bureau of Strata mechanics; International Commission on Large Dams; The International Tunnelling Association. Kao rezultat čvrste povezanosti ovih udruženja, održan je prvi međunarodni kongres u organizaciji ISRM-a, ISSMGE-a i IAEG-a u Melbournu 2000. (GeoEng-2000). Ovi kongresi održavat će se i u narednom periodu svake 4 godine. Opća je tendencija približavanja ovih društava, jer se prirodni materijalai koji padaju u granično područje između tla is tijena ponašaju po zakonima mehanike stijena i mehanike tla.. Bez inženjerskke geologije ne mogu se rješavati problemi vezani uz stijene niti oni vezani uz tlo. Jednostavno rečeno, ove tri discipline su osuđene na zajedništvo i vremenom će granice koje su između njih postavljene sve više labaviti. Hrvatska udruga za mehaniku stijena (HUMS) je dobrovoljna društveno-stručna organizacija koja okuplja inženjere i druge stručne osobe zainteresirane za mehaniku stijena i geotehničko inženjerstvo. HUMS predstavlja Hravatsku u Međanaurodnoj udruzi za meheniku stijena. Aktivnosti članova udruge počinju još davne 1965 godine kada je osnovano Jugoslavensko društvo za mehaniku stijena i podzemne radove (JDMSPR) na poticaj 70 stručnjaka iz Jugoslavije. JDMSPR je formirano na inicijativu jugoslavenskog potkomiteta za temeljenje brana i podzemne radove, a na poticaj Saveza građevinskih


inženjera i tehničara Jugoslavije, Saveza inženjera i tehničara rudarske geološke i metalurške službe Jugoslavije i jugoslavenskog komiteta za visoke brane. Izmjenom statuta Društva 1980. god. formirana su 3 republička društva (Hrvatska, Srbija, BiH), koja su zajedno tvorila Jugoslavensko društvo za mehaniku stijena i podzemne radove. Društvo za mehaniku stijena i podzemne radove Hrvatske (DMSPRH) osnovano je 17.10.1980. DMSPRH se 31.10.1991. izdvojilo iz JDMSPR na skupštini Društva održanoj 14.11.1991. u Zagrebu. Usvojen je novi Statut i promjenjeno je ime Društvu. Od tada se društvo zove - Hrvatsko društvo za mehaniku stijena (HDMS). Tijekom 1998 godine promjenjeno je ime Društva i od tada Društvo djeluje pod imenom-Hrvatska udruga za mehaniku stijena (HUMS). Hrvatsko Geotehničko društvo Do 2006. u Hrvatskoj su samostalne djelovale dvije geotehničke udruge: Hrvatska udruga za mehaniku stijena (HUMS) koja je pretstavljala Hrvatsku u ISRM-u (International Society for Rock Mechanics) i Hrvatska udruga za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo (HUMTGI) koja j e pretstavljala Hrvatsku u ISSMGE-u (International Society for Soil Mechanics and Geotechnical Engineering). Slijedeći svjetske trendove, kako na nacionalnom tako i na međunarodnom nivou, ove su se dvije udruge udružile u jedinstvenu udrugu pod nazivom: Hrvatsko geotehničko društvo (HGD) i od 2006 godine HGD pretstavlja Hrvatsku u ISRM-u i u ISSMGE-u. 1.9 Izvori informacija Spomenut će se samo knjige, časopisi, saopćenja i sl. koji su, po slobodnoj ocjeni autora, ključni u ovom trenutku za probleme kojima se bavi inženjerska mehanika stijena. Knjige Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and

Unwin (Publishers) Ltd, 527 p. Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p.

(pp. 281-285). Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. 183-184. Hoek, E., Brown, E.T., (1980), Underground excavation in Rock, The Institute of Mining and

Metallurgy, London, 527 p. Hoek, E., Bray, J.W., (1977) Rock Slope Engineering, revised second edition, The Institute of Mining

and Metallurgy, London, 402 p. Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock,

Balkeme, 215 p. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Hudson, J.A. and Harrison J.P.,2000, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergamon, 444 p. Hudson, J.A., (editor-in-chief), (1993), Comprehensive Rock Engineering, Volume 1,2,3,4 i 5 Harrison, J.P., Hudson, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 p. Jaeger, C., (1979), Rock Mechanics and Engineering, second edition, Cambridge University Press, 523

p. Jumikis, A.R., (1979), Rock Mechanics, Trans Tech Publucation, Series on Rock and Soils Mechanics,

Vol.3. (1978/79) No5. Obert, L., Duvall, W. I., (1967) Rock Mechanics and the Design of Structures in Rock, John Wiley

and Sons, 650 p Stagg, K.G., Zienkiewicz, O.C., (1968) Rock Mechanics in Engineering Practice, John Wiley and

Sons, 442 p. Wittke, W., (1990), Rock Mechanics, Berlin (Springer), pp. 750-778.


Časopisi • Canadian Geotechnical Journal • Engineering Geology • Felsbau • Geotechnical Testing Journal • Geotechnique • International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences and Geomechanical Abstracts • Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering • Rock Mechanics and Rock Engineering • Tunnelling and Underground Space Technolo gy Saopćenja sa kongresa i konferencija Saopćenja sa kongresa: • Međunarodne udruge za mehaniku stijena • Međunarodne udruge za mahaniku tla i geotehničko inženjerstvo • Međunarodne udruge za inženjersku geologiju • Međunarodne udruge za tunelogradnju Saopćenja sa ISRM regionalnih simpozija (Eurock u Europi) Saopćenja sa domaćih geotehničkih savjetovanja: • Geotehnika prometnih građevina, Novigrad, 1994. • Mehanika stijena i tuneli-MESTU’99, Zagreb, 1999. Norme i preporučene metode ISO norme (International standard organization) Europske norme Eurokod-7 (3 dijela) Nacionalne norme

• ASTM (američke) • BS (britanske) • DIN (njemačke) • AFNOR (Francuske)

Preporučene metode Međunarodnog društva za mehaniku stijena Preporučene metode Međunarodnog društva za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo Napomena: Vidi ”korisni linkovi” gdje ćeš naći adrese pojedinih normirnih institucija i udruga


1.10 Rječnik

rock Any naturally formed aggregate of mineral matter occurring in large masses or fragments

rock mass rock mass Rock as it occurs in-situ, including its structural discontinuities rock mechanics Theoretical and applied science of the mechanical behaviour of rock

soil mechanics the application of the laws and principles of mechanics and hydraulics to engineering problems dealing with soil as an engineering material.

soil (earth) sediments or other unconsolidated accumulations of solid particles produced by the physical and chemical disintegration of rocks, and which may or may not contain organic matter.

soil physics the organized body of knowledge concerned with the physical characteristics of soil and with the methods employed in their determinations.

1.11 Literatura Attewell, P.B., Farmer, I.W., (1976), Principles of Engineering Geology, John Wiley and Sons, Inc., New

York, 1040 p. Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and Unwin

(Publishers) Ltd, 527 p. Bieniawski, Z.T., (1989), Engineering Rock Mass Classification, John Wiley and Sons, p Bieniawski.Z. T., (1984) The Design Process in Rock Engineering, Rock Mechanics and Rock

Engineering, Vol.17. No. 3. pp. 183-190. Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p.

(pp. 281-285). Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. 183-184. Harrison, J.P., Hudson, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 p. ISRM, Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english,

french, germany). Jaeger, C., (1979), Rock Mechanics and Engineering, second edition, Cambridge University Press, 523 p. John, K.W., (1962), An Aproach to Rock Mechanics, Jour. of the Soil mechanics and Foundation

Division. Vol. 88.No. SM4. Jumikis, A.R., (1979), Rock Mechanics, Trans Tech Publucation, Series on Rock and Soils Mechanics,

Vol.3. (1978/79) No5. Kujundžić, B., (1972), Pozdravni govor na otvaranju 3 Jugoslavenskog simpozija iz mehanike stijena i

podzemnih radova, Tuzla. Kujundžić.B., (1970), Opening Sesion, Proc of the 2nd Congress of the ISRM, Beograd, Vol. 3. pp. 90-

93. Ladanyi, B., (1982), Issues in Rock Mechanics: Personal View, Proc 23rd US Symposium on Rock

Mechanics, Berkley, California. Langer, M., (1993), The Role of Engineering Geology for Planing and Construction of Underground

Openings, Engineering Geology, Vol. 35. No ľ, pp.143-147. Müller, L., (1974), Rock Mechanics, Cours held at the Department of Mechanics of Solids, Preface and

Introductory Lecture, pp. 1-13, Udine. Müller. L., (1967), Proc of the 1st Congress of the ISRM, Lisboa, Vol. 3. pp. 80-83.


Nonveeiller, E., Geotehnika prometnih građevina, Saopćenja sa savjetovanja Geotehnika prometnih građevina, Novigrad, 1994, Knjiga 2, strana 73-84.

Obert, L., Duvall, W. I., (1967) Rock Mechanics and the Design of Structures in Rock, John Wiley and Sons, 650 p

Roberts, A., (1977), Geotechnology, An Introductory Text for Students, and Engineers, Pergamon Press, 347p.

Rocha, M., (1967), Opening Sesion, Proc of the 1st Congress of the ISRM, Lisboa, Vol. 3. pp. 68-70. Wittke, W., (1993) Remarks on the Practical Application of Rock Mechanics, ISRM News Journal, 1(3),

pp. 21 -24. and, 41-42.

Ivan Vrkljan

2 Geološka klasifikacija stijena

Ovim poglavljem želi se potaknuti čitatelje da porade na usvajanju hrvatskih termina u geološkim klasifikacijama stijena. Kako je prof. Josip

Tišljar dao veliki doprinos na ovom polju, usvojena je terminologija koju on koristi u svojim najnovijim knjigama. Premda će se nekima činiti da se sa

ovim poglavljem nepotrebno opterećuju oni koji se bave inženjerskom mehanikom stijena, mislim da je poznavanje osnovne terminologije vezane

uz sedimentne stijene neophodno radi boljeg razumjevanja inženjerskih geologa bez kojih se ne mogu rješavati značajniji inženjerski problemi. Kako bi se izbjegla zbrka pri upotrebi termina “struktura” i “tekstura”

opredjelio sam se za anglo-američku terminologiju.

2-Geološka klasifikacija stijena.doc


2 Geološka klasifikacija stijena

2.1 Uvod.................................................................................................................................3 2.2 Magmatske ili eruptivne stijene...........................................................................................4 2.3 Sedimentne stijene .............................................................................................................4

2.3.1 Osnovna podjela sedimentnih stijena...............................................................................4 2.3.2 Postanak sedimenata ......................................................................................................5 2.3.3 Tekstura i struktura sedimentnih stijena...........................................................................7

2.3.3.1 Podjela klastičnih sedimenata na osnovi veličine zrna ..............................................9 2.3.4 Sistematika sedimentnih stijena ....................................................................................11

2.3.4.1 Klastični sedimenti i klastične sedimentne stijene ..................................................11 2.3.4.2 Vulkanoklastični sedimenti...................................................................................13 2.3.4.3 Kemijske i biokemijske sedimentne stijene ............................................................14

2.4 Metamorfne stijene ..........................................................................................................15 2.5 Rječnik ...........................................................................................................................16 2.6 Literatura ........................................................................................................................16

2. Geološka klasifikacija stijena 3

2.1 Uvod Nastojeći ne doprinositi zbrci koja vlada u terminologiji pri opisu, naročito sedimentnih stijena, odlučeno je usvojiti terminologiju koju koristi prof. Tišljar u svojim knigama (Tišljar, 1993; 2001). Ovisno o načinu postnka, sve stijene litosfere svrstavaju se u tri glavne skupine: • Magamtske ili eruptivne • Sedimentne ili taložne • Metamorfne Magmatske stijene nastale su kristalizacijom magme ili očvršćavanjem lave. Sedimentne stijene (od lat. sedimentum = talog) nastale su u vodi ili na kopnu kao rezultat taloženja materijala koji potječu od razaranja površinskih djelova litosfere, mehaničkom ili kemijskom aktivnošću egzodinamičkih faktora i organogeno. (Šestanović, 1986). Već sam naziv sedimentne stijene (od lat. sedimentum = talog) govori da su to stijene nastale taloženjem neorganskog i organskog, krutog ili iz vodnih otopina tek izlučenog materijala. Međutim pod sedimentnim se stijenama razumijevaju i stijene anstale dijagenetskim kemijskim procesima a da nisu izravno nastle taloženjem (primjerice kasnodijagenetski dolomiti, anhidriti, silicijski sedimenti i sl.). Pod terminom sedimenti obično se podrazumijevaju mekani, rasuti i nelitificirani talozi, dok se pod pod nazivom sedimentne stijene podrazumijevaju litificirani talozi u obliku čvrste stijene, ali i svi sedimenti i sedimentne stijene zajedno. (Tišljar, 1993) Metamorfne stijene nastale su metamorfozom magmatskih, sediemntnih i već postojećih metamorfnih stijena.

Sedimenti

Magmatske stijene

Sedimentne stijene

Metamorfne stijene


Prema američkim geokemičarima Clarku i Washingtonu, u prvih 16 km litosfere, magmatske stijene su zastupljene sa 95%, šejl sa 4%, pješčenjak sa 0,75% i vapnenci sa 0,25%. U ovoj podjeli, metamorfne stijene su svrstane u sedimentne ili magmatske ovisno o stijenama od kojih su nastale. Stijene imaju klastičnu ili kristalastu teksturu (u našoj literaturi često-strukturu). Kod kristalastih stijena kao što su granit, basalt i mramor, kristali su gusto pakirani sa vrlo malo ili bez pornog prostora. Klastične stijene sastoje se od fragmenata stijena i minerala različitih po veličini i obliku. Između čestica se nalazi porni prostor koji je više ili manje kontinuirano povezan. Magmatske stijene su redovito silikatnog sastava, sediemntne pretežno karbonatnog, a metamorfne su ili silikatne ili karbonatne (Šestanović, 1986, str. 41). U zoni inženjerskih zahvata sedimentne stijene su zastupljene sa 75%. Oko 85 do 90% mineralnih sirovina dobiva se iz sedimentnih stijena. Dok se nafta i plin nalaze u porama sedimentnih stijena, ugljen i naftni šejlovi sedimentne su stijene. Kako u Hrvatskoj značajno prevladavaju sedimentne stijene (više od 90%), ova skupina stijena biti će detaljnije obrađena. 2.2 Magmatske ili eruptivne stijene Magmatske stijene nastale su kristalizacijom magme ili očvršćavanjem lave. Ovisno o mjestu anstanka, djele se na (Šestanović, 1986):

dubinske (intruzivne, plutonske) nastale postupnom kristalizacijom magme u dubljim djelovima litosfere

površinske (izljevne ili efuzivne) nastale brzom kristalizacijom i očvrsšćavanjem lave na površini litosfere

S obzirom na način postanka, minerali magmatskih stijena dijele se na:

primarne (nastali kristalizacijomiz magme) sekundarne (nastali alteracijom ili izmjenom primarnih pod djelovanjem hidrotermalnih procesa i

kemijskog trošenja) Magma je talina zemljine unutrašnjosti koja iz pirosfere prodire u litosferu, gdje može kristalizirati u dubini ili na površini. Ako magma izađe na površinu zovemo ju lavom. Tipične magmatske stijene su: granit, riolit, sijenit, gabro, bazalt 2.3 Sedimentne stijene 2.3.1 Osnovna podjela sedimentnih stijena S obzirom na prevladavajući tip fizikalnih, kemijskih, biokemijskih i geoloških procesa, sedimenti i sedimentne stijene dijele se u dvije osnovne skupine (Tišljar, 1993): 1. Egzogeni ili klastični sedimenti i sedimentne stijene 2. Endogeni ili kemijski i biokemijski sedimenti i sedimentne stijene Između tih dviju osnovnih skupina postoje mješoviti sedimenti i sedimentne stijene.


Slika XXX Osnovna podjela sedimentnih stijena i sedimanata (Pettijohn, 1975, u Tišljar, 1994)

2.3.2 Postanak sedimenata Sedimenti nastaju od magmatskih i metamorfnih stijena kao i starijih sedimentnih stijena, nakon njihovog fizikalnog i kemijskog trošenja. Procesi postanka sedimenata i sedimentnih stijena, odnosno litogeneza, obuhvaćaju:

trošenje magmatskih, metamorfnih i starijih sedimentnih stijena, prijenos ili transport materijala u krutom ili otopljenom stanju, taloženje ili sedimentaciju i dijagenezu.

Dijageneza Pod pojmom dijageneza podrazumijevaju se sve promjene koje se događaju u sedimentu nakon taloženja pa do početka metamorfnih procesa a izazvane su djelovanjem mehaničkih i kemijskih procesa (Tišljar, 1987). Najvažniji dijagenetski proces je litifakcija tj. očvršćavanje sedimenata (prijelaz rahlih, nevezanih taloga u čvrstu stijenu). U litifakciji sudjeluju i mehanički i kemijski dijagenetski procesi.

Egzogeni sedimenti (klastični)

Endogeni sedimenti (kemijski i biokemijski)

Organogeni rezidui ugljen i treset

Rezidui tla i boksiti

Vulkanoklastični sedimenti tufovi, tufiti

Precipitati

neevaporitni evaporitni

vapnenci, gips

dolomiti, anhidrit i soli

silicijski i fosfatni sedimenti

Isprani rezidui

krupni sitni šljunci, pelitni i glinoviti

sedimenti konglomerati breče pijesci i pješčenjaci

Mješoviti sedimenti lapori, kalcitični siltiti i kalcitični

peliti

Kataklastični til i tiliti


Razlikuju se dvije grupe dijagenetskih procesa: Mehanička dijageneza (kompakcija) podrazumijeva kompakciju i dehidrataciju glina pod utjecajem težine nadslojeva i sastoji se samo od prestruktuiranja i prepakiranja čestica. Rječnikom geotehničara, mehanička dijageneza je ustvari proces konsolidacije sedimenta. Svježe istaloženi glinoviti sedimenti imaju vrlo visoki porozitet (70-85%) pri čemu su pore između lističavih glinenih čestica uglavnom potpuno ispunjene vodom. Visoki porozitet je posljedica vrlo rahlog pakovanja lističavih minerala glina u samom početku taloženja. Porastom nadsloja, rastu i efektivna naprezanja u promatranom sloju. Posljedice porasta efektivnih naprezanja su: • smanjenje poroziteta, • strujanje porne vode u više slojeve (dreniranje je omogućeno samo prema gore) što igra vrlo važnu

ulogu pri kemijskoj dijagenezi. Na početku procesa taloženja glinoviti sediment ima poroznost i do 85%. Kada nadsloj naraste na 500 m debljine, poroznost promatranog sloja smanji se za oko 80%. To znači da od sloja gline koji je nakon taloženja imao debljinu 10 m nastaje sloj šejla debljine 2-3 m. Talog se zbija tako dugo dok čestice koje ga čine (gline, kvarc, feldspat i dr.) ne dođu u tijesan kontakt. Ukoliko se proces zbijanja zbog velikog pritiska nastavi i dalje, tada dolazi do deformacije pojedinih mineralnih čestica i njihovog pucanja. Pri tome se čestice gline utiskuju jedne u druge kao i u međuprostore zrnaca dimenzije praha ili sitnog pijeska. Ako se zrna praha utiskuju u čestice gline tada dolazi do mehaničkog očvršćavanja odnosno litifikacije sedimenata (Tišljar, 1987, p 136). Kod debljine nadsloja od cca 6000 m prestaju dijagenetski i počinju metamorfni procesi s reakcijama u krutom stanju (tzv. blasteza). (Tišljar, 1987). Kemijska dijageneza obuhvaća kompleksne procese (otapanje, autigeneza, cementacija, rekristalizacija, metasomatoza, potiskivanje i dr.) izazvane strujanjem porne vode, promjenom pritisaka, temperature, ionske i pH koncentracije taloga i sl. Otapanje pojedinih minerala, posljedica je povišenog kontaktnog pritiska među zrnima (nekada se zove i otapanje pod pritiskom) ili zbog djelovanja vode na lakše topive sastojke. Prvi je slučaj vrlo čest kod kvarcnih pješčenjaka a drugi kod vapnenaca kada dolazi do otapanja aragonitnih skeleta. Autigeneza je proces tvorbe novih (tzv. autigenih) ili povećanje već postojećih minerala u sedimentu. Autigeni minerali su: kvarc, kalcit, kalcedon, opal, dolomit, anhidrit, siderit, muskovit, klorit, albit i gips (Tišljar, 1993) Cementacija je proces izlučivanja i kristalizacije novih minerala i mineralnih tvari (mineraloida) u porama zrnaca nekog sedimenta. Posljedica cementacije je smanjenje poroziteta i očvršćavanje sedimenta zbog povezivanja zrnaca cementom. Cementacija je uvijek i proces autigeneze. Međutim, autigeneza ne mora uvijek biti i cementacija. Rekristalizacija je proces prekristalizacije minerala. Manifestira se promjenom oblika i dimenzije kristala kao i rastom jednih kristala na račun drugih. Rekristalizacija je mnogo češća kod karbonatnih i silicijskih sedimenata nego kod pješčenjaka i pelitskih sedimenata. Dominacija ilita u marinskim šejlovima evidentno je razultat dijagenetske rekristalizacije montmorilonita i kaolinita kada dođu u kontakt s morskom vodom (Moorhouse, 1959). Metasomatoza je proces zamjene minerala jedne vrste s mineralom druge vrste kao posljedica zamjene nekih kationa i/ili aniona. Zbiva se obično posredstvom otopina ili difuzije iona. Primjer metasomatoze je dolamitizacija vapnenca.


Potiskivanje (replacement) je proces istovremenog postupnog otapanja jednog minerala i na njegovom mjestu stvaranje drugog. Ukoliko novonastali mineral zadrži konture i neke kemijske značajke prijašnjeg govori se o pseudomorfozi. Na primjer - pseudomorfoza kaolinita po ortoklasu. Ako je novonastali mineral preuzeo dijelove kristalne rešetke prijašnjeg minerala govori se o pretvorbi minerala. Na primjer - prijelaz ilita u muskovit. Dijagenetski procesi koji se dešavaju u ranoj fazi sedimentacije, kada su zrna još nevezana, zovu se Ranodijagenetski ili ranodijagenetska faza. Dijagenetski procesi u već očvrslim sedimentima (stijeni) zovu se kasnodijagenetski ili kasnodijagenetska faza. U ranom stadiju kemijske dijageneze sedimenti još uvijek imaju visoki porozitet pa je strujanje pornih otopina, kao posljedica konsolidacije, intenzivno. Intenzivno strujanje vode omogućava i intenzivno premještanje iona (izmjenu iona). U kasnoj fazi kemijske dijageneze znatno opada porozitet sedimenta, smanjuje se intenzitet strujanja pornog fluida, povisuje se elektrolitička koncentracija pornih otopina te raste tlak i temperatura što ubrzava kemijske reakcije. Kemijski dijagenetski procesi najviše utječu na minerale glina. Neki minerali glina prelaze u sasvim druge tipove glinenih minerala. Istraživanjem mineralnog sastava sedimenata različite starosti odnosno promjenu mineralnog sastava s povećanjem dubine, utvrđeno je slijedeće: U geološko mladim glinama (kvartar, miocen) prevladavaju kaolinit, montmorilonit, miješano slojni minerali i ilit. Geološki stare gline imaju jednostavniji mineralni sastav, prevladavaju ilit, muskovit i klorit dok kaolinita, montmorilonita i mješanoslojnih minerala u pravilu nema (oni su u toku dijageneze prešli u ilit, muskovit i klorit). Smatra se da na dubinama od 3000 m kaolinit potpuno iščezava a umjesto njega nastaju klorit i ilit. U toku kemijske dijegeneze dešavaju se uglavnom slijedeće promjene (Tišljar, 1987). 2.3.3 Tekstura i struktura sedimentnih stijena Klastičnu teksturu imaju sedimenti izgrađeni od fragmenata stijena i minerala različitih po veličini i obliku (klastične ili mehaničke sedimentne stijene). Kristalastu teksturu imaju 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) • pakovanje zrna (engl. - packing) Pod pojmom sklopa (engl. - fabric, njemački - gefüge), 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 pakovanju zrna (engl. packing) ovisi porozitet , propusnost i način cementacije sedimenata. Struktura (structure) je jedan od najvažnijih svojstava stijenske mase, a ispoljava se kroz: slojevitost, folijaciju, ispucalost, klivaž ili brečolikost. U strukturna svojstva spadaju i sva druga svojstva koja nisu obilježja teksture. U najširem smislu struktuna svojstva regija su i sinklinale i antiklinale (ISRM, 1975).


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 (bed) je geološko tijelo uglavnom jednolična sastava po cijeloj debljini, koje je od sedimenata u u krovini i podini odvojeno diskontinuitetima, bilo zbog promjene granulometrijskog ili mineralnog sastava bilo orijentacijom ili načinom pakovanja sastojaka, bilo promjenmom litološkog sastavaili 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. Unutrašnja slojevitost strukturna značajka unutar jednog sloja. Lisnatost i laminacija su dvije od više vrta unutrašnje slojevitosti. (Tišljar, 1993) Lisnatost je odlika sitnozrnastih pelitnih sediemnata, uglavnom šejlova, da se zbog paralelnog redanja listićavih mineralnih sastojaka-filosilikata, raspadaju ili listaju u tanke listiće podjednakih debljina. Horizontalna je laminacija vrsta unutrašnje slojevitosti kod koje je pojedini sloj sastavljen od mnogo tankih (0,1-10 mm), slojnoj plohi paralelnih lamina od kojih se svaka pojedina odlikuje jednoličnim granulometrijskim i petrografskim sastavom. Kod klastičnih sedimentnih stijena razlikuje se (Tišljar, 2001): • zrna (klasti) • matriks • cement • pore Slika xxx Shematski prikaz načina pakiranja zrna i načina cementacije i litifikacije klastičnog i sedimenta (Tišljar, 2001) Zrna ili klasti su detritični mineralni ili litični sastojci preostali nakon fizikalnog i kemijskog trošenja starijih stijena, koji su taloženi nakon prijenosa vodom, zrakom ili ledom. Zrna čine osnovni skelet ili konstrukciju stijene. Matriks je sitni detritus (kod konglomerata i breča obično sitni pijesak, prah, mulj ili glina) koji je transportiran i taložen zajedno sa zrnima. U sedimentu se matriks nalazi ili u međuprostorima zrna kada su zrna u kontaktu (intergranularna poroznost), ili pak zrna plivaju u matriksu. Litifikacijom matriks postaje čvrsto matriksno vezivo kojim se zrna povezuju u čvrstu stijenu. Cement je ineralna tvar izlučena u porama između zrna nakon njihova taloženja ali i na mjestu otoplkenih zrna. Dakle, to je postsedimentacijski sastojak. Izlučivanjem cementa-cementacijom-također se zrna povezuju-cementiraju-u čvrstu stijenu, pa cement pripada mineralnom vezivu sedimentnie stijene.

Cement naknadno izlučen u dijelu pornih prostora

Matriks

Pora

Zrno (klast)

Pora ispunjena vodom


Pore su slobodni prostor između zrna u kojima nema ni matriksa niti cementa. Obično su ispunjeni plinom i/ili vodom i naftom. 2.3.3.1 Podjela klastičnih sedimenata na osnovi veličine zrna Veličina zrna i fragmenata, najvažnije je teksturno obilježje klastičnih sedimenata. U literaturi se često pored hrvatskog susreću engleski, grčki i latinski jezik (tablica xx). Tablica XXX Termini za kvalitativno označavanje veličine zrna klastičnih sedimenata (Tišljar, 1987)

Engleski Grčki Latinski Šljunak

(šljunkoviti) Gravel

(gravelly) Psefit

(psefitni) Rudit

(ruditni) Pijesak

(pjeskoviti) Sand

(sandy) Psamit

(psamitni) Arenit

(arenitni) Prah

(prašast ili siltozni) Silt

(silty) Alevrit

(alevrolitnił) Glina

(glinoviti) Clay

(clayly) Pelit

(pelitni)

Lutit (lutitni)

Kod nevezanih klastičnih sedimenata zrna su slobodna dok se kod vezanih pojavljuju veziva koja povezuju zrna u kompaktnu cjelinu. Prema veličini zrna koja izgrađuju stijenu razlikuje se: krupnozrnaste klastične stijene (psefiti), srednjezrnaste klastične stijene (psamiti) i sitnozrnaste klastične stijene. (pelitski sedimenti).


Wentworth-ova ljestvica Atterberg-ova ljestvica

(mm) Opis (mm) (mm) Opis

Blokovi

Blokovi 256 256

200

obluci

64 64 Krupni šljunak

krupni 20 4 4

PSE

FIT

I (k

rupn

ozrn

aste

)

Šljunak

sitni Sitni šljunak

2 2 2

vrlo krupni

1 krupni 0,5 srednji

Krupni pijesak

0,25 0,2

sitni 0,125

PSA

MIT

I (s

redn

jezr

nast

e

Pijesak

vrlo sitni 1/16 0,063

krupni 0,032

Sitni pijesak

srednji 0,02

0,016

Silt ili prah

sitni 1/125 0,004

Prah

0,002

PELI

TI

(sitn

ozrn

aste

)

Glina

Glina

Tablica XXX. Klasifikacija i nomenklatura klastičnih sedimenata na osnovi veličine zrna prema Wentworthu (1922) i Atterbergu (1905) (Tišljar, 1994)


2.3.4 Sistematika sedimentnih stijena 2.3.4.1 Klastični sedimenti i klastične sedimentne stijene Klastični (detritični ili mehanički) sedimenti i sedeimentne stijene seimanti su egzogenog postanka. Sastoje se od čestica, zrna i fragmenata, koja potječu od fizikalnog i kemijskog trošenja, osobito fizikalnog razaranja, drugih stijena a koje su nakon dužeg ili kraćeg prijenosa od izvorišta bile istaložene fizikalnim činiteljima. S obzirom da se takve krute čestice zovu “klasti”, tj. individualne čestice koje se sastoje od detritičnih mineralnih zrna i odlomaka stijene, sediemnti i sediemntne stijene nastale njohovim taloženjem i akumulacijom nazivaju se klastični sedimenti, odnosno klastične sedimentne stijene. (Tišljar, 1993; Tišljar, 2001). Krupnozrnaste klastične stijene Krupnozrnaste klastične stijene (krupnzrnasti klastiti) obuhvaćaju klasttične sediment koji sadrže više o d50% valutica i/ili odlomaka promjera većeg od 2 mm. (Tišljar, 1993). Tablica XX Krupnozrnasti klastiti (Tišljer, 1993)

Nevezani Kršje i sipar Valutice i šljunak Til, dijamiktit Vezani Breča ili kršnik Konglomerat ili valutičnjak Tilit

Kršje ili drobina i sipar akumulacija je nevezanih, uglatih-klasta-odlomaka stijena ili mineralnih zrna od kojih polovica ima promjer veći od 2 mm, tj. dimenzije veće od pijeska. Akumulacija kršja ili drobine koje su nastale nakon kretanja slobodnim padom ili kotrljanjem pojedinačnih klasta niz strmu padinu općenito se zovu kameni odroni, pri čemu se za odrone nastale na kopnu kod nas obično koristi naziv siparište a sam je detritus poznat kao sipar. Kršje vezano u čvrstu stijenu naziva se breča. Šljunak je nevezana akumulacija zaobljenih stijenskih, rijeđe i mineralnihvalutica-klasta, promjera većeg od 2 mm te promjenjive količine zrna dimenzija pijeska, ponegdje i praha i gline (mulja). Valutičnjak ili konglomerat je čvrsto vezana stijena koja se pretežno sastoji od dobro zaobljenih valutica dimenzija šljunka s pješčanom i muljevitom kompoentom ili bez nje. Til je akumulacija nevezanog a tilit vezanog, loše sortiranog i neslojevitog morenskog materijala u kojem prevladavaju fragmenti ruditskih dimenzija. Srednjezrnasti klastični sedimenti (Psamiti) Ovoj skupini pripadaju pijesci kao navezana i pješčenjaci kao vezana varijanta. Zrna imaju veličinu 0,063 m < d < 2 mm. Pijesci i pješčenjaci su sedimenti pretežno sastavljeni od detritičnih zrna dimenzija pijeska tj. od zrna promjera između 0,063 mm i < 2 mm. Uz prevladavajući udio zrna dimenzija pijeska, oni mogu sadržavati i zrnca dimenzija praha i čestica glina te zrna dimenzija sitnog šljunka. (Tišljar, 1993. str. 111) Sitnozrnasti klastični sedimenti (pelitni sedimenti) Sitnozrnasti klastični sedimenti pretežno (>50%) su izgrađeni od čestica dimenzija praha i gline, dakle manjih od 0,063 mm. S obzirom na međusobne odnose udjela glinovite i prašaste komponente kao i stupnja litifikacije te strukturnih karakteristika, razlikuje se više tipova pelitskih sedimenata (tablica XX) (Tišljar, 1987; Tišljar, 1994).


Tablica XX Sitnozrnasti klastični sedimenti (peliti) (Tišljar, 1994)

Udio gline (d < 0,004 mm) 0 1/3 2/3 100%

Nevezano Prah (silt, alevrit) Mulj (mud) Glina (clay)

Homogeno Prahovnjak (siltit, alevrolit)

Muljnjak (mudstone)

Glinjak (claystone)

Vezano Listasto

Listasti prahovnjak (silty shale, siltozni šejl*)

Listasti muljnjak (mud shale, muljevti šejl*)

Listasti glinjak (clay shale, glinoviti

šejl*) 100% 2/3 1/3 0

Udio praha (d < 0,063 mm) Granica-dijageneza-metamorfizam

kvarcni argilit kvarcni slejt

argilit slejt

*-Strani termini usvojeni u našoj terminologiji U pelitske stijene se još ubrajaju: • Les ili prapor • Lapor

Prahovnjaci, muljanjci i glinci imaju gotovo isti mineralni sastav kao i odgovarajući šejlovi. Razlika je jedino u tome što su šejlovi uslojeni (Tišljar, 1987). U terminologiji vezanoj za sitnozrnaste klastične sedimente vlada prilična zbrka na što ukazuju Underwood, 1967. te Morgenstern i Eigenbrad, 1974. Undervwood (1967) navodi da neki istraživači koriste termin šejl da bi označili sve glinovite sedimente (argillaceous sediments) uključujući glinac (claystone), prašac (siltstone), muljac (mudstone) i lapor. Međutim, neki drugi istraživači klasificiraju šejl kao člana veće skupine stijena "mudrock-a" ili "mudstone-a". Underwood (1967) pod terminom šejl podrazumjeva jače vezane i uglavnom kalave (fissile) ekvivalente glinca (claystone) i/ili prašca (siltstone). Siltiti ili prahovnjaci Siltit ili prahovnjak, kao vezane, i silt ili prah kao neevzane pelitne stijene i pelitni sedimenti pretežno se sastoje od zrnaca dimenzija praha ili silta, tj. od zrnaca promjera od 0,004 do 0,063 mm. Prevladavajući detritični sastojak prahovnjaka ili siltita jesu uglata zrnca kvarca, a značajni su sastojak sitna zrnca feldspata i listići tinjca te do 33% gline. (Tišljar, 1993). Osim kalcitnim cementom, siltiti mogu biti cementirani i autigenim kvarcom, opalom ili kalcedonom ili pak mineralnim vezivom koje je nastalo dijagenetskim procesima iz minerala gline, tj. sericitom, hidrotinjcima i kloritom. (Tišljar, 1993). Pri kemijskom trošenju primarnih minerala u zoni trošenja pod utjecajemvode mogu nastati i novi, tzv. autigeni minerali (proces autigeneze) (Tišljar, 1993) Prahovnjaci ili siltiti u pravilu su masivne, debeloslojevite, čvrsto litificirane, homogene, rjeđe horizontalno ili koso laminirane stijene. Često se poistovjećuju s laporima. (Tišljar, 1993).


Šejlovi i muljci Šejlovi su tankolaminirane ili lisnate sitnozrnaste pelitno-klastične stijene pretežno sastavljene od siliciklastičnog materijala koji je po granulometrijskom sastavu smejsa čestica dimenzija glina i zrnaca dimenzija praha ili silta. S obzirom na međusobne udjele čestica dimenzija glina u odnosu na zrnca dimenzija praha, razlikujemo muljevite i glinovite šejlova. Kod šejlova prevladava lisnatost a ne laminacija. (Tišljar, 1993). Šejlovi su najzastupljenije sedimentne stijene u Zemljinoj kamenoj kori. Nastali su litifikacijom i kompleksnom dijagenezom vodom bogatih muljeva i siltozno-glinovitih taloga. (Tišljar, 1993). Les ili prapor Les (loess) je homogeni neslojeviti slabo litificirani, dobro sortirani i izrazito porozni pelitsko-klastični sediment Les ili prapor nastaje taloženjem eolskog materijala-praha donesenog vjetrom iz velikih udaljenosti Lapori Lapori su miješane karbonatno-glinovite stijene sastavljene od varijabilnih odnosa kriptokristalastog i mikrokristalastog kalcita i od sitnozrnastog detritusa pelitnh dimenzija, prije svega gline. Dio kalcita može biti kemogenog porijekla, tj. nastati izlučivanjem iz morske ili jezerske vode, a dio može biti najsitniji karbonatni detritus. Laporom obično smatramo stijenu koja sadrži između 20 i 80% gline i 20 i 80% karbonata. Lapori koji sadrže veći udio gline postupno prelaze u kalcitične gline (10-20% karbonata) ili kalcitične muljnjake (calcareous mudstone) a oni s većim udjelom kalcita u glinovite vapnence (80-90% kalcita) (Tišljar, 1993). Mineralogija lapora Iz definicija lapora vidljivo je da se lapori sastoje od karbonatne komponente (kalcit) i glinovite (po kriteriju mineralnog sastava i po kriteriju veličine čestica). Pretežni dio kalcita u laporima je kemogenog podrijetla (nastao izlučivanjem iz vodenih otopina) a manji dio je klastičan. Stoga su lapori dijelom klastične a dijelom kemogene (kristalaste) stijene (Tišljar, 1987). Iako su lapori definirani kao smjesa gline i kalcita, u njima se najčešće nalazi i detritus dimenzija praha do sitnog pijeska. Pravi, čisti lapori izgrađeni samo od kalcita i gline su razmjerno vrlo rijetki. Detritus s dimenzijama praha uglavnom čine kvarc, feldspati i tinjci . Lapori koji pored gline i kalcita sadrže i 10 - 30% detritusa dimenzije praha nazivaju se siltozni lapori, a ako uz silt sadrže i sitni pijesak zovu se pjeskovito-siltozni lapori (Tišljar, 1987). Teksturna i strukturna svojstva lapora Lapori su homogene, mekane i nepotpuno litificirane stijene. Stupanj litifikacije raste s porastom udjela kalcita i detritusa dimenzija silta. Dugotrajno vlaženi vodom raspadaju se u glinovito-kalcitičnu slabo plastičnu zemljanu masu (Tišljar, 1987). 2.3.4.2 Vulkanoklastični sedimenti Vulkanoklastični ili piroklastični sedimenti su stijene koje sadrže više od 25% sastojaka vulkanskog porijekla (odlomci vulkanskoh stijean, vulkanskog stakla, vulkanski pepeo) a koji se nakon transporta zrakom vodom ili piroklastičnim tokovima istaložio na kopnu ili moru zajedno s većom ili manjom količinom materijala sedimentnog detritičnog ili biokemijskog porijekla (Tišljar, 1993). S obzirom na udjele piroklastičnog i sedimentnog materijala razlikuje se više varijeteta ovih sedimenata (tablica XX.)


Tablica XX. Varijeteti vulkanoklastičnih sedimenata (Tišljar, 1993)

Naziv Udio piroklastičnog materijala

Udio sedimentnog materijala

Aglomerati, vulkanske breče, tufovi više od 90 % <10% Tufiti 50 - 90 % 10 - 50 % Tufitični sedimenti (pješčenjaci, šejlovi, lapori, vapnenci)

10 - 50 % 50 - 90 %

Slabo tufitičan sediment ł manje od 10 % 90-100% Tufitični i slabotufitični sedimenti klasificiraju se prema sastavu i strukturi sedimentnog materijala uz predikat "tufitični", npr. tufitični siltit. Prema dimenzijama fragmenata vulkanoklastičnog materijala razlikuju se slijedeći tipovi vulkanoklastičnih stijena (Tišljar, 1987): Tablica XX Varijeteti vulkanoklastičnih stijena (Tišljar, 1987)

Nevezano Vezano Dimenzije fragmenata Vulkanski pepeo Tuf d < 2 mm Lapili Lapilni tuf 2 < d < 32 mm Vulkanska bomba Vulkanski aglomerat 32 < d < 254 mm Vulkanski blokovi Vulkanska breča d > 254 mm

Piroklastična komponenta ovih stijena javlja se u slijedećim formama (Tišljar, 1987): • Litoklasti ili fragmenti vulkanskih stijena. To mogu biti kuglaste forme nastale stvrdavanjem lave

dok leti kroz zrak (riolit, dacit, andezit, bazalt) ili fragmenti magmatske stijene nastali razaranjem vulkanskog kratera u toku erupcije.

• Kristaloklasti ili fragmenti minerala nastali kristalizacijom lave (kvarc, feldspat, amfibol, biotit, piroksen, olivin).

• Vitroklasti ili fragmenti vulkanskog stakla su u pravilu manjih dimenzija, obično oko 0,1 mm a zastupljeni su uglatim, nepravilnim fragmentima kiselih, neutralnih ili bazičnih vulkanskih stakala.

Tekstura tufova je klastična a struktura tufitska (karakteristika ove strukture je velika količina sitnih smrvljenih fragmenata stijene, kristala i vulkanskog pepela) (Šestanović,1986). Vulkanoklastične stijene su uglavnom dobro slojevite a rijeđe masivne. 2.3.4.3 Kemijske i biokemijske sedimentne stijene Kemijski i biokemijski sedimenti i stijene pretežno su nastali anorganskim kemijskim i biokemijskim procesima. S obzirom na kemizam bitnih petrogenih minerala i organogenih sastojaka te način njihova izlučivanja i percipitacije, obično su podijeljeni na (Tišljar, 1993): • karbonatne • silicijske • evaporitne U karbonatne sedimentne stijene ubrajaju se stijene koje sadrže više od 50 % karbonatnih minerala - vapnenci, dolomitični vapnenci i dolomiti.


Vapnenci se sastoje od karbonatnih minerala: kalcita (CaCO3), Mg-kalcita, rjeđe i od aragonita, dolomitični vapnenci od kalcita i dolomita, a dolomiti od minerala dolomita. Postoje svi međusobni postupni prijelazi od vapnenaca u dolomite (Tišljar, 2001). Uz njih, po pretežito karbonatnom sastavu kao karbonatne stijene još se podrazumijevaju vapnenačke, dolomitne i vapnenačko-dolomitne breče i konglomerati, kao i vapnenački pješčenjaci ili kalklititi te lapori, marliti ili lapornjaci, premda po podrijetlu breče, konglomerati i kalklititi pripadaju klastičnim, a lapori i marliti mješovitim sedimentnim stijenama. (Tišljar, 2001) Vapnenci su karbonatne stijene anorganskog i/ili organskog porijekla pretežno (>50%) sastavljene od kalcita. Ako sadrže više od 90% kalcita to su čisti vapnenci za koje se upotrebljava samo naziv vapnenac. Ako sadrže manje od 90% kalcita, ovisno o primjesama vapnenci se zovu (Tišljar, 1993): • dolomitični vapnenci • glinoviti dolomitični vapnenci • prahoviti (siltični) dolomitični vapnenci • pjeskoviti dolomitični vapnenci Dolomiti su karbonatne stijene pretežno sastavljene od minerala dolomita, CaMg(CO3)2. Sve dolomitne stijene koje imaju petrološko značenje nastale su jednim od sljedeća dva dijagenetska procesa (Tišljar, 1993): • ranodijagenetska dolomitizacija • kasnodijagenetska dolomitizacija. Ova dva genetska tipa treba dobro razlikovati jer imaju različite teksturne i strukturne značajke. Randijagenetski dolomit nastaje u ranodijagenetskoj fazi dolomitizacijom još mekanih, nelitificiranih taloga u salinama i slanim jezerima evaporizacijskim procesima ili pak u zoni mješanja slane i slatke vode. Za njih se upotrebljava naziv primarni dolomit. Kasnodijagenetski dolomiti, koji se još nazivaju sekundarni dolomiti nastaju potiskivanjem kalcita dolomitom u već očvrslim vapnencima, dakle u kasnodijagenetskoj fazi. Zbog takva načina postanka oni imaju drugačiju strukturu i teksturu u odnosu na ranodijagenetske dolomite. Evaporitnim sedimentima i evaporitima se nazivaju sedimentne stijene koje su nastale kemijskim izlučivanjem iz prirodnih visokokoncentriranih otopina - salina uslijed snažnog isparavanja ili evaporizacije (Tišljar, 1993). Najvažniji i najčešći evaporitni sedimenti su: • kemijski izlučene karbonatne stijene osobito ranodijagenetski dolomit, • gipsevi, • anhidriti, • soli (halit, polihalit, silvin, kizerit, karnalit). Slilicijski sedimenti 2.4 Metamorfne stijene Metamorfni procesi mogu se svrstati u dvije skupine. Regionalni metamorfizam zbiva se u većim dubinama zemljine kore gdje vladaju visoki tlakovi i temperature. Metamorfozom su zahvaćena široka područja pa se zbog toga ovi procesi i zovu regionalnim. Međutim, kod prodora magme dolazi do povećanja temperature i tlaka u ograničenom području pa se ovaj metamorfizam zove kontaktnim (Šestanović, 1986).


Stijene nastale metamorfozom sitnozrnastih vezanih klastičnih sediemnata Metamorfnim procesima iz pelitskih stijena nastaju metamorfne stijene (Moorhouse, 1959Underwood, 1967): • aržilit (engl. - argillite) • slejt (engl. - slate) • šist (engl. - schist) • filit (engl. - phylite) Aržilit je slabo metamorfizirana glinovita (argilaceous) stijena bez "slaty" klivaža. Može imati dobro razvijenu kalavost uslojenja (bedding fissility), premda neki autori pod "argillite" smatraju stijenu bez kalavosti (Moorhouse, 1959). Slejt - mikrokristalna metamorfna stijena obično nastala iz šejla i sastavljena uglavnom od tinjaca, klorita i kvarca. Tinjčasti minerali imaju subparalelnu orijentaciju što za posljedicu ima izrazit klivaž (stijena se lomi u tanke ploče) (ASTM-C119-87a). Šist - je matamorfna stijena u kojoj su minerali složeni u približno paralelne trake ili slojeve. Pločasti ili izduženi minerali kao što su tinjci (mica) ili hornoblenda uzrokuju kalavost (fissility) što ovu stijenu čini različitom od gnajsa (gnajs je trakasta stijena nastala pod djelovanjem intenzivnih metamorfnih procesa) (BS 6100: Section 5.2: 1984). Aržilit, slejt, šist i filit posljedica su regionalnog metamorfizma kojem su bile izložene pelitske stijene. Nije lako povući liniju razgraničenja između slejta, filita i šista. Obično filitima nazivamo stijene kod kojih pojedinačne čestice tinjca (mica) nisu "megascopicaly" vidljive a površine klivaža imaju svilenkast sjaj. Slejt ima mutan sjaj. Ako su čestice tinjca vidljive golim okom stijena se naziva šistom. Gnajs se razlikuje od šista uglavnom po trakastom izgledu (crni i svijetli minerali izdvojeni su u slojeve. 2.5 Rječnik marl calcareous clay, usually containing from 35 to 65 % calcium carbonate (CaCO3).

peat

a naturally occurring highly organic substance derived primarily from plant materials. DISCUSSION—Peat is distinguished from other organic soil materials by its lower ash content (less than 25 % ash by dry weight) and from other phytogenic material of higher rank (that is, lignite coal) by its lower calorific value on a water saturated basis.

2.6 Literatura ISRM, Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation (1975), Terminology (english,

french, germany).

ASTM: D 653 – 02 Standard Terminology Relating to Soil, Rock, and Contained Fluids

Tišljar, J.,(1987), Petrologija sedimentnih stijena, Rudarsko geološko naftni fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 242 stranice.

Tišljar, J.,(1994), Sedimentne stijene, Školsla knjga, Zagreb, 422 stranice


Tišljar, J., (2001), Sedimentologija karbonata i evaporita, Institut za geološka istraživanja, Zagreb, 375 stranica.

Šestanović, S., (1986), Osnove inženjerske geologije, primjena u graditeljstvu, Geing, 159 stranica.

Ivan Vrkljan

3 Stijena kao inženjerski materijal

Naglašena su neka osnovna fizikalna i mehanička svojstva koja potpunosti kontroliraju ponašanje intaktne stijene. Kako je intaktna stijena osnovna

komponenta stijenske mase, to će njeno ponašenje značajno utjecati na ponašanje stijenske mase. U narednim će poglavljima biti više riječi o mehaničkim svojstvima stijene, diskontinuiteta i stijenske mase kao i o

metodama za njihovo određivanje u laboratoriju, na terenu ili empirijskim postupcima.

3-Stijena kao inženjerski materijal-IMS.doc


3 Stijena kao inženjerski materijal

3.1 Uvod.................................................................................................................................3 3.2 Utjecaj geoloških faktora na stijenu i stijensku masu ............................................................4

3.2.1 Intaktna stijena ..............................................................................................................4 3.2.1.1 Fizikalna svojstva intaktne stijene ...........................................................................5 3.2.1.2 Mehanička svojstva intaktne stijene ........................................................................8

3.2.2 Diskontinuiteti i struktura stijene...................................................................................12 3.2.3 Prirodna naprezanja .....................................................................................................13 3.2.4 Porni fluidi i tečenje vode.............................................................................................13 3.2.5 Utjecaj vremena...........................................................................................................14

3.3 Literatura ........................................................................................................................15

3 Stijena kao inženjerski materijal 3

3.1 Uvod Većina inženjerskih materijala (izuzev drva i tla) proizvedeno je s unaprijed određenim svojstvima. Ispitivanjima se samo potvrđuju svojstva koja proizvod treba imati. Sa potpuno pozantim materijalom projektiraju se i izvode uobičajene građevina. Međutim, stijena je neuporedivo starija (starost se mjeri milijunima godina) i pretrpjela je brojna mehanička, kemijska i termalne djelovanja. Stijena se u inženjerstvu koristi kao:

• materijal od kojeg se gradi (arhitektonski i građevni kamen), • materijal u kojem se gradi (iskopi podzemni i površinski), • materijal na kojem se gradi (temeljenje građevina).

Korištenje stijena kao materijala od kojeg se gradi najlakši je inženjerski problem vezan za korištenje stijene kao inženjerskog materijala. Razlog ovome leži u činjenici da možemo birati stijenu sa kojom ćemo graditi.Različite građevine stavlaju različite zahtjeve pred stijenu. Tako se nasip lokalne ceste može graditi sa stijenom loše kvalitete, ali stijena kojom se oblaže fasada zgrade, mora zadovoljiti vrlo visoke kriterije kvalitete. Loš kvalitet radova ove vrste posljedica je našeg neznanja ili površnog pristupa poslu. Raspadanje stijeneskih obložnih ploča, vitoperenje kamenih ploča na fasadama zgrada, slijeganje visokih nasipa zbog uporabe neadekvatne stijene samo su neki primjeri koje susrećemo svakodnevno. Neuporedivo teži problem je građenje u i na stijeni. Naime, kod ovih radova najčešće nismo u mogućnosti birati stijenu već moramo raditi u stijenu kakva se nalazi u prirodi. Samo kod vrlo skupih i zahtjevnih građevina kao što je, na primjer, podzemno skladište nuklearnog otpada u prilici smo istraživati više lokacija i nakon toga odabrati onu najbolju. Međutim, lokaciju zgrade nećemo mjenjati bez obzira na kvalitet stijene već moramo tražiti načine temeljenja koji će osigurati stabilnost i trajnost zgrade. Kod trase cesta i željeznica može se lokalno izbjeći neka zona izrazito loše stijene ali zbog zahtjevanih elemenata trase takve prilike su sve rjeđe. Dakle, moramo se suočiti sa stijenom kakva je u prirodi a ona je:

• heterogena, • anizotropna, • ispucala, • prirodno napregnuta.

Kao inženjeri, moramo odrediti svojstva materijala, i prirodno stanje naprezanja (koje će biti poremećeno inženjerskim zahvatom) kako bi mogli projektirati naš inženjerski objekt. Općenito je poznato da ispucalost stijene kontrolira stabilnost građevina blizu površine dok prirodna napregnutost kontrolira stabilnost dubokih građevina. Naprimjer, stabilnost temelja betonske brane ili mosta, ovisit će o deformabilnosti i vodopropusnosti (kod brana) temeljne stijene koja je u funkciji njene ispucalosti. Slično je i sa plitkim površinskim iskopima i plitkim tunelima. Međutim kod srednje dubokih tunela u slaboj stijeni ili kod dubokih tunela (južnoafrički rudnici zlata), prirodna naprezanja, koja će se inženjerskim zahvatom poremetiti, postaju glavni problem. Kao što smo vidjeli, medij u kojem ili na kojem se gradi, sastavljen je od ispucale, prirodno napregnute stijene. Ovakav prirodni medij nazivamo stijenskom masom. Kako bi lakše razlikovali elemente stijenske mase, stijenu obično nazivamo intaktnom stijenom dok diskontinuiteti različitih tipova i geneze opisuju njenu ispucalost. Intaktna stijena (intact rock) je materijal stijenske mase, tipično predstavljen cijelom jezgrom iz bušotine koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975).


Stijenska masa (rock mass) je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). Diskontinuitet (discontinuity)-Opći naziv za bilo koji mehanički diskontinuitet 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. Grupa paralelnih diskontinuiteta čini set diskontinuiteta (ISRM, 1978). Slika XXX Stijenska masa (mala gustoća diskontinuiteta) Slika XXX Stijenska masa (velika gustoća diskontinuiteta) 3.2 Utjecaj geoloških faktora na stijenu i stijensku masu 3.2.1 Intaktna stijena Intaktna stijena je opisana kao kao stijena koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete. Međutim, u malom mjerilu promatranja, ona je sačinjena od zrna koja su posljedica njene geneze i dijagenetskih procesa krjima je ona bila izložena tijekom geološke povijesti.

Intaktna stijena

Intaktna stijena + diskontinuiteti=stijenska masa

Diskontinuiteti

Intaktna stijena


Kod opisa intaktne stijene obično definiramo:

• ime, • boju, mineralni sastav, alteraciju1, • teksturu, veličina i oblik zrna1, • poroznost, gustoću, vlažnost1, • čvrstoću, izotropnost, tvrdoću2, • trajnost, plastičnost, potencijal bubrenja2.

1-fizikalno svojstvo 2-mehaničko svojstvo Ime stijene ukazuje na njen sastav, genezu i strukturna svojstva: pješčenjak, breča, muljanjak, slejt, granit i sl. 3.2.1.1 Fizikalna svojstva intaktne stijene Boja stijene ukazuje na njen mineralni sastav kao i stupanj trošenja i alteracije. Šejl je često smeđe boje sa postepenim prelazom u sive na vaćim dubinama. Veća preciznost u definiranju boje postiže se upotrebom etalona kao na primjer Rock Color Chart koji ima 40 uzoraka (Geological Society of America, 1963) ili mnogo opširnija Soil Color Chart podjela sa 248 boja. Mineralni sastav Precizno određivanje mineralnog sastava često nije potrebno pri rješavanju nekog inženjerskog problema. Poznato je oko 1700 minerala. Međutim, samo otprilike 6 mineralnih skupina kontrolira mehaničko popnašanje stijene u stijenskom inženjerstvu (Franklin i Dusseault, 1989, str.21). Oni se obično mogu otkriti na terenu ili glim okom, ručnom lećom ili stereo mikroskopom. Dijagnostička svojstva uključuju boju, kristalni oblik, klivaž i tvrdoću. Paranjem džepnim nožićem može se razlikovati kvarc i kalcit kojivizualno izgledaju vrlo slično (kvarc je tvrđi od čelika noža a kalcit je mekši pa se može parati; kvarz para staklo). Kao što se može i očekivati, svojstva stijene uvelike ovise o tvrdoći minerala od kojih je sastavljena i od i teksturnih svojstava kao što je pojavljivanje minerala u pločastoj formi što ukazuje na kalavost (fissility) stijene. Prikazat će se šest mineralnih skupina i to od najčvršćih i najtvrđih prema slabijim i mekšim. Kvarcno feldspatska skupina. Minerali ove skupine obilježavaju kisele magmatske stijene, kvarzne pješčenjake, gnajseve i granulite. Obično su čvrsti i krti. Kvarz je najzastupljeniji minerala i glavna komponenta granita i većine pješčenjaka. Obično je provida, bijeli do siv, staklast i teško se para. Uobičajena dijagnostička svojstva feldspata su neprozinost, rumena do bijela boja i dobro razvijene linije klivaža često vidljive na kristalu. Lakos e para džepnim nožićem. Lithic/basic Tinjčasti minerali. Šist koji po definiciji sadrži više od 50% pločastih minerala, i gnajsevi koji sadrže više od 20% tinjca, često kalavi (fissile) i slabi.Važna indeksna svojstva: anizotropija čvrstoće, kalavost (fissility) sadržaj tinjca i kvarca,m poroznost. Tinjac i pločasti minerali kao što su biotit, muskovit i klirit pojavljuju se kao sporedne ali važne komponente nekih magmatskih stijena i glavne komponente šistoznih metamorfnih stijene. Identificiraju se, kao grupa, sa heksagonalnim pločicama i dobro razvijenim klivažom a pojedinačno po boji. Biotit je tipično smeđ do crn, muskovit srebren i klorit zelen. Njihova pločasta tekstura, i često njihova segregacija u trake koje sadrže visok postotak tinjaca, uzrok su oslabljenja stijene u ovim zonama. Tinjci su često pod utjecajem alteracije i trošenja i pojavljuju se kao mekane glinene inkluzije.


Karbonati. Vapnenci, mramori i dolomiti, slabiji su od druge i treće kategorije i topivi mjereno geološkim vremenom. Obično su krti a viskozni i plastični samo na visokim temperaturama i pod visokim naprezanjima. Važna indeksna svojstva: poroznost, tekstura, odnos sadržaja kalcita i dolomita, sadržaj kvarca i gline. Karbonatni minerali dolomit i kalcit, kao glavne komponente, uglavnom se prepoznaju lakoćom grebanjem (scratched) i njihovim ponašanjem u razrijeđenoj sonoj kiselini. Često sadrže fosilne ostatke. Saline. Kamena sol, potaša (potash) i gips su obično slabi i plastični, ponekad viskozni, naročito u dubokim rudnicima, otopivi tijekom trajanja inženjerskog objekta. Važni indeksi: mineralni sastav i topivost. Peliti (glinom bogati). Muljnjaci, slejtovi i filiti su često viskozni, plastični i slabi. Važni indeksi: slake durability, sadržaj kvarca i gline, poroznost i gustoća. Glineni minerali kao što su ilit, kaolinit i montmorilonit glavni su sastojcu šejlova i slejtova i kao sekundarni produkta alteracije u mnogim magmatskimi metamorfnim stijenama i vapnencima. Glineni kristali su vrlo sitni i zato se teško identificiraju. Kvalitativna a nakad i kvantitativna identifikacija glinenih minerala moguća je uporabom rendgena ili diferencijalno-termičkom analizom. Identifikacija minerala smektitske grupe posebno je značajna jer minerali iz ove grupe (naročito montmorilonit) imaju svojstvo bubrenja. O mineralim glina više će se govoriti u poglavlju u kojem je opisano trošenje i bubrenje stijena. Tabliac XXX. Mohs-ova skala tvrdoće

Mineral Tvrdoća po Mohs-u

Talk 1 Gips 2 Kalcit 3 Fluorit 4 Apatit 5 Feldspat 6 Kvarc 7 Topaz 8 Korund 9 Dijamant 10


Tablica XXX Brzina uzdužnih valova u minerlima

Brzina uzdužnih valova u minerlima

Mineral Vl m/s

Kvarc 6050 Olivin 8400 Augit 7200 Amfibol 7200 Muskovit 5800 Ortoklas 5800 Plagioklas 6250 Kalcit 6600 Dolomit 7500 Magnetit 7400 Gips 5200

Tabliac XXX. Gustoća nekih minerala

Mineral G (Mg/m3)

Halit 2,1-2,6 Gips 2,3-2,4 Serpentin 2,3-2,6 Ortoklas 2,5-2,6 Kalcedon 2,6-2,64 Kvarz 2,65 plagioklas 2,6-2,8 Klorit i ilit 2,6-3,0 Kalcit 2,7 Muskovit 2,7-3,0 Biotit 2,8-3,1 Dolomit 2,8-3,1 Anhidrit 2,9-3,0 Piroksen 3,2-3,6 Olivin 3,2-3,6 Barit 4,3-4,6 Magnetit 4,4-5,2 Pirit 4,9-5,2 Galena 7,4-7,6

Tekstura, veličina i oblik zrna Tekstura stijene opisuje se veličinom, oblikom i uređenjem komponenata u mjerilu od nekoliko centimetara. Za razliku od teksture, struktura predstavlja uređenje komponenata stijenske mase u mjerilu od nekoliko metara. Teksturna i strukturna obilježja ključni su elemnt za razlikovanje magamtskih, metamorfnih i sedimentnih stijena, pošto sve one imaju vrlo sličan mineralni sastav. Prije svakog opisivanja i spitivanja, stijenska masa ili jezgra bušotine podjeli se na tzv. geotechnical mapping units (GMU), unutar granica u kojima se stijena može smatrati homogenom i zbog toga se može opisati istim svojstvima. Uređenje komponenata unutar svake GMU naziva se tekstura, dok se uređenje između GMU naziva strukturom. Poroznost, gustoća i vlažnost Sa inženjerskog stanovišta, pore su najvažnija komponenta stijene pošto su najslabije. Pore kontroliraju čvrstoću, deformabilnost i propusnost. Poroznost se definira kao odnos volumena pora i ukupnog volumena tla ili stijena (ISRM, 1975).


Stijena je sastavljena od tri faze: krute, tekuće i plinovite. Posljednje dvije ispunjavaju pore. Relativni odnosi ovih faza opisuju se različitim parametrima. Suha gustoća definirana je kao odnos mase krutih čestica i ukupnog volumena uzorka. Poroznost se definira kao odnos volumena pora i ukupnog volumena. Stupanj saturacije je odnos volumna vode i ukupnog pornog volumena. Vlažnost je odnos mase vode i mase krutih čestica. 3.2.1.2 Mehanička svojstva intaktne stijene Čak i kada je stijenska masa intenzivno ispucala, poznavanje mehaničkih svojstava intaktne stijene je vrlo bitno kod definiranja posmične čvrstoće diskontinuiteta (čvrstoća stijene u zidovima diskontinuiteta), ispitivanja bušivosti i rezivosti stijena; miniranja i sl. Čvrstoća (strength) je maksimalno naprezanje koje materijal može podnijeti bez loma za bilo koji tip opterećenja (ISRM, 1985). Čvrstoća je jedna od osnovnih informacija pri opisu stijena. Jednoosna tlačna čvrstoća je najčešće korišteni parametar pri opisu stijena. Slika 5.3 pokazuje da se ona može kretati u vrlo širokom rasponu ovisno o tipu stijene. Slika XXX Jednoosna tlačna čvrstoća nekih stijena Može se vrlo točno odrediti u laboratoriju ili procjeniti nekim od jednostavnih pokusa kao što su pokus čvrstoće u točki, udaranje stijene geološkim čekićem ili guljenjem stijene nožem. Način ispitivanja u laboratroriju bit će opisan u narednim poglavljima. Ovdje će biti prikazana klasifikacija ISRM (1978) kod koje se za identifikaciju koristi pesnica, palac, geološki čekić i džepni nožić.

100 200 300

Jednoosna tlačna čvrstoća (MPa)

Šejl

Pješčenjak

Vapnenac

Granit

Dolerit

Bazalt

Kvarcit


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

Klasa Opis Terenska identifikacija Približna vrijednost

jednoosne tlačne čvrstoće ( MPa )

S1 Vrlo mekana glina Very soft clay

Pesnica se lagano utiskuje nekoliko centimetara < 0,025

S2 Mekana glina Soft clay

Palac se lagano utiskuje nekoliko centimetara 0,025 – 0,05

S3 Firm clay

Palac se se utiskuje nekoliko centimetara sa srednjim naporom 0,05 – 0,10

S4 Kruta glina Stiff clay

Palac ostavlja udubinu ali penetrira samo uz visoki napor 0,10 – 0,25

S5 Vrlo kruta glina Veri stiff clay Nokat palca ostavlja udubinu 0,25 – 0,50

S6 Tvrda glina Hard clay Nokat palca teško ostavlja udubinu > 0,50

Tlo

R0

Ekstremno slaba stijena Extremely weak rock

Nokat palca ostavlja udubinu 0,25 – 1,0

R1 Vrlo slaba stiejna Very weak rock

Mrvi se pod udarcima šiljka geološkog čekića, može se guliti džepnim nožićem.

1,0 – 5,0

R2 Slaba stijena Weak rock

Može se guliti džepnim nožićem uz popteškoće, Plitko udubljenje može se napraviti udarcem šiljka geološkog čekića.

5,0 – 25

R3

Srednje čvrsta stiejna Medium strong rock

Ne može se parati ili guliti džepnim nožićem, uzorak se može lomiti sa jednim udarcem geološkog čekića

25 -50

R4 Čvrsta stiejna Strong rock

Za lomljenje uzorka potrebno je više od jednog udaraca geološkim čekićem 50 – 100

R5 Vrlo čvrsta stijena Very strong rock

Za lomljenje uzorka potrebno je mnogo udaraca geološkim čekićem 100 – 250

R6

Ekstremno čvrsta stijena Extremely strong rock

Geološkim čekićem uzorak se može samo okrhnuti > 250

Stije

na

Gdje je granica između tla i stijena? Ove granice nema. Ipak se u više klasifikacija kao granica usvaja vrijednost jednoosne tlačne čvrstoće od oko 1MPa. Deformabilnost Deformabilnost, slično čvrstoći, uglavnom ovisi o poroznosti i stupnju ispucalosti uzorka. Pore i pukotine su najslabiji i najdeformabilniji element stijene. Deformacija (deformation) se definira kao promjena oblika (ekspanzija, sažimanje (contraction) ili neki drugi oblik distorzije (distortion)). Obično se dešava kao odgovor na djelovanje opterećenja ili naprezanja ali može biti i posljedica promjene temperature ili vlažnosti (bubrenje ili skupljanje (swelling or shrinkage). Deformabilnost (deformability) se može opisati kao lakoća kojom se stijena može deformirati. Krutost (stiffness) se može opisati kao otpor deformiranju. Deformacija (deformation) se mjeri u jedinicama duljine (m) ali se obično izražava kao neimenovani broj i tada se zove deformacija


(strain). Deformacija (strain) predstavlja odnos promjene duljine nekog elementa i njegove originalne duljine (Franklin J.A., Dusseault, M.B., 1989. p.271). Kompletna naponsko-deformacijska krivulja pri jednoosnom tlačenju daje najkorisniji opis mehaničkog ponašanja intaktne stijene. Na ovoj krivulji mogu se očiati sljedeći važni popdaci o ponašanju stijene:

• Vrijednost jednoosne tlačne čvrstoće stijene. • Modul deformabilnosti (E) koji se često naziva i Youngovim modulom. Visok modul imaju

krte stijene (stiff) i kod njih je početni dio krivulje strm (kaže se da je stijena slabo dformabilna). Niski modul imaju mekane (soft) stijene i kod njih je početni dio krivulje blago nagnut (kaže se da jes tijena jako deformabilna).

• Postlomni dio krivulje je mjera krtosti (brittlness). Krtost je definirana nagibom krivulje u njenom postlomnom dijelu. Neke stijene se ponašaju kao duktilne (ductile) a neke kao krte (brittle). Između ova dva krajnja ponašanja postoji cijeli spektar međuslučajeva.

Slika XXX Naponsko-deformacijska krivulja

D

D+∆D

L

∆L

F

F

AF

=σLL

ax∆

=ε

Nap

reza

nje σ

σc

Krto postlomno ponašanje (brittle)

Jednoosna tlačna čvrstoća

Aksijalna deformacija εax

Duktilno postlomno ponašanje (ductile)

1

E

poslije loma prije loma


Slika XXX Naponsko-deformacijska krivulja stijena različitih deformacijskih svojstava Tvrdoća Tvrdaoća se može definirati kao otpornost materijala na udubljivanje i grebanje (ISRM, 1975) Za određivanje tvrdoće koriste se obično ovi uređaji: • Pokus struganja (scratch pokus). Rezultat ispitivanja izražava se na Mohs-ovoj skali koja koristi 10

minerala. 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 u metalurgiji.

• Uređaji koji rade na principu odskoka (Schmidtov čekić i skleroskop). • Pokusi kojima se određuje abrazivnost. Trajnost Trošnost (weatherability) je mjera podložnosti stijene oslabljenju (weakening) ili dezintegraciji za vrijeme trajanja inženjerskog objekta (suprotno značenje ima termin - trajnost (durability)). Trajnost (durability) određuje naizmjeničnim sušenjem i vlaženjem uzorka. Podložnost stijene trošenju izražava se tzv. slake durability indeksom (Id2).

Bitno je primjetiti, da se ovaj proces trošenja dešava u vrlo kratkom periodu (vijek trajanja objekta) i ne treba ga mješati s trošenjem stijena u geološkom smislu (weathering). Međutim, razvoj tehnologije nameće nove zahtjeve po pitanju stabilnosti prirodnih materijala. Naprimjer, kontejneri s radioaktivnim otpadom mogu imati temperaturu do 300°C što pred izolacijski materijal (bentonit) postavlja zahtjev mineraloške i drugih stabilnosti tijekom tisuća godina. Plastičnost Ispitivanje Atterbergovih granica vrši se na stijenama kod kojih je indeks Id2 (slake durability indeks) manji od 80%. Fizikalne osobine glinovitih stijena mijenjaju se sa sadržajem vode. Suho glinovito tlo može biti kruto i čvrsto. S porastom sadržaja vode u tlu ono postaje najprije plastično podatljivo, zatim meko i najzad prelazi u žitko tekuće stanje. Količina vode pri kojoj se odražavaju te promjene u glini ovisi o granulometrijskom sastavu, o sadržaju koloidnih čestica i o vrtama minerala gline što ih tlo sadrži Švedski istraživač Atterberg, definirao je na osnovi dugotrajnih opažanja stanje plastičnosti glinovitih materijala i granice između tih stanja. Razlika sadržaja vode između granica tečenja i granice plastičnosti naziva se indeks plastičnosti. (Nonveiller, XXX).

Nap

reza

nje σ


• Nizak modul • Visoka deformabilnost • Niska krutost

• Visok modul • Niska deformabilnost • Visoka krutost


Slika XXX Atterbergove granice plastičnosti Bubrenje Einstein (1975) definira bubrenje kao vremenski ovisno povećanje volumena prirodnog tla uzrokovano promjenom naprezanja, povećanjem sadržaja vode ili kombinacijom obaju čimbenika. Bubrenje može izazvati značajne probleme u tunelogradnnji, cestogradnji i pri temeljenju objekata. Stijene bubre po različitim mehanizmima. Međutim, pod bubrenjem u strogom smislu misli se na bubrenje minerala iz grupe smektita. Iz ove grupe minerala, natrijska varijanta montmorilonita pokazuje najjače bubrenje. Sklonost stijene bubrenju dokazuje se identifikacijskim pokusima kojima se istražuje potencijal bubrenje neke stijene. Ako je dokazan potencijal bubrenja, pristupa se ispitivanju iznosa bubrenja različitim laboratorijskim i terenskim pokusima. O fenomenu bubrenja, kao i metodama laboratorijskih ispitivanja govorit će se u narednim poglavljima. 3.2.2 Diskontinuiteti i struktura stijene Tijekom geološke prošlosti stijena je bila izložena različitim naprezanjima koja su premašivala njenu čvrstoću. Kao posljedica djelovanja ovih naperzanja bilo je stvaranje brojnih diskontinuiteta. Postoje tri osnovna načina na koji su nastajali diskontinuiteti (slika 5.7)

Stanje

Granica ws wp wl

Čvrsto Polučvrsto Plastično Žitko

Ip wl-granica tečenja wp-granica plastičnosti ws-Granica stezanja Ip= wl- wp-indeks plastičnosti

w


Slika XXX Nastajanje diskontinuiteta Kao što se vidi, jedan od načina posljedica je vlačnih naprezanja a druga dva su posljedica posmičnih naprezanja. Ovo ima za posljedicu nastajanje dva osnovna tipa diskontinuiteta: Pukotine (joints) su posljedica djelovanja vlačnih naprezanja Posmične zone ili rasjedi (shear zone or faults) posljediac su posmičnih naprezanja Sve stijenske mase su ispucale. Ispucalost značajno utječe na deformabilnost, čvrstoću i lom stijenskih masa, a u potpunosti kontrolira njenu vodopropusnot. Praksa je pokazala da diskontinuiteti značajno djeluju na sve aspekte stijenskog inženjerstva. Lom je često direktna povezan sa diskontinuitetima, koji su najslabija zona u stijeni kao inženjerskom materijalu. Zbog toga, za rješavanje probelma u stijenskoj masi inženjer treba dobro upoznati strukturu stijenske mase što je predmet strukturne geologije. 3.2.3 Prirodna naprezanja 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 (in-situ stress; natural stress, initial stress; virgin stress; absoluet stress). Kada se u stijenskoj masi izvrši iskop, podzemni ili površinski, u blizini iskopa dolazi do promjene primarnih naprezanja. Ova izmjenjena naprezanja zovu se sekundarna ili inducirana naprezanja (induced stresses). Često su horizontalna naprezanja veća od vertikalnih. Poznavanje primarnih naprezanja jedan j od osnovnih uvjeta za kvalitenu naponsko-deformacijsku analizu tijekom projektiranja podzemnih građevina (rudnika, tunela i drugih podzemnih građevina). 3.2.4 Porni fluidi i tečenje vode U mehanici tla voda ima ključnu ulogu u ponašanju tla. Ovisno o sadržaju vode, tlo se može naći u različitim stanjima konsistencije. 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 nedreniranom stanju. U nekim uvjetima (potres) neka tla mogu u potpunosti izgubiti čvrstoću što dovodi do likvefakcije tla.

Frakturiranje stijena vlačnim naprezanjem

Frakturiranje stijena posmičnim naprezanjem


U stijenskoj masi se voda pojavljuje i u porama stijene i u diskontinuitetima. Kako je poroznost intaktne stijene mala, tečenje vode u stijenskoj masi, u najvećoj je mjeri povezano sa tečenjem kroz diskontinuitete. Tečenje vode kroz stijensku masu je zbog toga u funkciji diskontinuiteta, njihove povezanosti i hidroegeoloških svojstava okoliša. 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 na velikim dubinama u naftonosnim stijenama rijetko se 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 inženejrske materijale (beton, čelik i sl.). Svaki iskop djeluje na promjenu stanja naprezanja u stijeni i kao dren za podzemnu vodu. Tablica XXXX Vodopropusnost tipičnih stijena (Goodman, 1980)

Vodopropusnost (voda na 20oC) k (cm/s) Stijena

Laboratorij In-situ Pješčenjak 3 x 10-3 to 8 x 10-8 1 x 10-3 to 3 x 10-8 Navajo pješčenjak 2 x 10-3 Berea pješčenjak 4 x 10-5 Greywacke 3,2 x 10-8 Šejl 10-9 to 5 x 10-13 10-8 to 10-11 Pierre šejl 5 x 10-12 2 x 10-9 to 5 x 10-11 Vapnenac, dolomit 10-5 to 10-13 10-3 to 10-7 Salem vapnenac 2 x 10-6 Bazalt 10-12 10-2 to 10-7 Granit 10-7 to 10-11 10-4 to 10-9 Šist 10-8 2 x 10-7 Šist sa prslinama (fissured schist) 1 x 10-4 to 3 x 10-4

a Data from Brace (1978), Davis and De Wiest (1966), and Serafim (1968) 3.2.5 Utjecaj vremena Tijekom geološke povijesti stijena je bila izložena prirodnim naprezanjima. Inženjerskim zahvatima prirodno stanje naprezanja se mjenja, ili se povećava ili smanjuje. Pri tome vrijeme ima značajnu ulogu jer se tijekom vremena čvrstoća stijene može smanjivati, odnosno stijena može teći ili se relaksirati. Tečenje (creep) je definirano kao kontinuirano povećanje deformacije kod konstantnog naprezanja. Relaksacija (relaxation) je definirana kao redukcija naprezanja kod konstantne deformacije


Zamor (fatigue)-postoji povećanje deformacije (ili smanjenje čvrstoće) usljed cikličkih promjena naprezanja. Slika XXX Objašnjenje pojmova : tečenje i relaksacija 3.3 Literatura Bieniawski, Z.T., (1989), Engineering Rock Mass Classification, John Wiley and Sons, p Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p.

(pp. 281-285). Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. 183-184. Harrison, J.P., Hudson, J.A., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 p. Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock,

Balkeme, 215 p. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Hudson, J.A., (1989), Rock Mechanics Principles in Engineering Practice, CIRIA, 72 p. Hudson, J.A., Harrison, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 p. ISO/DIS 14688 Geotchnics in civil engineering-identifacation and classofication of soil; Draft

international standard ISO/DIS 14689 Geotchnics in civil engineering-identifacation and description of rock; Draft international

standard ISRM Comission on Standardization of Laboratory and field test. (1979), Suggested Methods for

Determining Water Content, Porosity, Density, Absorption and Related Properties and Swelling and Slake Durability Index Properties, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Vol. 16, No. 2, pp 141-156. (31)

ISRM, (1994), Commission on Swelling Rock, Suggested Methods for Rapid Identification of Swelling and Slaking Rocks Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 31, No.5, pp. 547-550.

ISRM, Commission on Classification of Rocks and Rock Masses (1981), Basic geotechnical description of rock masses, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 18, No.1, pp. 85-110.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978a), Suggested Methods for Petrographic Description of Rocks, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 41-45.

tečenje

relaksacija

napr

ezan

je

deformacija


ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978a), Suggested Methods for Determining Hardness and Abrasiveness of Rocks, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 89-91.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests, (1978), Suggested Methods for the Quantitative description of Discontinuities in Rock Masses, In: Int. Your. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, pp 319-368. (121)

ISRM, Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english, french, germany).

Ivan Vrkljan

4 Primarna i sekundarna naprezanja

Prirodna napregnutost je specifičnost stijenske mase u odnosu na druge inženjerske materijale. Kasnija naprezanja (sekundarna) najvećim su

dijelom posljedica primarnih naprezanja a samo manji njihov dio posljedica su djelovanja geotehničke građevine. Prikazana je priroda primarnih

naprezanja te probelmi njihovog određivanja.

4-Primarna i sekundarna naprezanja.doc


4 Primarna i sekundarna naprezanja

4.1 Uvod............................................................................................................................................................. 3 4.2 Primarna naprezanja .................................................................................................................................. 3

4.2.1 Mjerenje primarnih naperzanja......................................................................................................... 7 4.2.1.1 Pokus tlačnim jastucima............................................................................................................ 8 4.2.1.2 Pokus hidrauličkog frakturiranja.............................................................................................. 9 4.2.1.3 Overcoring metode................................................................................................................... 10

4.3 Sekundarna naprezanja............................................................................................................................ 13 4.3.1 Zatvorena rješenja ............................................................................................................................ 16 4.3.2 Numerički modeli............................................................................................................................. 29

4.4 Rječnik....................................................................................................................................................... 32 4.5 Literatura ................................................................................................................................................... 34

4 Primarna i sekundarna naprezanja 3

4.1 Uvod 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 (in-situ stress; natural stress, initial stress; virgin stress; absoluet stress). Kada se u stijenskoj masi izvrši iskop, podzemni ili površinski, u okolici iskopa dolazi do promjene primarnih naprezanja. Ova izmjenjena naprezanja zovu se sekundarna ili inducirana naprezanja (induced stresses). Poznavanje veličine i orijentacije primarnih i sekundarnih naprezanja vrlo je važan dio geotehničkih projekata pošto u mnogim slučajevima, sekundarna naprezanja premašuju čvrstoću stijenske mase što za posljedicu može imati nestabilnost iskopa. 4.2 Primarna naprezanja Poznavanje primarnih naprezanja bitno je za definiranje rubnih uvjeta u analizama sekundarnog stanja naprezanja. Mnoga mjerenja provedena širom svijeta pokazuju da se vertikalno naprezenja mogu prilično točno iraziti sljedećom jednadžbom:

σv=γz

gdje je: σv=vertikalno naprezanje γ=jedinična masa (tipično 2,7 Mg/m3) z=dubina ispod površine Primjer: Na dubini od 1000 m vlada vertikalno naprezanje:

σv=2,7*1000=2700 Mg/m2=27 MN/m2=27 MPa Određivanje vodoravnog naprezanja teži je problem. Obično se vodoravno naprezanje izražava u funkciji vertikalnog na sljedeći način:

σh=kσv=kγz

Terzaghi i Richter (1952) predložili su za stijensku masu opterećenu samo težinom gornjeležećih slojeva, vrijednost k koja ne ovisi o dubini

υυ−

=1

k

gdje je ν= Poissonov koeficijent stijenske mase Ovaj način određivanja vodoravnog naprezanja vrlo se često koristio. Značajna odstupanja izmjerenih od na ovaj način određenih vrijednosti vodoravnih naprezanja, doveli su do gotovo potpunog napuštanja ovog pristupa.


Mjerenja vodoravnih naprezanja u velikom broju rudnika i građevinskih podzemnih građevina, pokazala su da koeficijent k ima veće vrijednosti na malim dubinama i da ima tendenciju smanjivanja s povećanjem dubine. Ova pojava se može objasniti samo promatranjem problema na znatno većoj skali nego što je istraživana lokacija. Sheorey je razvio elasto-statički termalni model zemlje. Ovaj model razmatra zakrivljenost zemljine kore i varijaciju elastičnih konstanti, gustoće i termalne ekspanzije zemljine kore. Sheorey za koeficijent k predlaže sljedeći izraz:

++=

zEk h

1001,0725,0

• z=dubina (m) • Eh(GPa)=srednji modul deformabilnosti gornjeg dijela zemljine kore mjeren u vodoravnom pravcu. Uslojene stijene imaju značajno različite module u pravcu okomitom na slojevitost i pravcu paralelenom sa slojevitosti. Međutim, ni pristup koji je predložio Sheorey, ne objašnjava pojavu vertikalnih naprezanja koja su veća od izračunatih, pojavu vrlo visokih vodoravnih naprezanja ili zašto su dva izmjerena vodoravna naprezanja na istoj lokaciji rijetko jednaka. Ove pojave vjerojatno su posljedica lokalne topografije i geoloških svojstava koja se ne mogu uzeti u obzir na velikoj skali kao što predlaže Sheorey. Ako analize sekundarnih naprezanja pokažu da veličina primarnih naprezanja ima značajnu ulogu na stabilnost iskopa, treba obaviti mjerenja njihove veličine i orijentacije. Razlozi pojave visokih vrijednosti vodoravnih naprezanja Mjerenjima je pokazano da vodoravna naprezanja mogu imati vrlo visoke vrijednosti te da na nekim lokacijama mogu biti nekoliko puta veća od vertikalnih. Na ovu pojavu mogu utjecati: • erozija, • tektonske aktivnosti, • anizotropija stijenske mase, • lokalni efekti u blizini diskontinuiteta, • efekt mjerila (scale effect).


Slika XXX Slika XXX Epicentri potresa ukazuju na granice velikih ploča u Zemljinoj kori koje se stalno taru i pritišću jedna drugu

z

σv1=γ*z1

σh=σv*K

σv=γ*z

σh=σv*K z1

Tijekom geološke prošlosti došlo je do erodiranja terena 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. Ako se radi o tlu, onda kažemo da je tlo «prekonsolidirano» a stupanj prekonsolidacije iskazuje se koeficijentom prekonsolidacije (OCR overconsolidation ratio). OCR je odnos vertikalnog naprezanja prekonsolidacije (σv) prema trenutnom vertikalnom efektivnom naprezanju koje je posljedica mase gornjeležećih naslaga.


Slika XXX Utjecaj diskontinuitata na promjenu pravca glavnih naprezanja Slika XXX Utjecaj topografije terena na veličinu i orijentaciju glavnih naprezanja

σv

σv

σh

σ1

σ1 σh

σ3

σ3

kanjon


Slika XXX Naprezanja potrebna za stvaranje normalnog i reversnog rasjeda 4.2.1 Mjerenje primarnih naperzanja Postoje metode direktnog mjerenja i metode indirektnog mjerenja (indikativne metode). Međunarodna udruga za mehaniku stijena (ISRM, 1987) preporuča 4 direktne metode. Trenutno se vodi rasprava o primjeni pete direktne metode (ISRM, 1999). 1. Pokus tlačnim jastucima 2. Pokus hidrauličkog frakturiranja 3. USBM metoda (United States Bureau of Mines) 4. Određivanje naprezanja korištenjem CSIR ili CSIRO sonde Za potpuno definiranje naprezanja u nekoj točki potrebno je izmjeriti šest komponenti tenzora naprezanja (tri normalne i tri posmične komponente) ili pravce i veličine tri glavna naprezanja (σ1; σ2; σ3). Normalna narezanja (σxx; σyy; σzz; σ1; σ2; σ3) mogu se mjeriti direktno. Posmične komponente tenzora naprezanja ne mogu se mjeriti već se one izračunaju iz normalnih komponenti mjerenih u različitim pravcima.

Slika XXX Utjecaj iskopa na mjerenja primarnih naperzanja

σv

σh

Reversni rasjed

σv

σh

Normalni rasjed

Zona promjene primarnih naprezanja

Ako je naprezanje izmjereno u zoni utjecaja iskopa, ono treba biti ekstrapolirano izvan ove zone numeričkim ili analitičkim postupcima


4.2.1.1 Pokus tlačnim jastucima Tlačnim jastukom moguće je odrediti samo jednu normalnu komponentu tenzora naprezanja. U ovom slučaju je x os okomita na ravninu jastuka pa će σxx biti paralelan s x osi. Da bi se odredile sve komponente tenzora naprezanja potrebno je na jednoj lokaciji obaviti najmanje šest pokusa sa različito orijentiranim jastucima. ISRM (1987) preporuča da se obavi 9 pokusa, 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, ugrade se reperi te se izmjeri 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 korištenej ove metode potrebno je ispuniti tri uvjeta: • 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 treba se ponašati elastično Prvi i treći zahtjev obično eliminiraju uporabu eksploziva tijekom izrade prostorije. Slika XXX Pokus tlačnim jastucima

d

Pogled na izrezani slot i jastuk u njemu

d0

PTlak u jastuku Vrijeme rezanja slota

Raz

mak

re

pera

canc

elat

ion

pres

sure

zzzyzx

yzyyyx

xzxyxx

στττστττσ


4.2.1.2 Pokus hidrauličkog frakturiranja Pokus hidrauličkog frakturiranja 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 nadostatak 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 1 m. 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 tijekomm vremena prikazana je na slici xxx. Za pokus su bitne dvije vrijednosti tlaka: • tlak pri kojem je došlo do loma stijene PB (breakdown pressure) • tlak koji je potreban da se pukotina drži otvorenom Ps (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 (impression packer) ili na neki drugi način, • Treba uvijek imati u vidu pretpostavku da je pravac glavnog naprezanja paralelan s osi bušotine. 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 podrazumjeva da je stijena vodnepropusna kako voda pod tlakom nebi 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.


Slika XXX Pokus hidrauličkog frakturiranja 4.2.1.3 Overcoring metode Kod svih overcoring metoda, kao priprema za obavljanje pokusa izbuši se bušotina proizvoljnog promjera do mjesta na kojem se žele izmjeriti naprezanja. Na dnu bušotine izbuši se pilot bušotina malog promjera (kod USBM metode promjer pilot bušotine je 37 mm). U pilot bušotinu umetne se sonda koja radi na jednom od sljedećih principa: • mjeri promjenu promjera pilot bušotine, • mjeri deformaciju zidova pilot bušotine. Pošto je sonda ugrađena u pilot bušotinu, izvrši se nulto mjerenje. Nakon toga, vrši se bušenje koncentrične bušotine većeg promjera (overcoring) čime se stijena u koju je ugrađena sonda oslobađa utjecaja okolnog masiva. Naprezanja se mogu odrediti na dva načina: 1. Izvađena sonda sa cilndrom stijene koji je dobiven overcoringom, stavlja se u uređaj kojim se

aplicira naprezanje na vanjski plašt cilindra. Naprezanja kod kojih se mjerene veličine vrate na vrijednosti koju su imale prije overcoringa, predstavljaju naprezanja u ravnini okomitoj na os bušotine.

2. Iz izmjerenih deformacija uz poznavanje konstanti elastičnosti izračuna se naprezanje. Overcoring metode omogućavaju mjerenje naprezanja daleko od iskopa, čime se eliminira utjecaj iskopa na izmjerena naperzanja.

1. Visokotlačna pumpa, mjerilo protoka, mjerilo tlaka

2. Tlačna pumpa za aktiviranje pakera

3. Pakeri za izoliranje ispitne dionice

1 2

3

3

2

4

σH

σH

σh σh

PB

Ps

Vrijeme

Tlak

3

2

1

000000

σσ

σ

x

σh-manje glavno vodoravno naprezanje σH-veće glavno vodoravno naprezanje σt-vlačna čvrstoća stijene σh=Ps σH=3Ps-PB+σt


USBM metoda (United States Bureau of Mines) Kod USBM metode sonda omogućava mjernje promjene promjera pilot bušotine u tri pravca koji se sijeku pod kutem od 1200. Nakon što je izvršeno nulto mjerenje u pilot bušotini izvrši se bušenje koncentrične bušotine s tankostijenom sržnom cijevi (overcoring). Tijekom bušenja kontinuirano se prati promjena tri promjera pilot bušotine. Nakon završenog overcoringa, cilindar stijene zajednos 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. Slika XXX USBM metoda (United States Bureau of Mines) Određivanje naprezanja korištenjem CSIR ili CSIRO sonde I 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 stijenke 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 zaljepljena 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 stijenki pilot bušotine, izračuna se svih 6 komponenti tenzora

Overcoring uz istovremeno mjerenje

Tlačenje cilindra, koji je dobiven overcoringom, u biaksijalnoj ćeliji radi određivanja modula elastičnosti. Promjena unutarnjeg promjera cilindra (pilot bušotine) mjeri se USBM sondom. P

rom

jena

pro

mje

ra

pilo

t buš

otin

e (m

m)

Dubina

u

u

u

zzzyzx

yzyyyx

xzxyxx

στττστττσ

Bušenje pilot bušotine i postavljanje sonde


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 ljepljenja 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 (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).

zzzyzx

yzyyyx

xzxyxx

στττστττσ


4.3 Sekundarna naprezanja Da bi se razumjeli mehanizmi nestabilnosti uzrokovani visokim sekundarnim naprezanjima, neophodno je razumjeti osnovne koncepte naprezanja i čvrstoće. Naprezanje koje vlada u stijenskoj masi prije nego se u njoj izvrši iskop, posljedica je mase gornje ležećih naslaga i geološke povijesti stijenske mase (primarna naprezanja). Polje primarnih naprezanja poremeti se nakon iskopa podzemnog prostora do neke udaljenosti od konture iskopa. Ova naperzanja se u engleskoj literaturi obično nazivaju izazvanim naprezanjima (induced stresses). U njemačkoj se literturi često označavaju kao sekundarna naprezanja što je prihvaćeno i u našoj inženjerskoj praksi. Nekada ova naprezanja mogu biti dovoljno visoka da premaše čvrstoću stijenske mase. U ovom slučaju, slom stijenske mase dovodi do nestabilnosti konture iskopa što se manifestira na različite načine ovisno o svojstvima stijenske mase i nivou sekundarnih naprezanja. Različiti modeli sloma i mjere koje se poduzimaju da bi se osigurala stabilnost građevine, prikazat će se u posebnim poglavljima. Slika XXX Primarno i sekundarno stanje naprezanja oko tunelskog otvora Modeliranje je proces pojednostavljenja koji se ne može izbjeći zbog vrlo kompleksne geologije i kompleksnog ponašanja stijenske mase. Prije nego su se pojavila računala, kompleksna površina poprečnog presjeka često je aproksimirana kružnim otvorom, ispucalost je zanemarivana i uglavnom je pretpostavljano elastično ponašanje stijena. Tako je na početku razvoja mehanike stijena metodologija utvrđivanja mehaničkih svojtava prednjačila pred mogućnostima modeliranja. Danas najveća ograničenja u korištenju moćnih numeričkih programa predstavlja nemogućnost preciznog definiranja geoloških odnosa i parametara koji opisuju ponašanje stijenske mase.

Stanje primarnih naprezanja posljedica je mase gornje ležećih

slojeva i geološke povijesti

Iskop poremeti polje primarnih naprezanja u ograničenoj zoni oko tunela. Naprezanja u ovoj zoni nazivaju se-sekundarna

naprezanja

PRIJE ISKOPA POSLIJE ISKOPA

Zona promjene primarnih naprezanja


Tehnike modeliranja mogu se svrstati u nekoliko skupina: MATEMATIČKI MODELI ZATVORENA RJEŠENJA

Numerički modeli Modeliranje kontinuuma

Metoda konačnih razlika (FDM-Finite Difference Method) Metoda konačnih elemenata (FEM-Finite Element Method) Metode rubnih elemenata (Boundary element Methods) Hibridni modeli

Modeliranje diskontinuuma DEM-Metoda diskretnih elemenata (Distinct (discret) Element Method) Blok teorija (Key block method (Goodman)) Metode granične ravnoteže (Limiting equillibrium method)

ANALOGNI MODELI Fotoelastični modeli

FIZIČKI MODELI Fotoelastični modeli. Boja polarizirane svjetlosti u nekim materijalima koji su slični staklu ili plastici (stress-birefringent material) ovisi o naprezanjima koja u njemu vladaju. Ako se u ploči od ovakovog materijala izreže rupa koja ima oblik poprečnog presjeka tunela te ploča optereti po rubovima naprezanjima koja odgovaraju primarnim naprezanjima u stijenskoj masi, moguće je odrediti raspodjelu i veličinu naprezanja u okolini rupe. Fizički modeli. Fizičkim modelima se u laboratoriju simulira ponašanje stijenske mase u prirodi. Modeli se rade od prirodnih i umjetnih materijala koji se opterećuju na različite načine te prati njihovo ponašanje u okolini tunela. Do danas se u geotehničkoj praksi održao jedino centrifugalni model kod kojeg se gravitacijsko naprezanja modelira na način da se model rotira u centrifugi. Slika XXX Fizički model podzemnog rudnika ugljena koji je izveden u DMT, Essen, Njemačka (prospekt tvrtke Interfels)


Tablica XXX Usporedba nekih metoda za modeliranje podzemnih iskopa

Zatvorena rješenja Numerički modeli Fizički i analogni modeli

Materijal

Većina zatvorenih rješenja pretpostavlja linearno-elastičan, homogen i izotropan materijal (teorija elastičnosti). Kompleksnija zatvorena rješenja modeliraju razvoj plastične zone oko tunela, te elastično ortotropni i linearno viskoelastični materijal.

Proizvoljne konstitutivne jednadžbe. Mogućnost modeliranja nehomogene i anizotropne stijenske mase; rasjednih zona i sl.

Djelovanja Statička djelovanja iskazana primarnim naprezanjima u stijenskoj masi.

Mogućnost modeliranaj termalnih naperzanja, tečenja vode ili dianmičkih opterećenja.

Geometrija iskopa

Najčešće kružni i eliptični poprečni presjek u uvjetima stanja ravne deformacije. Podzemni prostori u obliku kugle i elipsoida

Proizvoljni oblici poprečnog presjeka tunela i prizvoljna geometrija podzemmnih galerija

Najčešće korišteni modeli

Dvodimenzionalne analize tunela • Otvor kružnog poprečnog presjeka u

masivnim stijenama • Otvor kružnog poprečnog presjeka u

Mohr-Coulombovom materiajlu • Otvor kružnog poprečnog presjeka u

Hoek-Brownovom materiajlu

• Metoda konačnih razlika • Metoda konačnih elemenata • Meteda rubnih elemenata • Metoda diskretnih elemenata Ako se kombiniraju neke od ovih metoda dobiju se tzv. hibridni (coupled) modeli

Kom

erci

jaln

i pro

gram

i

Rocsupport (http://www.rocscience.com/)

Dvdimenzionalni modeli:

• Phase2 (FEM)

• (http://www.rocscience.com/)

• FLAC (Fast Lagrangian Analysis of Continua) (FDM) (http://www.itascacg.com/)

• Final (prof. Svoboda, Austrija) (FEM)

• Examine (BEM)

• (http://www.rocscience.com/) Trodimenzionalni modeli:

• FLAC3D (Fast Lagrangian Analysis of Continua in 3 Dimensions) (FDM)

(http://www.itascacg.com/)

• Examine 3D (BEM) (http://www.rocscience.com/) Modeli diskretnih elemenata: • UDEC (Universal Distinct Element Codes)

(http://www.itascacg.com/) • 3DEC (3 Universal Distinct Element

Codes) (Itasca) (http://www.itascacg.com/)

Napomene

Iako se danas rijetko koriste, vrlo su korisna za razumjevanje problema preraspodjele naprezanja u okolini iskopa te za ispitivanje i provjeru novih numeričkih modela.

Razvoj računala omogućio je širokom krugu korisnika uporabu najkompleksnijih numeričkih programa

Rije

tko

se k

oris

te z

bog

viso

kih

trošk

ova

i raz

nih

ogra

niče

nja.

Pot

isnu

ti su

nag

lim ra

zvoj

em n

umer

ički

h m

odel

a


4.3.1 Zatvorena rješenja Pod zatvorenim rješenjima podrazumjevaju se rješenja koja neki model ponašanja opisuju jednostavnim jednadžbama za koje postoji jedinstveno rješenje. Većina zatvorenih rješenja pretpostavlja elastičan, homogen i izotropan medij. Neka kompleksna zatvorena rješenja omogućavaju modeliranje: • razvoja plastične zone, • elastično ortotropnog ili linearno viskoelastičnog materijala, • uslojene i anizotropne stijenske mase. Iako su numeričke metode gotovo u potpunosti eliminirale zatvorena rješenja ona su vrlo korisna za razumjevanje problema preraspodjele naprezanja u okolini iskopa te za ispitivanje i provjeru novih numeričkih modela. Zatvorenim rješenjima može se dobiti slika o mjestima najvećih naprezanja te pravcima i redu veličine glavnih naprezanja. Hoek preporuča da se u ranoj fazi projektiranja koriste jednostavna zatvorena rješenja za procjenu radijalnih pomaka tunela. Veliki radijalni pomaci ukazuju na potrebu korištenja numeričkih analiza (dvodimenzionalnih i trodimenzionalnih). Hoek i Marinos, (2000) preporučaj da se jednostavnim zatvorenim rješenjima procjeni radijalna deformacija tunela, to ovisno o izračunatim vrijednostima odabere adekvatna numerička metoda proračuna (tablica XXX) Tablica XXX. Približni odnosi deformacije nepodgrađenog tunela i očekivanih problema

Deformacija ε (%) Geotehnički uvjeti Tiovi podgrade

A Manja od 1

Očekuju se mali problemi stabilnosti te se mogu koristiti vrlo jednostavne metode projektiranja. Klasifikacije stijenskih masa predstavljaju dobru osnovu za projektiranje

Jednostavni uvjeti u tunelu. Tipično se koriste sidra i mlazni beton.

B 1 do 2,5

Koristi se metoda karakterističnih krivulja za prognozu formiranja plastificirane zone oko tunela i interakcije između progresivnog razvoja ove zone i različitih tipova podgrade.

Manji problemi gnječenja (squeezing) koji se općenito rješavaju sidrima i mlaznim betonom a ponekad sa laganim punim čeličnim profilima (steel sets) ili rešetkastim lukovima (lattice girders) koje se dodaju za dodatnu sigurnost.

C 2,5 do 5

Dvodimenzionala analiza konačnim elementima u koju su uključeni i elementi podgrade i iskop po fazama. Stabilnost čela općenito nije glavni problem.

Ne tako izraženi problemi gnječenja traže brzu ugradnju podgrade i pažljivu kontrolu kvalitete. Općenito je potrebna ugradnja teških čeličnih profila u mlazni beton.

D 5 do 10

Stabilnost čela je dominantni problem projektiranja te treba predvidjeti mjere osiguranja i na čelu iskopa. Dvodimenzionalna analiza nije primjerena.

Izraženi problemi gnječanja i stabilnosti čela. Obično je potreban pipe roof i sidrenje čela sa čeličnim lukovima ugrađenim u mlazni beton.

E Veća od 10

Nestabilnost čela i gnječenje u okolini tunela čine ovaj slučaj tipično trodimenzionalnim. Danas ne postoji efikasna metoda projektiranja za ove uvjete. Većina rješenja je temeljena na iskustvu.

Ekstremni problemi gnječenja. Pipe roof i sidrenje čela i popustljiva podgrada u ekstremnim slučajevima.

deformacija ε (%)=(radijalni pomak/promjer tunela)*100 Dvodimenzionalne analize tunela


Problemi analize prostornog stanja naprezanja, često dovode do pojednostavljenja u smislu da se napreaznje analizira kao dvodimenzionalni problem u jednoj od ravnina glavnih naprezanja. Dvodimenzionalne analize korisne su za razumjevanje trodimenzionalnih raspodjela naperzanja. U mehanici stijena dogovereno je: • da su tlačna naprezanja uvijek pozitivna te da najveće glavno naprezanje nosi oznaku σ1 a najmanje

σ3. • Pod elastičnom stijenom podrazumjeva se stijena kod koje postoji linearan odnos naprezanja i

deformacije, dok elastična deformacija ne mora biti potpuno povratna. Ravno stanje naprezanja Ravno stanje naprezanja definira se kao stanje u kojem su sve komponente naprezanja koje djeluju na jednu od tri ortogonalne plohe jednake nuli. SlikaXXX Tenzor prostornog naprezanja

zzyzx

yzyyx

xzxyx

στττστττσ

σz

τzx τzy

σx

τxz

τxy

σy

τyz

τyx

y

x

z

Trodimenzionalno stanje naprezanja


Za slučaj kada naprezanje na ravnini koja je okomita na os Y jednako nuli (σy=τyx=τyz=0) tenzor naprazanja ima tri komponente (σx; σz; τzx=τxz) Slika XXX Tenzor ravnog stanja naprezanja Za ravno stanje naprezanja u linearno elastičnom mediju vrijede sljedeće veze naprezanja i deformacija:

( )zxx Eνσσε −=

1

( )xzz Eνσσε −=

1

( )zxy Eσσνε +−=

XZxz

xz EGτντ

γ )1(2 +==

gdje je: E= modul elastičnosti ν=Poissonov koeficijent G-Modul posmični modul (shear modul or modulus of rigidity) Stanje ravnog naperzanja vlada u fotoelastičnom modelu i fizičkim modelima iskopa u kojima je perforirana ploča izložena djelovanju sila u ravnini ploče.

σz

τzx

σx

τxz

y x

z Ravno stanje naprezanja

zzx

xzx

σττσ


Ravno stanje deformacija Ako je spriječeno deformiranje tijela uzduž njegove osi i svi pomaci se dešavaju u ravnini okomitoj na njegovu os, postoje uvjeti ravnog stanja deformacija. Tunel je tipičan primjer kod koga se analiza naperzanja može pojednostaviti s ravnim stanjem deformacija. Tijekom iskopa tunela u homogenoj izotropnoj stijenskoj masi, svi pomaci se dašavaju u ravnini okomitoj na os tunela. Za ravno stanje deformacija u linearno elastičnom mediju vrijede sljedeće veze naprezanja i deformacija:

( )zxx Eσνσε ,

,

1−=

( )xzz Eσνσε ,

,

1−=

0=yε

XZxz Eτνγ ,

, )1(2 +=

gdje je:

2,

1 ν−=

EE

ννν−

=1

,

E= modul elastičnosti ν=Poissonov koeficijent Ako se uporede ove jednadžbe s jednadžbama za ravno stanje naprezanja, vidi se da one imaju istu strukturu a razlikuju se samo u koeficijentima. Ako se zna da distribucija naprezanja oko otvora u elastičnom mediju ne ovisi o elastičnim konstantama onda slijedi da za iste rubne uvjete ravno stanje naprezanja i ravno stanje deformacija daju isti oblik raspodjele naprazanja. Zamislimo situaciju u kojoj prije iskopa tunela u stijeni vladaju glavna napreznja σ1, σ2 i σ3. Iskop tunela izazvat će preraspodjelu naprezanja u okolini tunela. Izuzimajući početak i kraj tunela, na cijeloj duljini tunela preraspodjela naprezanja biti će identična. Zamislimo da je stijena podjeljena ravninama okomitim na os tunela na ploče jedinične debljine. Svaka od ovih ploča nalazi se u stanju ravne deformacije jer je uklještena između susjednih paralelnih ploča koje spriječavaju njeno deformiranje uzduž osi tunela. U ovj situaciji, u okolini tunela vlada ravno stanje deformacija.


Slika XXX Uvjeti ravnog stanja deformacija Tunel kružnog poprečnog presjeka u masivnim stijenama Pretpostavimo iskop tunela u stijeni koja je napregnuta ispod njene tlačne čvrstoće (do ½ tlačne čvrstoće) i koja ima diskontinitete na većim razmacima. U ovom slučaju stijena će se ponašati elastično te se može koristiti rješenje problema rupe u biaksijalno opterećenoj ploči, homogenog, izotropnog, kontinuiranog, linearno elastičnog materijala. Za definiranje polja radijalnih i tangencijalnih pomaka i raspodjele naprezanja oko cilindrične rupe za ravno stanje deformacija rješenje je dao Kirsch. Slika XXX Komponente naprezanja u polarnom koordinatnom sustavu Naprezanja σr, σθ i τrθ u polarnom koordinatnom sustavu, mogu se prikazati jednadžbama:

σr σθ

aθ

ur

uθ

P1

P2

rP1

P2

σθ

τrθ

z

y

x

σx

σx

σz

σz

σ1

σ3

σ1

σ3

σ2

x

σz

τzx

σz

σx σx

τxz

dy

dz

dx

z

y

σy


σ θr

p p ar

p p ar

ar

=+

−

+

−− +

1 2

2

21 2

2

2

4

421

21

4 32cos

σ θθ =+

+

−

−+

p p ar

p p ar

1 22

21 2

4

421

21

32cos

θτ θ 2sin3212 4

4

2

221

−+

−−=

ra

rapp

r

Radijalna i tangencijalna deformacija može se prikazati jednadžbama:

( )up p

Gar

p pG

ar

varr =

++

−− −

1 22

1 22 2

24 44 1 2cos θ

( )up p

Gar

varθ θ= −

−− +

1 22 2

242 1 2 2sin

Na konturi iskopa (r=a) radijalno naprezenje jednako je nuli jer se radi o slobodoj površini (nema podgrade u tunelu). E Youngov modul

ν Poissonov koeficijent

G Posmični modul

K Bulk modul

( )GE

=+2 1 ν

K G=+

−2 13 1 2

( )( )

νν

PRIMEJR:

a (m) P1 (Pa) P2 (Pa) E (Pa) ν G (Pa) Radijus rupe Youngov modul Poissonov koef. Posmični modul

1 3,00E+07 3,00E+07 6,78E+09 0,21 2,80E+09 θ= 90

Rad. naprezanje Tang. naprez. Radijalni pomak Tang. pomak r (m) σr (Pa) σθ (Pa) ur (m) uθ (m) 1,00 0,00E+00 6,00E+07 5,36E-03 0,00E+00 1,10 5,21E+06 5,48E+07 4,87E-03 0,00E+00 1,20 9,17E+06 5,08E+07 4,46E-03 0,00E+00 1,30 1,22E+07 4,78E+07 4,12E-03 0,00E+00 1,40 1,47E+07 4,53E+07 3,83E-03 0,00E+00 1,55 1,75E+07 4,25E+07 3,46E-03 0,00E+00 1,70 1,96E+07 4,04E+07 3,15E-03 0,00E+00 1,90 2,17E+07 3,83E+07 2,82E-03 0,00E+00


2,10 2,32E+07 3,68E+07 2,55E-03 0,00E+00 2,30 2,43E+07 3,57E+07 2,33E-03 0,00E+00 2,50 2,52E+07 3,48E+07 2,14E-03 0,00E+00 2,80 2,62E+07 3,38E+07 1,91E-03 0,00E+00 3,10 2,69E+07 3,31E+07 1,73E-03 0,00E+00 3,40 2,74E+07 3,26E+07 1,58E-03 0,00E+00 3,70 2,78E+07 3,22E+07 1,45E-03 0,00E+00 4,00 2,81E+07 3,19E+07 1,34E-03 0,00E+00 4,50 2,85E+07 3,15E+07 1,19E-03 0,00E+00 5,00 2,88E+07 3,12E+07 1,07E-03 0,00E+00

0,00E+00

1,00E+07

2,00E+07

3,00E+07

4,00E+07

5,00E+07

6,00E+07

7,00E+07

1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00

radstresstangstress

Udaljenost od centra otvora (m)

Nap

reza

nje

(Pa)

rad disp

0,000

0,001

0,002

0,003

0,004

0,005

0,006

1,00 2,00 3,00 4,00 5,00 6,00


Rad

ijaln

i pom

ak (m

m)

Primarno vertikalno naprezanje


Tunel kružnog poprečnog presjeka u Mohr-Coulombovom materijalu Ako naperzanja u okolini tunela premaše čvrstoću stijenske mase, doći će do formiranja takozvane plastificirane zone. Ako je čvrstoća stijenske mase definirana Mohr-Coulombovim kriterijem čvrstoće, tada će radijus plastificirane zone, za hidrostatsko primarno stanje naprezanja biti:

( )

R aK

Pq

K

Pq

Kp

p

ip

Kp

0

0

1 1

21

1

1

=+

+−

+−

−/

gdje je: a=radijus otvora c=kohezija Φ=kut trenja P0= početno primarno naperzanje Pi= unutarnji tlak

K p =+−

11

sinsin

φφ

( )q c= +2 45 2tan /φ Slika XXX Komponente naprezanja u polarnom koordinatnom sustavu Radijalno naperzanje na kontaktu elastične i plastificirane zone:

P0

P0

P0

P0

σr σθ

aθ

ur

uθ r σθ

τrθ

R0


( )σ repK

P q=+

−1

12 0

Naprezanja i radijalni pomak u elestičnoj zoni:

( )σ σr reP PRr

= − −

0 0

02

( )σ σθ = + −

P P

Rrre0 0

02

uRG

PP q

K rrp

= −−+

02

00

22

11

gdje je: r=udaljenost promatrane točke od centra otvora Naprezanja i radijalni pomak u plastičnoj zoni:

( )σ r

pi

p

KqK

Pq

Kra

p

= −−

+ +−

−

1 1

1

( )

σθ =−

+ +−

−qK

K Pq

Krap

p ip

Kp

1 1

1

( )[( )( )

urG

v Pq

K

v K

K KP

qKr

p

p

p psi

p= − +

−

+

− −

++

−

2

2 11

1 1

10

2 ( ) ( ) ( )( ) ( )]R

aRr

v K K

K Kv P

qK

ra

K Kp ps

p psi

p

Kp ps p0

10

1 11 1

1

+− +

+−

+

−

− + −

gdje je:

K ps =+−

11

sinsin

ψψ

ψ=kut dilatacije ν=Poissonov keficijent G= Posmični modul


PRIMJER Radijus otvora Kut trenja (1+sinφ)/(1-sinφ) Kohezija q Prim. napr. Unutarnji

tlak Radijus plastifikacije

Posmični modul

a (m) φ (deg) sinφ Kp c (Pa) 2*c*tan(45+φ/2) Po (Pa) P1 (Pa) Kp-1 R0 (m) G (Pa)

1 30 0,5 3 3,45E+06 1,20E+07 3,00E+07 0,00E+00 2 1,73E+00 2,80E+09

Naprezanje na granici elastične i plastične zone: σre (Pa) = 1,20E+07

Naprezanja-PLASTIČNA ZONA

Udaljenost od centra Naprezanje

r (m) σr (Pa) σθ (Pa) σr/P0

(normalizirano) σθ/ P0

(normalizirano) 1,1 1,25E+06 1,57E+07 4,18E-02 5,24E-01 1,2 2,63E+06 1,98E+07 8,76E-02 6,61E-01 1,3 4,12E+06 2,43E+07 1,37E-01 8,11E-01 1,4 5,74E+06 2,92E+07 1,91E-01 9,72E-01 1,5 7,47E+06 3,44E+07 2,49E-01 1,15E+00 1,6 9,32E+06 3,99E+07 3,11E-01 1,33E+00 1,7 1,13E+07 4,58E+07 3,76E-01 1,53E+00

Naperzanja-ELASTIČNA ZONA Udaljenost od centra Naprezanje

r (m) σr (Pa) σθ (Pa) σr/P0

(normalizirano) σθ/ P0

(normalizirano) 1,75 12319290,7 47680709,3 4,11E-01 1,59E+00 1,85 14179058,5 45820941,5 4,73E-01 1,53E+00

2 16463206,9 43536793,1 5,49E-01 1,45E+00 2,2 18812567,7 41187432,3 6,27E-01 1,37E+00 2,4 20599449,3 39400550,7 6,87E-01 1,31E+00 2,6 21990063,3 38009936,7 7,33E-01 1,27E+00 2,9 23561572,9 36438427,1 7,85E-01 1,21E+00 3,2 24712190,2 35287809,8 8,24E-01 1,18E+00 3,6 25821977,5 34178022,5 8,61E-01 1,14E+00 4 26615801,7 33384198,3 8,87E-01 1,11E+00

4,5 27326065,6 32673934,4 9,11E-01 1,09E+00 5 27834113,1 32165886,9 9,28E-01 1,07E+00

Radijalni pomak-PLASTIČNA ZONA Radijalni pomak-ELASTIČNA ZONA

r (m) X1 X2 X3 ur (m) r (m) ur (m)

ud. od centra pomoć pomoć pomoć radijalni

pomak ud. od centra radijalni pomak

1,00 -2,09E+07 1,72E+08 6,88E+06 2,82E-02 1,80 5,37E-03 1,05 -2,09E+07 1,41E+08 7,58E+06 2,40E-02 1,95 4,96E-03 1,10 -2,09E+07 1,17E+08 8,32E+06 2,06E-02 2,10 4,60E-03 1,15 -2,09E+07 9,82E+07 9,09E+06 1,77E-02 2,30 4,20E-03 1,20 -2,09E+07 8,28E+07 9,90E+06 1,54E-02 2,50 3,87E-03 1,25 -2,09E+07 7,03E+07 1,07E+07 1,34E-02 2,70 3,58E-03 1,30 -2,09E+07 6,01E+07 1,16E+07 1,18E-02 3,00 3,22E-03 1,40 -2,09E+07 4,47E+07 1,35E+07 9,33E-03 3,30 2,93E-03 1,50 -2,09E+07 3,39E+07 1,55E+07 7,64E-03 3,60 2,69E-03


1,65 -2,09E+07 2,32E+07 1,87E+07 6,19E-03 4,00 2,42E-03

Slika XXX Naperzanja i pomak oko cilindrične rupe u Mohr-Coulombovom mediju

rad. pomak (m)

0,000

0,005

0,010

0,015

0,020

0,025

0,030

0,035

1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50


Rad

ijaln

i pom

ak (m

)

Granica plastificirane zone

0,00

0,50

1,00

1,50

2,00

2,50

1,00 1,50 2,00 2,50 3,00 3,50 4,00 4,50 5,00 5,50


Nor

mal

izira

no n

apre

zanj

e

Tangencijalno naperzanje

Radijalno naperzanje

Granica plastificirane zone

Primarno naperzanje


Tunel kružnog poprečnog presjeka u Hoek-Brownovom materijalu Ako naperzanja u okolini tunela premaše čvrstoću stijenske mase, doći će do formiranja takozvane plastificirane zone. Ako je čvrstoća stijenske mase definirana Hoek-Brownovim kriterijem čvrstoće, tada će radijalna i tangencijalna naprezanja, za hidrostatsko primarno stanje naprezanje,biti: U elastičnoj zoni:

( )σ σr reeP P

rr

= − −

0 0

2

( )σ σθ = + −

P P

rrree

0 0

2

gdje je: P0=primarno naprezanje re=radijus plastične zone σre=radijalno naprezanje na granici plastične i elastične zone (r=re) Slika XXX Komponente naprezanja u polarnom koordinatnom sustavu U plastificiranoj zoni:

( )σσ

σ σrr c

r c i r c i

m ra

ra

m P s P=

+

+ +

4

22 1 2

ln ln/

( )σ σ σ σ σθ = + +r r c r r cm s 2 1 2/

gdje je: Pi=radijalni tlak koji djeluje na zidove iskopa a=radijus ikopa σc=jednoosna tlačna čvrstoća stijene m,s=Hoek-Brownovi parametri za stijensku masu u elastičnoj zoni mr,sr=Hoek-Brownovi parametri za stijensku masu u plastičnoj zoni Vrijednosti σre i re definirani su kao:

σ σre cP M= −0 gdje je:

P0

P0

P0

P0

σr σθ

a

θ

ur

uθ

r σθ

τrθ

re


Mm mP

sm

c=

+ +

−

12 4 8

20

1 2

σ

/

( )r aee

Nm

m P sr r

r c i r c

=− +

2 2 1 2

σσ σ

/

gdje je:

( )Nm

m P s m Mr c

r c r c r c= + −2

02 2 1 2

σσ σ σ

/

PRIMJER: Radijus otvora Hoek-Brownovi parametri Primarno

naprezanje Unutarnji tlak Jednoosna tlačna čvrst. Rad. plas.

ri (m) m s mr sr Po (Pa) Pi (Pa) σc (Pa) M N re (m) 1 2,515 0,003865 0,5 1,00E-05 3,00E+07 0,00E+00 1,00E+08 2,23E-01 7,87E-01 2,17E+00

GRANICA σre (Pa) = 7,73E+06

PLASTIČNA ZONA

Udaljenost od centra Naprezanje

r (m) σr (Pa) σθ (Pa)

σr/P0 (normalizirano)

σθ/ P0 (normalizirano)

1,1 1,44E+05 2,84E+06 4,79E-03 9,48E-02 1,2 4,73E+05 5,35E+06 1,58E-02 1,78E-01 1,3 9,43E+05 7,82E+06 3,14E-02 2,61E-01 1,4 1,52E+06 1,02E+07 5,07E-02 3,42E-01 1,5 2,18E+06 1,26E+07 7,28E-02 4,21E-01 1,6 2,91E+06 1,50E+07 9,70E-02 4,99E-01 1,7 3,69E+06 1,73E+07 1,23E-01 5,76E-01 1,8 4,50E+06 1,95E+07 1,50E-01 6,51E-01 1,9 5,35E+06 2,17E+07 1,78E-01 7,24E-01 2 6,22E+06 2,39E+07 2,07E-01 7,96E-01

2,1 7,12E+06 2,60E+07 2,37E-01 8,66E-01

ELASTIČNA ZONA Udaljenost od centra Naprezanje

r (m) σr (Pa) σθ (Pa)

σr/P0 (normalizirano)

σθ/ P0 (normalizirano)

2,2 8,37E+06 5,16E+07 2,79E-01 1,72E+00 2,4 1,18E+07 4,82E+07 3,94E-01 1,61E+00 2,6 1,45E+07 4,55E+07 4,84E-01 1,52E+00 2,9 1,76E+07 4,24E+07 5,85E-01 1,41E+00 3,2 1,98E+07 4,02E+07 6,59E-01 1,34E+00 3,6 2,19E+07 3,81E+07 7,31E-01 1,27E+00

4 2,35E+07 3,65E+07 7,82E-01 1,22E+00 4,5 2,48E+07 3,52E+07 8,28E-01 1,17E+00

5 2,58E+07 3,42E+07 8,60E-01 1,14E+00 5,5 2,65E+07 3,35E+07 8,85E-01 1,12E+00


6 2,71E+07 3,29E+07 9,03E-01 1,10E+00 6,5 2,75E+07 3,25E+07 9,17E-01 1,08E+00

7 2,79E+07 3,21E+07 9,29E-01 1,07E+00 4.3.2 Numerički modeli Numeričkim metodama mogu se modelirati svi slučajevi za koje ne postoje zatvorena rješenja. Zahvaljujući eksplozivnom razvoju računala, danas svaki inženjer na stolu ima računalo većeg kapaciteta nego što su prije 20 godina imali najrazvijeniji znanstveni centri u svijetu. Potpuno je jasno da najveće ograničenje u korištenju numeričkih modela danas predstavlja nemogućnost boljeg definiranje primarnih naprezanja, inženjerskogeološkog stanja stijenske mase i konstitutivnih odnosa za stijene koje se nalaze u zoni utjecaja iskopa. Dvodimenzionalni modeli ravnog stanja deformacija, mogu predvidjeti pomake i naprezanja na određenoj udaljenosti od čela iskopa. Međutim, za stabiliziranje stijenske mase potrebno je poznavati polja naprezanja i deformacije ispred i neposredno iza čela iskopa. Da bi se ipak koristili dvodimenzionalni modeli, uvode se razne aproksimacije kako bi se uključili trodimenzionalni efekti. Trodimenzionalni modeli sve više istiskuju dvodimenzionalno modeliranje i uskoro će dvodimenzionalni numerički modeli, a naravno i zatvorena rješenja, postati stvar prošlosti. Što se konstitutivnih odnosa tiče, većina numeričkih analiza pretpostavlja elastično-perfektno plastično ponašanje. Za kompleksnije konstitutivne odnose (očvršćavanje ili omekšavanje) još je uvijek teško odrediti ulazne parametre. Ponašanje intaktne stijene može se prikazati kompletnom naponsko-deformacijskom krivuljom koja prikazuje ponašanje stijene prije i nakon loma. Ova se krivulja dobije laboratorijskim ispitivanjima. Slično je i kod diskontinuiteta gdje rezidualna čvrstoća predstavlja postlomnu čvrstoću. Međutim, definiranje postlomnog ponašanja stijenske mase je neuporedivo teži problem. Slika XXX prikazuje tri modela ponašanja stijenskih masa različite kvalitete. Ponašanje vrlo kvalitetne stijenske mase može se modelirati elastičnim ponašanjem prije sloma i niskom rezidualnom čvrstoćom nakon trenutnog sloma. Srednje kvalitetna stijenska masa pokazat će omekšavanje i povećanu rezidualnu

0,00E+00

1,00E+07

2,00E+07

3,00E+07

4,00E+07

5,00E+07

6,00E+07

7,00E+07

1 2 3 4 5 6 7 8


Nap

reza

nje

(Pa)

Tangencijalno naprezanje

Radijalno naprezanje

Primarno naperzanje

Radijus plastificirane zone


čvrstoću nakon sloma. Slaba stijenska masa zadržat će vršnu čvrstoću i nakon sloma (ponašanje: elastično-idealno plastično).

Slika XXX Različiti konstitutivni odnosi za stijensku masu

Slom vrlo kvalitetnih tvrdih stijenskih masa dešava se iznenada, a prati ga značajna dilatacija slomljenih komada stijene. Stijenska masa ima elastično-krto ponašanje. Ako se ovako slomljena stijenska masa izloži prostornim naprezanjima (to se dešava ugradnjom podgrade) može se pretpostaviti da se stijenska masa ponaša kao ispuna s kutem trenja od približno 380 bez kohezivne čvrstoće (c=0). Neki su programi nestabilni bez kohezije. U tom slučaju zadaje se vrlo mala kohezija.

U slučaju stijenskih masa srednje kvalitete izgleda logično da se postlomne karakteristike odrede reduciranjem GSI vrijednosti sa in situ vrijednosti na niže koje karakteriziraju ispucalu stijensku masu. Reduciranje čvrstoće stijenske mase sa in situ na ispucalo stanje odgovara modelu omekšavanja sa deformacijom. Na slici je prikazano da se u postlomnom području deformacija događa uz stalnu vrijednost naprezanja. Nije poznato vrijedi li ova pretpostavka.

Analize progresivnog sloma vrlo slabe stijenske mase u okolini tunela, preporučuju da se postlomno ponašanje stijene može opisati modelom perfektne plastičnosti. To znači da se stijenska masa nastavlja kontinuirano deformirati pri konstantnom nivou naprezanja te da ovo deformiranje ne prati povećanje volumena.

Metoda konačnih elemenata i metoda konačnih razlika U praksi se metoda konačnih elemenata obično ne razlikuje od metode konačnih diferencija. Obje su metode pogodne za rješavanje problema koji uključuju heterogena i nelinearna svojstva materijala, pošto svaki element eksplicitno modelira odgovor materijala koji se nalazi unutar njega. Međutim, one nisu prilagođena modeliranju beskonačnih granica kakve se javljaju u problemima podzemnih iskopa. Taj se problem može jednostavno riješiti parametarskim analizama utjecaja udaljenosti granica modela u odnosu na konture iskopa ponavljajući proračun s različitim udaljenostima granica. Pukotina se može eksplicitno uključiti koristeći specifični «joint elements». Predložene su različite tehnike za modeliranje pukotine, ali nije nađeno jedinstveno univerzalno riješenje.

Deformacija

Elastično-krto

Vrlo dobra kvaliteta tvrdih stijenskih masa

Deformacija

Omekšavanje s deformacijom

Srednja kvaliteta stijenskih masa

Deformacija

Nap

reza

nje

(MP

a)

Elastično-plastično

Vrlo loša kvaliteta mekanih stijenskih masa

0,003 0,003 0,003

70 15 2

Nap

reza

nje

(MP

a)

Nap

reza

nje

(MP

a)


Metoda konačnih elemenata i metoda konačnih razlika pružaju mogućnost:

modeliranja nelinearnog ponašanja stijenske mase, modeliranja rasjeda i drugih značajnih diskontinuiteta, modeliranja iskopa proizvoljnog oblika kao i podgrade koja se koristi u cilju stabiliziranja iskopa;

pri tome je moguće simulirati vremenski tijek ugradnje pojedinih elemenata podgrade, modeliranja vremenski ovisnog ponašanja materijala te se na taj način može modelirati i tečenje

mlaznog betona. Danas se još uvijek češće koristi metoda konačnih elemenata. Akumulirano je veliko iskustvo u korištenju ove metode pa su mnogi inženjeri postali s njom familijarni. Metoda konačnih razlika nema tako dugu tradiciju u geotehnici kao metoda konačnih elemenata sa izuzetkom analiza tečenja tijekom kontaminacije tla. Razvojem koda konačnih razlika (FLAC) i korištenjem dinamičkih jednadžbi kretanja i za statičke probleme, stvorena je atraktivna alternativa metodi konačnih elemenata. Glavne prednosti ove metode su:

izbjegava se rješavanje velikog broja jednadžbi, modeliranje velikih plastičnih deformacija, uvođenje modela očvršćavanja i omekšavanja

postlomnog ponašanja medija kao i modeliranje interakcije konstrukcije i tla je lakše nego kod metoda konačnih elemenata,

priprema modela za jednostavne probleme je vrlo jednostavna. Metoda rubnih elemenata Metoda rubnih elemenata dobila je svoje ime po činjenici da su samo granice iskopa podijeljene na elemente. Drugim riječima, na elemente se dijele samo površine iskopa, slobodne površine za plitke iskope, diskontinuiteti i kontaktne površine kod problema gdje se upotrebljava više materijala. Zapravo, nekoliko tipova modela rubnih elemenata zajedno se opisuju kao "Metoda rubnih elemenata". Prednosti ove metode su:

diskretizacija površine iskopa rezultira manjim brojem sustava jednadžbi i zauzima manje prostora glede pohrane podataka na disku, tako je vrijeme proračuna smanjeno,

mogu se modelirati različiti diskontinuiteti i uključuje nelinearno ponašanje tla. Hibridni modeli Kombiniranjem dobrih i eliminiranjem loših svojstava različitih numeričkih metoda, dobiju se tzv. hibridne metode. Na primjer kod modeliranja podzemnog iskopa, većina nelinearnosti će se desiti u neposrednoj blizini iskopa, dok će se stijenska masa na nekoj udaljenosti od iskopa ponašati uglavnom elastično. Zato se u neposrednoj okolini iskopa koriste metode konačnih elemenata ili konačnih razlika dok se preostala stijenska masa modelira rubnim elementima. Modeliranje diskontinuuma metodama diskretnih elemenata (Discret Element Method, DEM) Kod ovih se metoda stijenska masa predstavlja kao diskontinuum, a pažnja se u stadiju projektiranja posvećuje karakterizaciji stijenskih elemenata, pukotinama u stijeni i diskontinuitetima. Pri modeliranju se koristi pristupom prema kojemu se u obzir uzima blokovska struktura analiziranog sustava. Veza između nekog bloka i susjednih blokova može se ostvariti s pomoću pukotina. Zanimljivost ovog pristupa


jest u mogućnosti analiziranja osnovnih ponašanja stijenske mase, jer se u zoni kontakta mogu događati relativni pomaci proizvoljne veličine. 4.4 Rječnik

ISRM, Terminology, 1975 (English, German, French)

biaxial state of stress State of stress in which one of the three principal stresses are zero compressive stress Normal stress tending to shorten the body in the direction in which it acts constitutive equation Force-deformation function for a particular material dilatancy Property of volume increase under loading dilatation, volumetric strain

The quotient of the change in volume and the original volume of an element of material under stress

elastic limit Point on stress/strain curve at which transition from elastic to inelastic behaviour takes place

failure Failure in rocks means exceeding of maximum strength of the rock or exceeding the stress or strain requirement of a specific design

failure criterion Theoretically or empirically derived stress or strain relationschip characterizing the occurrence of failure in the rock

fatigue Decrease of strength by repetitive loading

fatigue limit Point on stress/strain curve below which no fatigue can be obtained regardless 9f number of loading cycles

finite element One of the regular geometrical shapes into which a figure is subdivided for the purpose of numerical stress analysis

hydrostatic pressure A state of stress in which all the principal stresses are equal (and there is no shear stress)

inelastic deformation The portion of deformation under stress that is not annulled by removal of stress linear (normal) strain The change in length per unit of length in a given direction

mathematical model The representation of a physical system by mathemattcal expressions from which the behaviour of the system can be deduced with known accuracy

modulus of elasticity, Young's modulus The ratio of stress to corresponding strain below the proportional limit of a matprial

mohr circle of stress/strain

A graphical representation of the components of stress/strain acting across the various planes at a given point, drawn with reference to axes of normal stress//strain and shear stress strain

Mohr envelope The envelope of a sequence of Mohr circles representing stress conditions at failure for a given material

plane stress/strain A state of stress/strain in a solid body in which all stress/strain components normal to a certain plane are zero

plasticity Property of a material to continue to deform indefinitely while sustaining a constant stress

Poisson's ratio The ratio of the shortening in the transverse direction to the elongation in the direction of an applied force in a body under tension below the porportional limit

primary state of stress The stress in a geological formation before it is disturbed by man-made works

principal stress/strain The stress/strain normal to one of three mutually perpendicular planes on which the shear stresses/ strains at a point in a body are zero

progressive failure Formation and development of localized fractures which, after additional stress increase eventually form a continuous rupture surface and thus lead to failure after steady deterioration of the rock

residual shear strength Shear strength along a failure surface after a large displacement


residual strain The strain in a solid associated with a state of residual stress

residual stress

Stress remaining in a solid under zero external stress after some process that causes the dimensions of the various parts of the solid to be incompatible under zero stress, e.g. (i) deformation under the action of external stress when some parts of the body suffer permanent strain; (ii) heating or cooling of a body in which the thermal expansion coefficient is not uniform throughout the body

secant modulus Slope of the line connecting the origin and a given point on the stress/strain curve secondary state of stress The resulting state of stress in the rock around man-made excavations or structures shear force A force directed parallel to the surface element across which it acts shear plane A plane along which failure of material occurs by shearing

shear strain The change in shape, expressed by the relative change of the right angles at the corner of what was in the undeformed state an infinitessimally small rectangle or cube

shear stress Stress directed parallel to the surface element across wl'1ich it acts stiffness Force-displacement ratio

strain ellipsoid The representation of the strain in the form of an ellipsoid into which a sphere of unit radius deforms and whose axes are the principal axes of strain

strain/stress rate Rate of change of strain/stress with time

strength Maximum stress which a material can resist without failing for any given type of loading

stress Force acting across a given surface element, divided by the area of the element

stress ellipsoid

The representation of the state of stress in the form of an ellipsoid whose semi-axes are proportional to the magnitudes of the principal stresses and lie in the principal directions. The coordinates of a point P on this ellipsoid are proportional to the magnitudes of the respective components of the stress across the plane normal to the direction OP, where O is the centre of the ellipsoid

stress relaxation Stress release due to creep stress/strain field The ensemble of stress/strain states defined at all points of an elastic solid

stress/strain tensor The second order tensor whose diagonal elements consist of the normal stress/strain components with respect to a given set of coordinate axes and whose off-diagonal elements consist of the corresponding shear stress/strain components

tangent modulus Slope of the tangent to the stress/strain curve at a given stress value (generally taken at a stress equal to half the compressive strength)

tensile stress Normal stress tending to lengthen the body in the direction in which it acts

triaxial compression Compression caused by the application of normal stresses in three perpendicular directions

triaxial state of stress State of stress in which none of the three principal stresses are zero uniaxial compression, unconfined compression Compression caused by the application of normal stress in a single direction

uniaxial state of stress State of stress in which two of the three principal stresses are zero unloading modulus Slope of the tangent to the unloading stress-strain curve at a given stress value

uplift The hydrostatic force of water exerted on or underneath a structure tending to cause a displacement of the structure

viscoelasticity Property of materials which strain under stress partly elastically and partly viscously, i,e. whose strain is partly dependent on time and magnitude of stress

yield stress The streSS beyond which the induced deformation is not fully annulled after complete destressing

overconsolidated soil deposit

a soil deposit that has been subjected to an effective pressure greater than the present overburden pressure.(ASTM D 653 – 02)

overconsolidation ratio, OCR

the ratio of preconsolidation vertical stress to the current effective overburden stress. (ASTM D 653 – 02)

overburden The loose soil, sand, silt or clay that overlies bedrock. In some usages it refers to all


material overlying the point of interest (e.g., a tunnel crown), also the total cover of soil and rock overlying an underground excavation. (ISRM, 1975)

overburden load The load on a horizontal surface underground due to the column of material located vertically above it. (ISRM, 1975)

4.5 Literatura Primarna naprezanja Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and Unwin

(Publishers) Ltd, 527 p. Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600

p.(138-159) Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. (96-135) Harrison, J.P., Hudson, J.A., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 p. (39-57) Hoek, E., Brown, E.T., (1980), Underground excavation in Rock, The Institute of Mining and Metallurgy,

London, 527 p. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ (137- ) Hudson, J.A. and Harrison J.P.,(2000), Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergamon, 444 p.(41-69) Suggested Method for in Situ Stress Measurement Using the Compact Conical-Ended Borehole

Overcoring (CCBO) Technique, 1999 April

Suggested Methods for Rock Stress Determination, 1987 February

Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 1: Strategy for Rock Stress Estimation, 2003 October

Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 2: Overcoring Methods, 2003 October

Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 3: Hydraulic Fracturing(HF) and/or hydraulic testing of pre-existing fractures (HTPF), 2003 October

Sekundarna naperzanja Barla, G., Barla, M., (2000) Modeliranje kontinuuma i diskontinuuma u tunelogradnji, Građevinar, 52,

br.10 str.563-576

Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p (str. 205-233).

Hoek, E. and Marinos, P. Predicting tunnel squeezing. Tunnels and Tunnelling International. Part 1 – November 2000, Part 2 – December 2000.

Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ (str. 137-160)

Hudec, M., (2000) Primjena principa graničnih stanja u tunelogradnji, Građevinar, 52, br.8. str. 443-450.

Hudson, J.A. and Harrison J.P.,2000, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon, 444 p. (¸339-392

ITA working group on general approaches to design of tunnels (1988): Guidelines for the Design of Tunnels. Prijevod: Hudec, M., Prager, A., (1992) Konstruktivni projekt tunela, Građevinar, Zagreb.

Schweiger, H., Beer, G., (1996) Numerical simulation in Tunnelling, Felsbau (14) Nr.2. pp. 87-92


Jašarević, I., Kovačević, M.S., Miščević, P., (1995), Modeliranje geotehničkih problema u stijenskim masama, Kompjutorski program FLAC., Građevinski godišnjak ’95, Hrvatsko društvo građevinskih inženjerastr. 504-540.

Ivan Vrkljan

5 Bubrenje i trošenje stijena

Bubrenje stijena i tla je specifičan geotehnički fenomen koji može biti vrlo koristan ali isto tako može prouzročiti brojne probleme tijekom građenja i

eksploatacije geotehničkih građevina. Bubriva tla i stijene su odličan izolacijski materijal kod skladištenja nuklearnog i konvencionalnog otpada.

Međutim, bubriva stijena može prouzročiti brojne probleme pri iskopu podzemnih građevina i temeljenju građevina. Opisani su mehanizmi

bubrenja kao i stijene koje imaju potencijal bubrenja. Kako je bubrenje jedan od fenomena koji dovode do trošenju stijena, opisan je i fenomen

trošenja. Trošenje stijena stvara značajne problema u inženjerskoj praksi, bez obzira gradi li se od ovakvog materijala ili se gradi u/ili na njemu.


5 Bubrenje i trošenje stijena

5.1 Uvod.................................................................................................................................3 5.2 Bubrenje stijena .................................................................................................................4

5.2.1 Mehanizmi bubrenja ......................................................................................................4 5.2.1.1 Mehaničko bubrenje...............................................................................................4 5.2.1.2 Osmotsko bubrenje ................................................................................................5 5.2.1.3 Intrakristalno bubrenje ...........................................................................................6 5.2.1.4 Hidratacija...........................................................................................................13 5.2.1.5 Ostali mehanizmi bubrenja ...................................................................................15

5.2.2 Stijene sklone bubrenju ................................................................................................15 5.2.2.1 Bubrenje glinovitih stijena (argillaceous rocks)......................................................16 5.2.2.2 Bubrenje anhidrita ...............................................................................................17 5.2.2.3 Bubrenje mješanih stijena.....................................................................................17 5.2.2.4 Bubrenje šejla izazvano oksidacijom pirita ............................................................18

5.3 Trošenje stijena................................................................................................................18 5.3.1 Mehanizmi trošenja stijena ...........................................................................................18 5.3.2 Klasifikacija i identifikacija stijena u odnosu na trajnost .................................................20

5.3.2.1 Oviston i Geodurability klasifikacija .....................................................................20 5.3.2.2 “Deere - Gamble durability – plasticity” klasifikacija .............................................24 5.3.2.3 Klasifikacija šejla (shale rating system) .................................................................24

5.4 Rječnik ...........................................................................................................................25 5.5 Literatura ........................................................................................................................25

5 Bubrenje i trošenje stijena 3

5.1 Uvod Stijena se u inženjerskoj praksi uglavnom koristi na dva načina: (a) kao materijal u kome se gradi (tuneli, zasjeci, temeljenje); (b) kao materijal od koga se grade neki objekti (nasipi, potporni zidovi, zgrade i sl.). Jedan od najvažnijih problema koji se postavlja pred projektanta je pitanje stabilnosti fizikalnih i mehaničkih svojstava stijene tijekom izgradnje i eksploatacije objekta. Kod klasičnih inženjerskih zahvata, nestabilnost fizikalnih i mehaničkih svojstava obično je posljedica bubrenja i trošenja. Svako povećanje volumena naziva se bubrenje (engl. - swelling, francuski - gonflement, njemački - schwellen, quellen). S nekoliko definicija pokušat će se objasniti značenje tog izraza. Einstein (1975) definira bubrenje kao vremenski ovisno povećanje volumena prirodnog tla uzrokovano

promjenom naprezanja, povećanjem sadržaja vode ili kombinacijom obaju čimbenika. British Standards (BS 6100: Subsection 2.2.1: 1990) definiraju bubrenje kao povećanje volumena

kohezivnog materijala zbog apsorpcije vode ili naponskog reljefa. ISRM (1975) definira bubrenje ovako: Mineraloški sastav stijena je takav da apsorbiranje vode uzrokuje

mjerljivo povećanje volumena. Bubrenje može prouzročiti vrlo velike, vremenski ovisne sile na stijenski podgradni sustav ili može reducirati veličinu otvora.

Kovari, Amsted, Anagnostou (1988) opisuju bubrenje stijena ovako: Bubrenje je fenomen povećanja volumena stijena koje sadrže glinene minerale i anhidrit kada dođu u dodir s vodom.

Franklin i Dusseault (1989) definiraju bubrenje kao vremenski ovisnu volumetrijsku ekspanziju uzrokovanu fizikalno-kemijskom reakcijom s vodom.

ISRM (1983) bubrenje definira kao vremenski ovisno povećanje volumena uključujući fizikalno-kemijsku reakciju s vodom.

U literaturi se često pod pojmom bubrenja razumijevaju sve pojave povećanja volumena bez obzira na uzrok i mehanizam po kojemu se ono odvija. Tako se čak i povećanje volumena izazvano smrzavanjem ponekad svrstava pod fenomen bubrenja . Autori koji usvajaju tako široku definiciju bubrenja, kao posebnu kategoriju izdvajaju bubrenje u strogom smislu. Pod bubrenjem u strogom smislu razumijevaju povećanje volumena uzrokovano adsorpcijom ili apsorpcijom vode. Kada se govori o bubrenju kao pojavi koja uzrokuje probleme u inženjerskoj praksi, uobičajeno je da se pod tim pojmom razumijeva mjerljivo povećanje volumena uzrokovano djelovanjem vode na materijale u kojima ili na kojima se građevina gradi.


5.2 Bubrenje stijena Slika XXX Štete na zgradamna i cestama kao posljedica bubrenja tla ili stijena Slika XXX Pod tunela najčešće trpi oštećenja uslijed bubrenja 5.2.1 Mehanizmi bubrenja 5.2.1.1 Mehaničko bubrenje Mehaničko bubrenje događa se u većini glina, siltitičnih glina, glinovitih siltita i drugih glinovitih stijena. To je inverzna konsolidacija izazvana disipacijom negativnih pornih tlakova. Na početku konsolidacije, porni tlakovi imaju neku pozitivnu vrijednost i tijekom vremena opadaju. Da bi se desilo mehaničko bubrenja, u stijeni moraju vladati negativni porni tlakovi prije potapanja u vodu.. Nakon potapanja stijene u vodu, dolazi do disipacije negativnih pornih tlakova, oni se povećavaju težeći atmosferskom tlaku. Zašto dolazi do pojave negativnih pornih tlakova? Tanki sloj na površini vode naziva se vlačna ovojnica (contractil skin). Molekule vode u vlačnoj ovojnici nisu uravnotežene za razliku od molekula u ostaloj vodi. Da bi vlačna ovojnica bila u ravnoteži, u njoj se generiraju vlačna naprezanja. Svojstvo vlačne ovojnice da preuzme vlačna naprezanja naziva se površinska tenzija (surface tension) i izražava se kao vlačna sila po jediničnoj dužini vlačne ovojnice (N/m). Zakrivljenost vlačne ovojnice naziva se meniskom.

Nesaturirana zona

Saturirana zona


U nesaturiranom tlu na vlačnu ovojnicu djeluje tlak zraka koji je veći od tlaka porne vode. Razlika tlakova u zraku iznad vlačne ovojnice i u vodi ispod vlačne ovojnice naziva se matrično sisanje (matric suction). Pri niskom stupnju saturacije, tlak porne vode može biti izrazito negativan te doseže vrijednosti do - 7 MPa (Fredlund i Rahardjo, 1993). Uz matrično sisanje, u nesaturiranom tlu djeluje i osmotsko sisanje. Ukupno sisanje dobije se superponiranjem obaju efekata. 5.2.1.2 Osmotsko bubrenje U suhoj glini, adsorbirani se kationi prisno drže na površini čestice gline zbog njenoga negativnog naboja. Za neutraliziranje negativnog naboja čestica gline potrebna je određena količina kationa dok su višak kationa i anioni istaloženi u obliku soli. Kada glina dospije u vodu, nataložena sol se otapa. Budući da je koncentracija kationa u otopini blizu površine čestice znatno veća (koncentraciju povećavaju adsorbirani kationi), postoji tendencija njihove difuzije radi izjednačivanja koncentracije. Međutim, njihova sloboda kretanja ograničena je negativnim električnim poljem na površini čestice. Te suprotne tendencije uzrokuju razdiobu kationa u blizini čestice gline kako to pokazuje slika 3.1. Negativna površina čestice gline i raspoređeni naboj u susjednoj fazi zajednički se nazivaju difuzni dvostruki sloj. Adsorpcija kationa od strane gline i tvorba dvostrukih slojeva odgovorne su za široki rang odbojnih sila između čestica gline. Kvantitativno predviđanje tih sila u nekim slučajevima je moguće i poznat je njihov udio u fenomenu bubrenja glina. Nekoliko teorija je bilo predloženo za opis distribucije iona u blizini nabijenih površina u koloidima. Gouy-Chapmanova teorija difuznoga dvostrukog sloja privukla je veliku pozornost i primjenjuje se na ponašanje glina s različitim stupnjem uspjeha (Mitchell, 1976; Gillott, 1987). Međutim, u prirodi se čestice gline nalaze u drukčijim uvjetima nego što su uvjeti koje pretpostavlja teorija. Većina proračuna podrazumijeva model paralelnih pločica u strukturi gline i zanemarene su veze između bridova i lica pločice. Gillott (1987) izvodi zaključak da ponašanje gline nije uskladivo s teorijom dvostrukog sloja ako se uzme u obzir koja bilo orijentacija minerala gline i paketa minerala glina i njihovih nakupina. Razlike osmotskog tlaka između čestica i onoga u uravnoteženoj otopini koja okružuje glinu je međučestični repulsivni tlak ili tlak bubrenja (Mitchell, 1976). Slika xxx Distribucija iona uz površinu čestice gline prema konceptu difuznoga dvostrukog sloja (Mitchell, 1976)

čestica gline

Kationi Anioni

Koncentracija iona

Dvostruki difuzni sloj

Uda

ljeno

st o

d č

estic

e


5.2.1.3 Intrakristalno bubrenje Mineralogija glina Minerali glina pripadaju skupini koja se naziva filosilikatima ili uslojenim silikatima (grčki phyllo znači ploča). Pored minerala glina, filosilikatima pripadaju i serpentin, pirofilit, talk, tinjci (liskuni) i kloriti, koji se također smatraju mineralima glina kada se pojave u česticama veličine gline (Mitchell, 1976). Da bi se razumjela struktura filosilikata (uslojenih silikata), potrebno je upoznati njihove osnovne strukturne elemente. Vrlo često se u literaturi koriste izrazi koji nemaju jednovrsno značenje. Osnovne ćelije (basic units ili basic structural units ili samo units) u strukturi minerala glina su: • silicijski tetraedar koji se sastoji od iona kisika i silicija • oktaedrijska ćelija u kojoj je aluminijski ili magnezijski ion, oktaedrijski koordiniran sa šest iona

kisika ili OH-skupinama •

Oktaedrijska osnovna ćelija Silicijska osnovna ćelija (silicijski tetraedar)

Slika XXX Silicijska i oktaedrijska osnovna ćelija Osnovne su ćelije međusobno povezane u tzv. listićavu strukturu (sheet structure), ili jednostavno listić (sheet). Treba razlikovati osnovnu ćeliju (basic unit) od elementarne ćelije (unit cell). Silicijski listić nastaje povezivanjem silicijskih tetraedara preko tri od ukupno četiri iona kisika u heksagonalnu mrežu. Osnove svih tetraedara su u jednoj ravnini (ravnini atoma), a svi vrhovi su jednako usmjereni. Oktaedrijski listić ili oktaedrijska struktura nastaje povezivanjem oktaedrijskih osnovnih ćelija. U oktaedrijskoj osnovnoj ćeliji pored kationa Al

3+ i Mg

2+ može se naći i neki drugi kation kao što su Fe

2+,

Fe3+

, Mn2+, Ni2+

itd. Ako je kation trivalentan, tada je samo dvije trećine mogućih kationskih prostora normalno popunjeno i struktura se naziva dioktaedrijska. Ako je to aluminijski kation, dobije se mineral gibsit - Al2(OH)6. Kad se nađe u strukturi minerala gline, aluminijski oktaedrijski listić često se naziva gibsit listić. Ako je kation u oktaedrijskoj ćeliji dvovalentan, tada su sve moguće kationske strane normalno popunjene i struktura se naziva trioktaedrijska. U slučaju da je to magnezijski kation, dobije se mineral BRUCIT - Mg3(OH)6. Ako se nađe u strukturi minerala glina, magnezijski oktaedrijski listić često se naziva brucit listić. Radi jednostavnijeg predstavljanja strukture filosilikata, uobičajeno je simboličko označivanje listića:

Aluminij, magnezij

Kisik ili OH skupina Kisik Silicij


Silicijski listić

Oktaedrijski listić

Gibsit listić

Brucit listić

Slika XXXX Uobičajeno simboličko označivanje listića Više listića, naslagani jedan na drugi, stvaraju sloj. Različite kombinacije listića u jednom sloju daju različite minerale glina. Ako se spoje silicijski listić i gibsit listić, dobiva se sloj minerala gline koji se naziva kaolinit. Na taj način definiran je sloj kao strukturni oblik koji ima sva obilježja nekog minerala. Više slojeva naslaganih jedan na drugi daju nakupinu (stack). Debljina nakupine je zapravo debljina kristala. Predočene strukture filosilikata su idealizirane strukture prirodnih minerala. Međutim, u prirodi se nalaze minerali s brojnim nepravilnostima. Među ostalim nepravilnostima, ukazat će se na pojavu razdvajanja slojeva s drugim tzv. međuslojnim materijalima kao što su: kationi, hidratizirani kationi, molekule organskog podrijetla, hidroksidne oktaedrijske skupine i listići (Nom. Com. of the Clay Min. Soc., 1967; Mitchell, 1976). Veze između listića i slojeva Kod minerala glina, ravnina atoma (plane of atoms) između tetraedrijskog i oktaedrijskog listića obično je zajednička. Zbog toga su veze između listića vrlo čvrste. Za razliku od veza između listića, veze između slojeva mogu biti vrlo slabe. Zbog slabih međuslojnih veza fizikalno i kemijsko ponašanje gline može ovisiti o promjenama uvjeta u okolišu. Pojam izomorfna supstitucija često se spominje kada je riječ o mineralogiji glina. Što je zapravo izomorfna supstitucija? Supstitucija iona jednog s ionima drugog tipa s istom ili drukčijom valentnosti, ali uz zadržavanje iste kristalne strukture naziva se izomorfna supstitucija (Mitchell, 1976). Termin supstitucija može unijeti zabunu jer implicira istodobnu zamjenu kationa jednog tipa kationom drugog tipa. Zapravo, zamijenjeni kation nije nikada ni bio tamo nego je drugi zauzeo svoje mjesto u vrijeme stvaranja minerala. U idealnom silicijskom listiću svi tetraedri sadrže silicij. U idealnom brucit listiću svi oktaedri sadrže magnezij dok idealni gibsit listić ima sve oktaedre ispunjene aluminijskim kationima. Međutim, u prirodi se nalaze gline kod kojih neki od tetraedara i oktaedara sadrže katione drugog tipa u odnosu na idealne strukture. Uobičajeni slučajevi su zamjena silicija aluminijem, aluminija magnezijem i magnezija željezom. Izomorfna supstitucija u svim mineralima glina, s mogućom iznimkom kaolinita, daje glinenim česticama negativni naboj (Mitchell, 1976). Izomorfna supstitucija se pojavljuje tijekom stvaranja minerala u nedostatku iona za stvaranje idealnih struktura (Lambe, 1979). Zamjenom Si

4+ iona u tetraedrima silicijskog listića Al

3+ ionima dogodile su se dvije stvari (Lambe, 1979): • čestica je dobila negativni naboj zbog manjka jedne valencije

G

B


• pojavilo se lagano poremećenje kristalne rešetke budući da ioni aluminija i silicija nemaju identičnu veličinu.

Treba razlikovati katione koji sudjeluju u izomorfnoj supstituciji od tzv. izmjenjivih kationa (exchangable cations). Izomorfna supstitucija svim mineralima glina, s mogućom iznimkom kaolinita, daje mrežu negativnog naboja. Zbog toga su čestice gline okružene čvrsto privučenim slojem vode. Međutim, budući da dipolarne molekule vode ne zadovoljavaju elektrostatsku ravnotežu, na površini čestice gline dolazi do adsorpcije i nekih kationa kovina (metala) (Bell, 1981). Kod nekih glina (skupina smektita), pored adsorpcije kationa na površinama i bridovima čestica, oni mogu prodrijeti i između slojeva jedne čestice. Ti se kationi nazivaju izmjenjivi kationi budući da u najvećem broju primjera kationi jednog tipa mogu biti zamijenjeni kationima drugog tipa. Količina izmjenjivih kationa potrebna da uravnoteži deficit naboja gline nazvana je kapacitet izmjene iona i obično se izražava u miliekvivalentima po 100 grama suhe gline. Pod određenim okolnostima u okolišu (temperatura, tlak, pH, ukupna elektrolitska koncentracija), glina adsorbira katione s fiksnim ukupnim nabojem. Reakcija izmjene uključuje izmjenu tih iona sa skupinom različitih iona koji imaju isti ukupni naboj. Izmjena iona jednog tipa ionima drugog tipa ne djeluje na strukturu glinenih čestica. Brzina izmjene iona ovisi o tipu gline, koncentraciji otopine, temperaturi i nekim drugim čimbenicima. Kod kaolinita izmjena je gotovo trenutačna. Kod ilita izmjena traje nekoliko sati budući da zamjena jednoga manjeg broja kationa može biti i između slojeva. Kod smektita je vrijeme izmjene dugo jer je glavni dio kapaciteta izmjene lociran između slojeva. Izmjena iona obično se događa u vodenom okolišu. Međutim, glina može uzeti ione i iz malih koncentracija u otopinama prilično neotopivih supstancija, reakcijama izmjene i adsorpcije čak i kad je prisutno malo vode (Mitchell, 1976). Tip adsorbiranih kationa utječe na ponašanje tla, i to tako da kationi veće valentnosti poboljšavaju svojstva. Na primjer, montmorilonit s kationima natrija (natrijski montmorilonit) odlikuje se visokom apsorpcijom i znatnim bubrenjem . Ako se "Na" kationi zamijene s "Ca" kationima koji imaju veću valentnost, svojstvo bubrenja se znatno reducira. Klasifikacija minerala glina Klasifikacija minerala glina obično se obavlja prema strukturi kristala te prema slijedu slaganja slojeva i stupnju pravilnosti slaganja. Prema tim kriterijima, Komitet za nomenklaturu Udruženja za glinene minerale (1968) (Nomenclature Committee of the Clay Minerals Society), preporučio je klasifikaciju filosilikata koja se odnosi na minerale glina (tablica 2.1). Minerali su podijeljeni na tipove, skupine i podskupine. • Tip označuje broj listića u jednom sloju. Od broja listića zavisi i debljina sloja. Tako dvoslojni

minerali (tip 1:1) imaju sloj debljine oko 7 Å a troslojni (tip 2:1) oko 10 Å. Kod klorita (tip 2:1:1) debljina sloja je oko 14 Å pa se ti minerali nekada nazivaju "14 Å minerali". Veličina osnovnog razmaka se lako utvrđuje pomoću rendgenske difrakcijske analize, i to je najvažniji kriterij koji se koristi za klasifikaciju uslojenih silikata u tipove. Pri tome međuslojni prostor mora biti prazan.

• Pojedini tipovi filosilikata podijeljeni su u skupine na osnovi naboja slojeva. Ondje gdje postoji potpuna ravnoteža pozitivnih i negativnih sila unutar listića naboj je nula i slojevi se drže zajedno ili pomoću van der Waalsovih sila (pirofilit, talk) ili pomoću vodikovih veza (kaolinit). Mreža negativnog naboja rezultat je neuravnoteženih izomorfnih supstitucija u slojevima. Osim kod klorita, negativni naboj se neutralizira pomoću kationa u međuslojnim položajima.

• Distribucija kationa unutar oktaedrijskog listića koristi se kao osnovica za podjelu skupina u podskupine (dioktaedrijska struktura u slučaju trovalentnog aluminija i trioktaedrijska u slučaju divalentnoga kationa kao što je magnezij). Svaka podskupina sadrži određen broj minerala. Podjela podskupine na minerale rezultat je izomorfnih supstitucija i razlika u aranžiranju listića u nakupinama (Gillott, 1987).


Minerali smektitske skupine U smektitskoj skupini nalaze se i minerali koji su osnovni uzročnici bubrenja u strogom smislu.U prirodi se najčešće sreću aluminijski dioktaedrijski smektiti (montmorilonit). Najveće nakupine toga minerala nalaze se u bentonitima. Često se miješaju pojmovi montmorilonit i bentonit. Bentonit je stijena (mješavina minerala), a montmorilonit je mineral. Montmoriloniti kao minerali glina pokazuju znatne kemijske i morfološke razlike, ovisno o mjestu pojavljivanja. Svaki od varijeteta montmorilonita može pokazati različitu fizikalnu i termalnu stabilnost uglavnom zbog kemijskih, morfološih i teksturnih razlika. Hidrotermalna stabilnost smektita varira od 50°C do 850°C. Trioktaedrijski magnezijski smektiti su stabilniji od dioktaedrijskih aluminijskih. Smektiti bogati željezom mnogo se lakše alteriraju i termalno su manje stabilni od magnezijskih i aluminijskih. Sintetički fluorhektorit je vjerojatno najstabilniji smektit. On zadržava strukturni integritet i sposobnost bubrenja čak pri 850°C. Slojevi su naslagani jedan na drugi u "C" pravcu. Veze između slojeva su ostvarene preko van der Waalsovih sila i preko kationa koji su prisutni radi uravnoteženja nedostatka naboja u strukturi. Te su veze slabe i lako se kidaju kod adsorpcije vode ili drugih polarnih tekućina. Osnovni razmak u "C" pravcu (basal spacing) varira ovisno o količini vode i organskih tekućina koje mogu penetrirati između slojeva. Tablica XXX Klasifikacija filosilikata (Nomenclature Committee of the Clay Minerals Society, 1968)

Tip Skupina Podskupina Mineral Simbol Debljina sloja

1:1 Kaolinitsko -serpentinska Kaoliniti-serpentini Kaolinit, haloazit

Pirofilitska Pirofiliti Talkovi

Pirofilit Talk

7 Å

Smektitska ili montmorilonitsko saponitska

Dioktaedrijski vermikuliti ili montmoriloniti Trioktaedrijski smektiti ili saponiti

Montmoriloniti Saponit, hektorit

2:1

Vermikulitska Dioktaedrijski vermikuliti Trioktaedrijski vermikuliti

Dioktaedrijski vermikulit Trioktaedrijski vermikuliti

Tinjci (liskuni) Dioktaedrijski tinjci Trioktaedrijski tinjci

Muskovit, paragonit Biotit

Krti tinjci Dioktaedrijski krti tinjci Trioktaedrijski krti tinjci

Margarit Klintonit

10 Å

2:1:1 Kloriti Dioktaedrijski kloriti Trioktaedrijski kloriti

Penin, klinoklor, Proklorit

14 Å

Česte su zamjene aluminija i silicija, unutar kristalne strukture, drugim kationima. Aluminij u oktaedrijskom listiću može biti zamijenjen magnezijem, željezom, cinkom, niklom, litijem i drugim kationima. Aluminij može zamijeniti do 15% silicijskih iona u tetraedrijskom listiću. Nedostatak naboja, koji je posljedica izomorfne supstitucije, uravnotežuje se s izmjenjivim kationima koji ulaze između slojeva i na površinu čestice. Negativni naboj može biti lociran u tetraedrijskom ili oktaedrijskom listiću. Ukupan negativan naboj po jediničnoj površini manji je nego kod tinjca tako da je i koncentracija međuslojnih kationa manja. Kada se međuslojni kation zamijeni kalijem, montmorilonit po sastavu sliči ilitu ali ne gubi mogućnost da primi vodu između slojeva. Zašto? Kod montmorilonita najveći dio negativnog naboja je u oktaedrijskom listiću, dok je kod ilita većina negativnog naboja blizu površina tetraedrijskog listića. Zbog toga je kod montmorilonita negativni naboj na većoj udaljenosti od uravnotežujućega pozitivnog naboja koji je u oba


slučaja u međuslojnim kationima. Zbog toga su međuslojne veze kod montmorilonita slabije od onih kod ilita. Smektitski minerali pokazuju visok kapacitet izmjene kationa (80-150 meq/100 g) zbog velikog iznosa neuravnoteženih zamjena. Montmorilonit se obično nalazi u obliku tankog filma. Debljina čestice (kristala) varira od 10 A0 (debljina elementarne ćelije odnosno debljina sloja) do oko 1/100 širine čestice. Dulja os čestice može biti do nekoliko mikrometara, ali je obično manja od 1 do 2 µm. Specifična površina smektita je ekstremno velika. Primarna površina (površina čestice u koju nisu uključene međuslojne površine) iznosi od 50 do 120 m2/g. Sekundarna specifična površina, koja nastaje ekspandiranjem kristalne rešetke tako da porni fluid može penetrirati između slojeva, može iznositi od 700 do 840 m2/g (Mitchell, 1976). Montmorilonit u dispergiranom stanju može ispucati u pločaste čestice debljine elementarne ćelije od 10 Å. Smektiti kristaliziraju kao tanke pločice, veliki i fleksibilni filmovi, letvice, vrpce. Ti kristali pojavljuju se kao agregati različite teksture: uslojeni agregati tankih filmova, kompaktni agregati pločica, hrpa mahovine i fino granulirani (kuglasti) aglomerati. Aluminijski dioktaedrijski smektiti (montmoriloniti) najčešće se sreću u prirodi. Elementi strukture glina bitni za objašnjenje fenomena bubrenja • Svi minerali koji pokazuju svojstva bubrenja pojavljuju se u prirodi u kristalnoj formi. Kristali imaju

pločastu morfologiju što je posljedica unutarnjeg uređenja atoma (tzv. - listićava struktura). • Listići su pločaste tvorevine koje sadrže uredno spojene tetraedrijske ili oktaedrijske osnovne ćelije

(basic units), u jednoj ravnini •

Slika XXX Simbolički prikaz listića u strukturi glina • Više listića naslagani jedan na drugi čine sloj.

Slika XXX Simbolički prikaz slojeva u strukturi glina

Tetraedrijski listić (silicijski)

Oktaedrijski listić

Tip minerala

10 Å

2:1

7 Å

1:1

14 Å

3:1


• Slojevi naslagani jedan na drugi tvore pločicu kristala.

Slika XXX Simbolički prikaz kristala u strukturi glina • Zbog izomorfnih supstitucija u vrijeme oblikovanja kristala, svi kristali glina imaju uglavnom

negativni naboj (bridovi su katkad s pozitivnim nabojem). Ta pojava uzrokuje privlačenje kationa i vode, i to: (a) na vanjske površine kristala i bridove, kada su međuslojne veze dostatno jake da ne dopuste ulazak vode i kationa između slojeva; (b) na vanjske površine kristala kao i prostor između slojeva, zbog slabih međuslojnih veza (montmorilonit).

• Molekule vode obično su vezane s atomima kisika na površini sloja (ravnini atoma) vodikovim vezama.

• Kationi koji su privučeni na površinu kristala i između slojeva jednoga kristala nazivaju se izmjenjivi kationi budući da mogu biti lako zamijenjeni drugim kationima. Ti kationi ne smiju se pojmovno miješati s kationima koji sudjeluju u izomorfnoj supstituciji.

• Listiće u sloj povezuju jake veze koje ne dopuštaju njihovo razdvajanje niti ulazak tekućine (vode) i kationa između njih.

• Slojevi su međusobno povezani tzv. međuslojnim vezama koje su znatno slabije od veza između listića. Posljedice slabih veza između slojeva su: (a) klivaž, kada dolazi do smicanja između slojeva; (b) bubrenje, kada dolazi do razmicanja slojeva.

• Ako se između slojeva montmorilonita kao izmjenjivi kationi nalaze kationi natrija, nastaje tzv. natrijski montmorilonit koji je poznat kao mineral s najvećim kapacitetom bubrenja. Ako Ca kationi istisnu Na katione između slojeva montmorilonita, nastaje tzv. kalcijski montmorilonit koji ima znatno slabiji kapacitet bubrenja. Vrijedi i obrnuto.

• Debljina sloja je stalna, a veličina osnovnog razmaka mijenja se ovisno o vrsti i količini tvari koja prodre u međuslojni prostor. Kod montmorilonita osnovni razmak može biti jednak debljini sloja (10 Å). S povećanjem količine vode može se pojaviti potpuno razdvajanje slojeva.

Slika XXX Posljedica slabih međuslojnih veza u strukturi glina

7 Å Debljina pločice kristala

Voda

Voda

Klivaž Bubernje


Mehanizam intrakristalnog bubrenja Intrakristalno bubrenje je povećanje volumena izazvano penetracijom vode između slojeva kristala. Slabe međuslojne veze omogućuju vodi da zajedno s izmjenjivim kationima prodre između slojeva. Po tom modelu najjače bubre montmorilonit i vermikulit, a nešto slabije haloazit, bubrivi kloriti i neki miješanoslojni minerali. Glavni uzročnik bubrenja su slabe međuslojne veze. Nije bitno koja je priroda veza, bitna je samo njihova jačina. Intenzitet bubrenja ovisi o tipu izmjenjivih kationa koji se nalaze između slojeva, tipu organske komponente koja je inkorporirana u glini (veza između čestica), kao i o kemizmu porne vode. Slika XXX Intrarkristalno bubrenje Kaolinit ima najmanji kapacitet bubrenja, i uglavnom je to u potpunosti interkristalno bubrenje. Slobodno bubrenje montmorilonita u kojemu je natrij glavni izmjenjivi ion može doseći i 2000 %. Međutim, kalcijski montmorilonit (izmjenjivi kation je kalcij) slobodno bubri samo 100% . Svaka čestica tla ima stanovit električni naboj koji je posljedica jednog ili kombinacije sljedećih čimbenika (Lambe, 1979): 1. izomorfne supstitucije 2. površinskog razdruživanja hidroksilnih iona 3. odsutnosti kationa u kristalnoj rešetki 4. adsorpcije aniona 5. prisutnosti organskih tvari. Od tih pet čimbenika najvažnija je izomorfna supstitucija. Naboj kristalne rešetke uvelike utječe na bubrenje različitih minerala. Najveća ekspanzija je primijećena za deficit naboja oko jedan po elementarnoj ćeliji. Međutim, ne postoji konzistentan odnos između naboja, mjerenoga kapacitetom izmjene kationa i iznosa bubrenja (Mitchell, 1976). Intenzitet naboja po jediničnoj površini utječe na jačinu međuslojnih veza. Jake međuslojne veze kod ilita, u odnosu na montmorilonit, mogu se pripisati njegovom većem naboju po jediničnoj površini. Međuslojne veze kod ilita su dostatno jake da ne dopuste penetraciju vode i drugih tekućina između slojeva kristala, što kod montmorilonita nije slučaj (Gillott, 1987). Treba se podsjetiti da ilit i montmorilonit imaju sličnu strukturu (oba minerala imaju sloj sastavljen od dvaju silicijskih i jednog oktaedrijskog listića).

Voda+kationi

10Å Sloj Listić

Pločica kristala

Osnovni razmak


Evo još jednog promišljanja o mogućim uzrocima bubrenja smektita i vermikulita: čestice glina smektitske skupine i vermikulit bubre dok čestice neglinenih minerala, pirofilita i talka ne bubre. Za to postoje dva moguća objašnjenja (Mitchell, 1976): • Međuslojni kationi u smektitima hidratiraju (što je kation manji i jače nabijen, i hidratacija je jača) i

energija hidratacije premašuje privlačne sile između slojeva. Kod pirofilita i talka nije bilo izomorfne supstitucije pa su ti listići neutralni (negativni naboj po elementarnoj ćeliji je nula). Kako nema negativnog naboja, nema ni izmjenjivih kationa između slojeva pa prema tomu ni bubrenja. To navodi na zaključak da hidratacija iona ima velik udio u početnom stadiju penetracije vode u glinene minerale (Gillott, 1987). Kod pirofilita i talka slojevi su povezani van der Waalsovim silama.

• Voda ne hidratizira katione nego se adsorbira na površinama vodikovim vezama (voda se veže za atome kisika i/ili OH skupine). Kod pirofilita i talka ne postoji bubrenje jer je površinska energija hidratacije suviše mala da svlada van der Waalsove sile koje su kod pirofilita i talka veće u odnosu na montmorilonit i vermikulit zbog malog razmaka između slojeva.

Zbog slabih veza između slojeva bubrivih glina, izmjenjivi kationi se ne skupljaju samo na površinama kristala nego ulaze i između slojeva. O utjecaju tih kationa na svojstva bubrenja zna se sljedeće: • Izmjenjivi kationi, napose kada su mali i visoko nabijeni, hidratiraju i okružuju se s anvelopom

orijentiranih molekula vode (Gillott, 1987). • Ca-montmorilonit (izmjenjivi kation je kalcij) obično uzima samo dva sloja vode dok Na-

montmorilonit usisava mnogo više vode. Poznato je da je kapacitet bubrenja natrijskog montmorilonita neusporedivo veći od kapaciteta bubrenja kalcijske varijante. Natrijski montmorilonit, kada prelazi u oblik gela, može povećati svoj volumen do 2000% dok kalcijska varijanta povećava volumen samo do 100% (Popescu, 1986; Bell, 1981).

• Pored Ca i Na izmjenjivih kationa, montmorilonit može sadržavati i K-katione. Kao izmjenjivi, mogu se pojaviti i veliki organski kationi (amini, alkoholi, glikoli, nitrati, proteini itd.) (Heinrich, 1965).

Da li je sva voda koju kristal veže na sebe posljedica hidratacije kationa? Vjerojatno ne. Prvih nekoliko monoslojeva vode posljedica su hidratacije kationa. Međutim, hidratacija iona vjerojatno izaziva poremećenje pravilnosti strukture vode, tako da izvan prvih nekoliko monoslojeva izgleda vjerojatnim da je privlačenje vode posljedica nekoga drugog mehanizma (Gillott, 1987). To može biti mehanizam osmotskog tipa. Prema tomu, privlačenje vode od minerala glina događa se u dva stadija, premda krivulja razdvajanja tih dvaju stanja nije oštra (Gillott, 1987): • Pri upijanju prvih nekoliko monoslojeva, najveću važnost ima kemijski efekt i efekt hidratacije iona. • Privlačenje vode s udaljenosti od površine većih od 10 Ao uključuje osmotski proces. Relativni doprinos ovih dvaju mehanizama ukupnom prijemu vode ostaje nejasan (Gillott, 1987). 5.2.1.4 Hidratacija Hidratacijom anhidrit prelazi u gips. Za razliku od minerala glina, mehanizam bubrenja anhidrita vrlo je jednostavan. Kalcijev sulfat javlja se u prirodi u tri kristalne modifikacije:

kao anhidrit CaSO4 kao gips CaSO4 * 2H2O kao basanit (poluhidrat)

Svaka modifikacija kalcijeva sulfata stabilna je u određenim uvjetima tlaka i temperature (slika 3.8). Kao što se vidi, u uvjetima koji vladaju blizu površine anhidrit nije stabilan. Međutim, on se može transformirati u stabilniji oblik (gips) jedino uz uvjet da bude izložen djelovanju vode.


Tijekom transformacije anhidrita u gips (hidratacija anhidrita), dvije molekule vode po molekuli CaSO4 transformiraju se u kristalnu vodu i vežu za CaSO4 molekulu, što inicira teorijsko povećanje volumena od 61% (Wittke i dr. 1979; Franklin i Dusseault, 1989). CaSO4 + 2H2O CaSO4 * 2H2O 46 cm3 + 36 cm3 74 cm

3

γ = 2,96 Mg/m3 γ = 2,32 Mg/m3

Slika XXX Modifikacije kalcijeva sulfata Transformacijom anhidrita u gips u prirodnim uvjetima, povećanje volumena je često veće od teoretskoga. Ta je pojava posljedica igličastog oblika kristala gipsa. Između pojedinačnih kristala gipsa ostaje znatna poroznost. Anhidrit ne može izravno prijeći u gips primanjem vode. Prethodno se mora otopiti u vodi i tek nakon toga iz vodene otopine se taloži (kristalizira) gips (Wichter, 1991; Madsen i Nüesch, 1991; Steiner i dr., 1992). Može li gips prijeći u oblik anhidrita? Može pri temperaturi 20 0C i tlaku 80 MPa. Na temperaturi višoj od 58 0C gips se može transformirati u anhidrit i pri atmosferskom tlaku (Steiner i dr., 1992). Dehidratacija anhidrita može uzrokovati skupljanje do 38,5% (Franklin i Dusseault, 1989). Anhidrit se u prirodi pojavljuje kao masivan ili je raspršen u nekoj drugoj stijeni (laporu, na primjer). Primijećeno je da masivan anhidrit manje bubri od lapora u kojemu je anhidrit raspršen. Razlog tomu može biti sljedeći: kod masivnog anhidrita gips koji se stvara na vanjskim površinama bloka usporava napredovanje procesa hidratacije u dubinu. Suprotno tomu, fino izdijeljeni anhidrit raspršen u laporu potpuno je izložen hidrataciji budući da lapor osigurava stalni dotok vode do svih čestica (Wittke i Pierau, 1979). Na temperaturi nižoj od 40 0C topivost gipsa u vodi je niža od topivosti anhidrita. Pri temperaturi 25 0C anhidrit se otapa do koncentracije 2,7 g CaSO4/l H2O, a gips do koncentracije 2 g CaSO4/l H2O. Kada se ta koncentracija dosegne, gips se kristalizira. Kakva je uloga anhidrita u bubrenju stijene koja pored anhidrita sadrži i bubrive minerale glina? Prema nekim mineralozima, anhidrit nema ni približno tako važnu ulogu pri bubrenju stijene kao što se ranije mislilo (rane sedamdesete). Premda je anhidrit označen kao uzročnik bubrenja miješanih stijena, tendencija je da se glinenim mineralima pripiše veći udio u bubrenju (korensit, montmorilonit, ilit). Neka ispitivanja pokazuju smanjenje potencijala bubrenja s povećanjem sadržaja anhidrita. Ta se tvrdnja ne smije generalizirati jer je obavljen mali broj pokusa, a nije bila poznata ni slojevitost uzoraka i distribucija anhidrita u njima (Kovari i dr., 1988). Ispitivanja su pokazala da kombinacija anhidrita i jako bubrivog

2200 300 100

500

1000

2000

1500

Temperatura 0C

Tlak (MPa)

GIPS

BASANIT

ANHIDRIT


minerala gline korensita usporava bubrenje anhidrita budući da korensit apsorbira većinu vode (Einstein, 1975, 1979). 5.2.1.5 Ostali mehanizmi bubrenja Pirit je sulfid željeza i u geološkim uvjetima može oksidirati u željezni sulfat i sumpornu kiselinu. Rezultirajuća kisela podzemna voda može izazvati transformaciju kalcijeva karbonata (npr. karbonatni fosili ili kalcit) u gips. Transformacijom kalcita u gips, povećava se početni volumen za približno 99%. ( 2FeS2 + 2H2O + 7O2 2FeSO4 + H2SO4 FeSO4 + 2H2O Fe(OH)2 + H2SO4 H2SO4 + CaCO3 + 2H2O CaSO4 * 2H2O + H2CO3 Prevođenjem sulfida (FeS2) u sulfat (FeSO4) povećava se volumen za oko 35%. Sumporna kiselina u tlu može reagirati i s drugim ionima, kao što su kalij i natrij u mineralima koji pripadaju skupini tinjaca pri čemu nastaju sekundarni sulfati kao što je jarosit. Tu transformaciju također prati povećanje volumena (Harper i dr., 1979; Bell, 1981). 5.2.2 Stijene sklone bubrenju Bubrenju su podložne slijedeće vrste stijena: • GLINOVITE STIJENE (argillaceaus rocks)

Po interkristalnom mehanizmu bubrenja (uglavnom zbog osmotskog fenomena), različitim intezitetom bubre svi varijeteti ovih stijena. Po intrakristalnom mehanizmu bubrenja, bubre glinovite stijene koje sadrže minerale glina sposobne da bubre po ovom mehanizmu (montmorilonit, vermikulit, halojzit, korensit).

• MASIVNI ANHIDRIT Anhidrit hidratacijom prelazi u gips pri čemu se povećava volumen.

• MJEŠANE STIJENE Vrlo često, glinovite stijene sadrže i raspršeni anhidrit. U ovom slučaju, bubrenje stijene je posljedica sva tri naprijed navedena mehanizma (intrakristalno i interkristalno bubrenje, te transformacija anhidrita u gips).

• STIJENE KOJE SADRŽE PIRIT I KALCIJEV KARBONAT Pirit oksidira u sumpornu kiselinu, a rezultirajuća kisela podzemna voda izaziva transformaciju kalcijeva karbonata u gips, što je praćeno povećanjem volumena.

Na intenzitet bubrenja neke stijene, pored mineraloškog sastava, bitan utjecaj imaju i cementne veze između pojedinih zrna. Cementacija (povezivanje mineralnih zrna) ograničava bubrenje iz dva razloga: povećava čvrstoću stijene, a također smanjuje površinu bubrivih minerala koja može primiti vlagu. (Gillot, 1987, p 190). Bell, navodi podatak da stijena s jednoosnom čvrstoćom preko 40 MPa ne bubri (Bell, 1979).


5.2.2.1 Bubrenje glinovitih stijena (argillaceous rocks) U najširem značenju, pod glinovitim stijenama se smatraju sve stijene koje u sebi sadrže minerale glina (vezani i nevezani varijeteti sitnozrnastih klastičnih sedimenata kao i njihovi metamorfni ekvivaltenti (aržilit, slejt, šist, filit)). Laminirani varijeteti glinovitih nemetamorfnih stijena nazivaju se šejlovima. Šejlovi imaju gotovo identičan mineralni sastav kao i njihovi homogeni varijeteti, što znači da su i mahanizmi bubrenja kod obje skupine identični. Kod šejlova je jedino primjećeno jače bubrenje u pravcu okomitom na ravninu lamina iz više razloga. Evo nekih: (a) Ravnine lamina su vrlo često i ravnine niže čvrstoće što ima za posljedicu kalanje (cijepanje) ovih stijena; (b) Lamine su često posljedica paralelne orijentacije pločastih minerala što pogoduje intenzivnijem osmotskom bubrenju u pravcu okomitom na pločice minerala. Bubrenje šejlova Bubrenje šejla i lapora je u velikoj mjeri bubrenje minerala glina. (Einstein, 1975, p 187; Underwood, 1967, p 106). Mehanizam bubrenja šejla nije u potpunosti razumljiv. U posljednjih 30 godina mnogo se radilo na problemu bubrenja šejla. (Huang, 1986, p 371 (15)). Intenzitet bubrenja ovisi o: • zastupljenosti minerala glina (opada od montmorilonita ka ilitu i kaolinitu), • koncentraciji elektrolita tijekom sedimentacije (taloženje u slatkoj vodi daje gušće pakovanje čestica

nego u slučaju taloženja u morskoj vodi. Također je i bubrenje šejlova taloženih u morskoj vodi jače). • vezama između pojedinih čestica šejla. Starije formacije šejla s manje od 2% bubrivih minerala glina uglavnom sadrže slijedeće glinene minerale: klorit, ilit i kaolinit. Iako ovi šejlovi nisu klasificirani kao bubrivi, oni se kod sušenja i vlaženja skupljaju i šire. Ekspanzija je povezana s prodorom kapilarne vode u prsline (fissures) koje se zbog slabih veza otvaraju. Ako je pojedinačna čestica gline dobro cementirana s mineralom kao što je kalcit ili čak organska tvar, bubrenje je znatno reducirano. (Franklin, 1989, p 332). Smektiti se najčešće javljaju u geološki mlađim šejlovima i glinama. Rijetko se javljaju u sedimentima starijim od 200 mil godina. Obično ih nema na dubinama većim od 3.500 m i u stijenama koje su duže vrijeme izložene temperaturi iznad 200°C. Sedimentne stijene starije od jure obično sadrže malo smektita. I u slučaju šejla, pucanje stijena uslijed miniranja omogućava lakši dotok vode i intenzivnije bubrenje. Bubrenje lapora Mehanizam bubrenja lapora vrlo je sličan mehanizmu bubrenja šejla (i ovdje su glavni uzročnici bubrenja, ekspandirajući minerali glina i anhidrit). Bubrenje bentonita Bentonit je visoko koloidalna ekspanzivna glina nastala alteracijom vulkanskog pepela i tufova. To je vrlo plastičan materijal i može imati granicu tečenja 500% i više. U prirodi se pojavljuje kao samostalan sloj, kao ispuna pukotina i rasjeda ili kao glavni sastojak nekih šejlova. Bentonit sadrži vrlo visok postotk montmorilonita - do 95%. Intenzivno bubrenje bentonita posljedica je bubrenja minerala iz grupe - smektita. Bubrenje stijena zahvaćenih procesom trošenja (Weathered rocks) i hidrotermalnom alteracijom Stijene zahvaćene trošenjem (weathering) su vrlo interesantne u inženjerskoj praksi pošto je izgradnja objekata u ili na takovim stijenama često povezana sa značajnim problemima. Tijekom procesa trošenja obično nastaju minerali glina na račun originalnih minerala. U zonama trošenja gdje otapanje alkalija i alkalne zemlje nije kompletno, često je prisutan montmorilonit ili mješanoslojni minerali koji sadrže montmorilonit. Obilje kaolinita, ilita, sercita ili fino granuliranog klorita također iniciraju bubrenje. Hidrotermalna alteracija stijena obično se dešava uz cirkulacione kanale, otvorene pukotine, rasjede i druge vrste međusobno povezanih kanala kao što su međuslojne plohe i sl. Alteracija koja proizvodi


bubrivo tlo karakterizira se premještanjem ili formiranjem na licu mjesta finogranuliranih agregata glinenih minerala uključujući i finogranulirano sericite i klorite. Silifikacija i karbonizacija, uobičajeni tipovi hidrotermalne alteracije, nastoje poboljšati kvalitetu stijene (smanjiti tendenciju bubrenja) procesom stvaranja kvarca i karbonata. Ispitivanja su pokazala da trošni dijelovi jedne stijene bubre slabije od svježih. Naravno, treba isključiti slučajeve kada kao produkti trošenja nastaju ekspanzivni minerali glina. 5.2.2.2 Bubrenje anhidrita Transformacijom anhidrita u gips, dolazi do povećanja početnog volumena za cca 60%. O mehanizmu bubrenja bilo je govora u poglavlju 3.4. Kakvi će efekti bubrenja biti u prirodnim uvjetima, ovisi o načinu pojavljivanja anhidrita. Anhidrit se u prirodi nalazi kao: • masivni, kada su čitavi blokovi izgrađeni uglavnom od anhidrita, • raspršen u drugim stijenama, slično kao što se glina pojavljuje u glinovitim stijenama (ove stijene

zovu se "miješane" i o njima se govoi u poglavlju 4.3) • ispuna diskontinuiteta drugih stijena. Masivni anhidrit izgleda ne bubri tako jako, pošto se transformacijom u gips, na njegovim granicama stvara gipsana prevlaka što presjeca tečenje vode i daljnje bubrenje. Ispitivanje masivnih anhidrida iz švicarskih alpi (argovian jura) pokazala su da isti, hidratacijom povećava volumen od 0,2 do 0,5%, što je vrlo malo u poređenju s bubrenjem lapora i gline. Međutim, masivni anhidrit može značajno bubriti ako je intenzivno ispucao. Pri izgradnji podzemnih objekata klasičnim metodama (metode miniranja) redovno dolazi do pucanja stijene u zidovima, kaloti i podu tunela. Novonastale pukotine omogućavaju cirkulaciju vode koja izaziva proces hidratacije anhidrita. Efekti bubrenja svakog pojedinog bloka se superponiraju što može ugroziti stabilnost podzemnog otvora. Anhidrit raspršen u laporu i šejlu može izazvati značajna oštećenja objekata. Lapori izgleda osiguravaju stalan dotok vode do čestica anhidrita. Bubrenje čestica anhidrita uzrokuje pojavu prslina čime se olakšava protok vode kroz stijenu. Kakva je uloga anhidrita u stijeni koja sadrži minerale glina i fino razdjeljeni anhidrit? Prema nekim mineralozima, anhidrit ni približno ne igra tako značajnu ulogu kao što se ranije mislilo (rane sedamdesete). Premda je anhidrit označen kao uzročnik bubrenja "miješanih stijena" tendencija je da se glinenim mineralima pripiše vići udio u bubrenju (korensit, montmorilonit, ilit). Neka ispitivanja pokazuju smanjenje potencijala bubrenja s povećanjem sadržaja anhidrita. Ova konstatacija se ne smije generalizirati pošto je obavljen mali broj pokusa, a također nije bila poznata slojevitost uzorka i distribucija anhidrita u njima (Kovari i dr., 1988). Ispitivanja su pokazala da kombinacija anhidrita i jako bubrivog minerala gline korensita usporava bubrenje anhidrita pošto korensit absorbira veću količinu vode. Anhidrit u žilicama lapora debljine od nekoliko milimetara do nekoliko centimetara izazvat će značajne probleme bubrenej ako je lapor gusto ispresjecan žilicama. Lapor omogućava dotok vode do žilica anhidrita i tada počinje proces hidratacije. Ispitivanja na terenu su pokazala da je hidratacija anhidrita obično ograničena na tanki sloj kontakta s laporom. Einstein upozorava da je za definitivne zaključke o bubrivim svojstvima anhidrita potrebno daljnje praćenje ovog fenomena u različitim tipovima anhidritičnih stijena. 5.2.2.3 Bubrenje mješanih stijena Šejlovi koji sadrže anhidrit, česti su uzročnici značajnih problema u tunelogradnji. Fenomen bubrenja vrlo je izražen u stijenama mezazoika (jura i trijas) u istočnoj Francuskoj, jugozapadnom dijelu Njemačke i


sjeverozapadnom dijelu Švicarske. Od sulfatnih stijena u Švicarskoj, problemi bubrenja su najizraženiji u glineno-sulfatnim stijenama trijasa - "Gipskeuper" i "Anhydritgruppe" – formacijama. Pored ovih, bubrenje pokazuju lapori tercijara koji sadrže minerale smektitske grupe (molasse) i "opalinum" šejl jurske starosti s mješanoslojnim mineralima iliti/smektiti. "Gipskeuper" je mješavina lapora, anhidrita i gipsa. Ova stijena ima vrlo izražena svojstva bubrenja. Međutim, lapori koji imaju sličan sastav, osim što je izostala sulfatna komonenta, pokazuje također značajna svojstva bubrenja što može ukazati na slabiji utjecaj sulfatne komponente (anhidrit). Bubrenje mješanih stijena dugotrajan je proces Dugotrajnost bubrenja svakako se može pripisati procesu transformacije anhidrita u gips. Naime, transformacija anhidrita u gips je mnogo sporiji proces od procesa bubrenja glinenih minerala (u nekim tunelima izvedenim u anhidritičnim stijenama proces bubrenja traje preko 100 godina). 5.2.2.4 Bubrenje šejla izazvano oksidacijom pirita Ako se u sastavu šejla nađe pirit, onda šejl može bubriti po naprijed opisanom mehanizmu. Penner i dr. navode slučaj izdizanja poda jedne trokatnice sagrađene na crnom šejlu ordovicijske starosti. Maksimalno izdizanje bilo je 1o7 mm (približno2 mm/mjesec). Istraživanja su pokazala da je šejl do dubine od 0,7 do 1 m bio alteriran. Ispod ove zone nealterirani šejl sadržavao je brojne žilice pirita. Mjerenjem je ustanovljena vrijednost pH od 2,8 do 4,4 na osnovi čega je zaključeno da je alteracija šejla rezultat biokemijskog trošenja (weathering-a) koje izazivaju bakterije (autotrophic bacteria). Izdizanje je spriječeno stvaranjem uvjeta nepovoljnih za razvoj bakterija. Neutraliziranje alterirane zone učinjeno je uvođenjem otopine kalijevog hidroksida u istražne raskope. Nivo vode je održavan visoko tako da je kiselina mogla biti isprana a također je reduciran i dolazak zraka. 5.3 Trošenje stijena Trošenje može u potpunosti promjeniti ponašanje stijene (od stijene može nastati tlo). Što se smatra pod trošenjem? Pod trošenjem se podrazumijeva dezintegracija stijena u uvjetima cikličkog vlaženja i sušenja ili u uvjetima promjene vlažnosti okoliša (zraka) tijekom izgradnje i ekspoatacije objekta. . Bitno je primjetiti, da se ovaj proces trošenja dešava u vrlo kratkom periodu (vijek trajanja objekta) i ne treba ga mješati s trošenjem stijena u geološkom smislu. Međutim, razvoj tehnologije nameće nove zahtjeve po pitanju stabilnosti prirodnih materijala. Naprimjer, kontejneri s radioaktivnim otpadom mogu imati temperaturu do 300°C što pred izolacijski materijal (bentonit) postavlja zahtjev mineraloške i drugih stabilnosti tijekom tisuća godina. Franklin i Dusseault (1989) daju nešto širu definiciju: Trošnost (weatherability) je mjera podložnosti stijene oslabljenju (weakening) ili dezintegraciji za vrijeme trajanja inženjerskog objekta (suprotno značenje ima termin - trajnost (durability)). Gotovo redovno neki od oblika bubrenja, bar djelomično, sudjeluju u procesu trošenja. Ponekad je bubrenje glavni generator trošenja stijena. 5.3.1 Mehanizmi trošenja stijena Sve stijene su više ili manje podložne utjecaju vlaženja i sušenja. Stijene, kao što su svježi graniti ili dobro cementirni kvarcni pješčenjaci su trajni (durable) pošto se neće dezintegrirati nakon mnogo ciklusa vlaženja i sušenja. Međutim, mnoge stijene koje sadrža minerale glina (mudrock, šejlovi, lapori, neke magmatske stijene zahvaćene trošenjem) i/ili anhidrit, bubrit će ili će se dezintegrirati kada budu izloženi atmosferskim ciklusima vlaženja i sušenja. Kada se govori o trjnosti stijene, treba voditi računa o svrsi zbog koje se procjena vrši. Naime, jedna vrsta stijene može se procjeniti kao vrlo trajna ili vrlo trošna ovisno o svrsi upotrebe. Na primjer, vapnenac može biti izvanredno trajan u uvjetima iskopa tunela ili pokosa, a istovremeno da bude ocijenjen kao vrlo trošan ako se od njega kane rezati ploče za oblaganje zgrada. Dakle, stijena koja ima visok indeks


trajnosti (durability index) u geotehničkim problemima može imati visok indeks trošnosti (weatherability index) u problemima druge vrste. Kada se govori o trošenju sitnozrnastih klastičnih sedimenata treba razlikovati: (modificirano Olivier, 1979a) • Trošenje stijena koje sadrže značajnu količinu minerala sposobnih da bubre po mehanizmu

intrakristalnog bubrenja (bubrivi minerali glina). Taylor i Spears ovo trošenje nazivaju - kratkotrajnim kemijskim trošenjem.

• Trošenje stijena koje ne sadrže bubrive minerale glina uglavnom je posljedica: (a) raspucavanja (Slaking or air breakage); (b) interkristalnog bubrenja. Kod interkristalnog bubrenja najznačajniji je fenomen osmotskog bubrenja.

• Trošenje stijena koje sadrže značajne količine lako topivih minerala (halit, gips i sl.) Mehanizmi bubrenja opisani su u prvom dijelu ovog poglavlja. Otapanje lakotopivih minerala je jednostavan proces i ne zahtjeva posebno pojašnjenje. Preostaje da se objasni fenomen raspucavanja (slaking). Što se podrazumijeva pod raspucavanjem stijena? Na proces trošenja kompaktiranih i slabo cementiranih tipova stijena, vrlo vjerojatno najveći utjecaj ima nereverzibilni fizikalni proces tzv. raspucavanje (slaking or air breakage). Za vrijeme sušenja stijene, većina pora se ispuni zrakom. Kod naglog potapanja u vodu, tlak zraka u porama se povećava uslijed djelovanja kapilarnog tlaka koji se razvija u vanjskim porama. Povećanje tlaka zraka uzrokuje lom mineralnog skeleta uzduž najslabijih ploha čime je omogućen nastavak istog procesa. Prema Van Eackhout-u, raspucavanje "mudrock"-a koji ne sadrži značajne količine bubrivih minerala glina direktno je povezan s kapilarnim djelovanjem. Zbog toga je veličina pora mnogo značajniji faktor nego volumen pora (kapilarni tlak je obrnuto proporcionalan s radijusom pora). Proces raspucavanja može biti iniciran i promjenom vlažnosti zraka ali ne manjom od 35% ). Pojavljivanje mikropukotina (uglavnom kao rezultat sušenja na zraku) dodatni je faktor koji kontrolira proces "slaking"-a kompaktirnaih i slabo cementiranih tipova stijena. Ove strukturne promjene povećavaju kapilarnost stijenskog materijala što za posljedicu ima povećanu absorbciju vode i potencijala slobodnog "bubrenja" (Olivier, 1979). Proučavajući Beaufort mudrock (Karoo serija) koji ne sadrže značajne količine bubrivih minerala, Olivier (1979a) je primjetio da na proces trošenja najveći utjecaj vjerojatno imaju teksturni parametri kao što su: stupanj kompakcije čestica stijene, stupanj mikrofrakturiranja (uglavnom kao rezultat sušenja na zraku) i prisustvo početnih mikrodiskontinuiteta. Ovi parametri su u tijesnoj vezi s bubrenjem/skupljanjem stijene kada je ona izložena vlaženju i sušenju te tako postaju relevantni faktori raspucavanja. Ovo je vjerojatno najvažniji mehanizam po kome se odvija vremenski ovisno trošenje ove vrste stijena. Vlaženje stijene može biti posljedica prisustva vlage u zraku ili rezultat direktnog vlaženja (korištenje vode tijekom bušenja ili za obaranje prašine iz zraka). Olivier (1979a) je istraživao utjecaj mineralogije na trošenje ilitom bogatog donje trijaskog mudrocka (Beaufort mudrock Karoo serije). Došao je do zaključka da mineralogija ima minoran utjecaj na trošenje i dezintegraciju mudrock-a koji ne sadrže značajnu količinu bubrivih minerala glina (non-expandable mudrock). Trošenje ove vrste mudrocka uglavnom je posljedica raspucavanja. Olivier je mišljenja da se efekt dugotrajnog sušenja na zraku može simulirati relativno kratkim vremenom (12 sati) sušenjem u sušnici na 105°C. Ovaj postupak ima smisla s obzirom da je ispitivana stijena imala različitu vlažnost. Sušenjem svih varijeteta u istim uvjetima osiguran je jedan referentni nivo vlažnosti što omogućava da se rezultati pokusa mogu komparirati, a po potrebi i ponoviti (Olivier, 1979, p 265). Međutim, Grice upozorava da ekstremni uvjeti sušenja i vlaženja mogu navesti na krive zaključke o trajnosti stijene. On je proučavao utjecaj kolebanja temperature i vlažnosti na dezintegraciju ordovicijskog "mudrock"-a iz Kanade koji nije sadržavao bubrive minerale glina. Uočio je veliku razliku u dezintegraciji stijene koja je bila podvrgnuta ciklusima realnih vrijednosti vlažnosti i temperature (60-90% relativne vlažnosti i 20-30°C temeprature) u odnosu na stijenu koja je bila izložena ciklusima potpunog vlaženja (saturirana stijena) i sušenja (sušeno u sušnici). U slučaju kada je stijena bila izložena


ciklusima realnih vrijednosti vlažnosti i temperature, prsline su se pojavile nakon devet mjeseci. Međutim, isti materijal se potpuno raspao nakon prvog potapanja u vodu ako je prije toga bio osušen. 5.3.2 Klasifikacija i identifikacija stijena u odnosu na trajnost Brojni problemi koje izaziva trošenje stijena u geotehničkim građevinama, ponukali su mnoge istraživače da opišu ovu pojavu. Richardson i Wiles (1990) navode da je u periodu od 1955. do 1985. god. objavljeno najmanje 20 klasifikacijskih sistema u odnosu na trajnost šejla. U ovim klasifikacijama koristi se oko 50 tipova laboratorijskih pokusa. 5.3.2.1 Oviston i Geodurability klasifikacija Obje klasifikacije razvio je H.J. Oliviera tijekom izgradnje Orange Fish tunela u Južnoj Africi (82 km dugačak s promjerom od 5,33 m). Tunel prolazi kroz "Beaufort" seriju (horizontalno uslojeni pješčenjaci, pjeskoviti i muljasti siltstoni, siltitični muljci) koja pripada "Karoo supergrup"-i gornjo kredne do trijaske starosti. Tunel jednim dijelom prolazi i kroz "post-Karoo dolerite intrusions". Približno 35% dužine tunela iskopano je u "mudrock"-u. "Karoo mudrock" javlja se u velikom broju varijeteta s vrlo različitim inženjerskim svojstvima. Kod ove vrste stijena kao najvažnije se pokazalo svojstvo trajnosti (durability). "Durability" predstavlja otpornost stijenske mase procesima trošenja (wreathering) pod uvjetima cikličkog vlaženja i sušenja ili u uvjetima promjene vlažnosti okoliša (Oliveir, 1979, p 138)). Suprotno svojstvo je "weatherability". Ove klasifikacije služe za procjenu trajnosti (durability) stijene i primjenjive su na kompaktne i slabo cementirane stijene koje pokazuju tendenciju razgradnje (deteriorate) tijekom izgradnje tunela ili drugih inženjerskih radova. Autor također preporuča geodruability klasifikaciju kao jedan poseban kriterij u RMR klasifikaciji (Olivier, 1976). Proučavajući litološka, minerološka i svojstva trošenja "Karoo mudrock"-a, Olivier je primjetio da se kvantitativna procjena trajnosti stijene može napraviti na osnovi rutinske procjene čvrstoće i deformabilnosti intaktnog stijenskog materijala u uvjetima jednoosnog tlačenja kao i stupnja kompaktnosti koji se odredi pomoću Duncan-ovog koeficijenta slobodnog bubrenja (Olivier, 1979). Dakle, prema Olivier-u, trajnost (durability) stijene može se procjeniti na osnovi slijedeća tri parametra: • jednoosne tlačna čvrstoća, σc, • deformabilnosti stijene izražena preko sekantnog modula deformabilnost, Es, koji se odredi kod 50%

σc, • Duncanovog koeficijent slobodnog bubrenja.


Određivanje Duncanovog koeficijenta slobodnog bubrenja Prema Duncan-u, lom kompaktiranih i slabo cementiranih tipova stijena dogodit će se za vrijeme saturacije kada naprezanje bubrenja (internal saturation swelling stress), σs, koji se razvija unutar stijene, kao rezultat kapilarnog tlaka, premaši vlačnu čvrstoću stijene. Parametar σs može se izračunati ako se zna modul deformabilnosti intaktnog stijenskog materijala, Es, i Duncan-ov koeficijent slobodnog bubrenja, εD.

σs=Es* εD Duncanov koeficijent slobodnog bubrenja (εD) odredi se pokusom bubrenja slobodnog uzorka. Mjeri se promjena visine slobodnog uzorka nakon njegovog potapanja u vodu. Prije potapanja, uzorak je osušen u sušnici na 1050C tijekom najmanje 12 sati. Slika XXX Oprema za određivanje Duncanovog koeficijenta slobodnog bubrenja Iz izmjerenih podataka se izračuna: • Duncanov koeficijent bubrenja

0hax

axδ

ε =

δax-Promjena visine uzorka h0-početna visina uzorka OVISTON klasifikacija Ova klasifikacija dobila je ime prema imenu terenskog laboratorija (Oviston). Klasifikacija je bazirana na tri parametra: • Jednoosnoj tlačnoj čvrstoći, σc, određenoj na prirodno vlažnim uzorcima. Prvac opterećenja okomit je

na plohe slojevitosti (D=54 mm; H/D=2,5; v=0,7 MPa s-1

). • Naprezanju bubrenja (internal saturation swelling stress), σs, koji se odredi iz Duncanovog

koeficijenta slobodnog bubrenja (εD) i sekantnog modula deformabilnosti (Es). σs=Es* εD

Stijena je podjeljena u pet klasa: A-excellent; B-good, C-fair, D-poor i E-very poor. Granice između pojedinih klasa definirane su vrijednostima tzv. rejtinga postojanosti stijene σc/σs (rating of rock durability) (slika XXX). Nedostatak Oviston klasifikacije je neophodnost određivanja modula deformabilnsoti što zahtjeva posjedovanje adekvatne mjerne tehnike i druge opreme.

δax h0


Slika XXX Oviston klasifikacija intaktnog stijenskog materijala na primjeru Karoo stijena Geodurabolity klasifikacija Za primjenu Oviston klasifikacije neophodno je poznavati modul deformabilnosti stijene. Imajući u vidu poteškoće određivanja deformabilnosti stijene u terenskim uvjetima kao i mišljenje Voighta da modul deformabilnosti igra malu ulogu kod klasifikacija stijena, Olivier je predložio revidiran oblik Oviston klasifikacije koju je nazvao Geodurability klasifikacija. (Olivier, 1976). Geodurability klasifikacija bazirana je na dva parametra: • Jednoosnoj tlačnoj čvrstoći, σc, određenoj na prirodno vlažnim uzorcima. Prvac opterećenja okomit je

na plohe slojevitosti (D=54 mm; H/D=2,5; v=0,7 MPa s-1

). Umjesto jednoosne tlačne čvrstoće može se koristiti indeks čvrstoće u točki (point load strength indeks), Is.

• Duncanovom koeficijent slobodnog bubrenja. Geodurabiliti klasifikacija dijeli stijenu u šest klasa. Klasa A označava stijenu koja ima "excellent" kvalitetu po parametru trajnosti (durability) dok klasa F označava "very poor" kvalitetu po istom parametru (slike XXXX).


Slika XXX Geodurability klasifikacija (čvrstoća opisana jednoosnom tlačnom čvrstoćom) Slika XXX Geodurability klasifikacija (čvrstoća opisana indeksom čvrstoće u točki)


5.3.2.2 “Deere - Gamble durability – plasticity” klasifikacija Ovu klasifikaciju predložili su Deere i Gamble, 1971. god. (Olivier, 1979). Klasifikacija je bazirana na dva parametra: indeksu plastičnosti i indeksu koji se dobije iz “slake durability pokusa”. Slika XXX "Durability-plasticity" klasifikacija (ISRM, 1979) Olivier (1976, 1979) upozorava da treba biti pažljiv kod analize rezultata “slake durability pokusa”. Navodi slučaj "Karoo" stijenske mase ("karoo mudrock" u kome je iskopan 82 km dugačak "Orange-Fish Tunnel" u južnoj Africi), koja se potpuno raspada u čestice veće od 2 mm koje ne mogu proći kroz sito bubnja. Pokus daje nerealno visok indek Id2 odnosno pokazuje visoku postojanost (durability stijene). 5.3.2.3 Klasifikacija šejla (shale rating system) Ovaj sistem razvijen je za potrebe ministarstva transporta Ontaria. Opisao ga je Franklin, 1983. god. Ključno svojstvo šejla je brzina njegovog pucanja, kada je izložen vlaženju i sušenju. Postupak klasifikacije je slijedeći: stijeni se najprije odredi "slake durability indeks, Id2". Ako je vrijednost Id2 < 80%, šejl pripada skupni tzv. šejlova sličnih tlu. Na materijalu koji je prošao kroz bubanj odredi se indeks plastičnosti Ip. Ako šejl ima "slake durability index" veći od 80%, onda on pripada skupini tzv. šejlova sličnih stijeni. U ovom slučaju, na fragmentima stijene će se ispitati indeks čvrstoće u točki, Is(50). Pokus čvrstoće u točki treba obaviti na prirodno vlažnom mateirjalu, a pravac opterećenja treba bti okomit na plohe slojevitosti. Rezultati ispitivanja crtaju se na dijagramu (sl. XXX te se utvrdi odgovarajući "rating" - Rs. Vrijednost Rs kreće se između 0,0 i 9,0. Uspostavljeni su korelativni odnosi između vrijednosti RS i pogodnosti šejla za ugradnju, te stabilnosti nasipa, pokosa i temelja.


Slika XXX Shale rating system (Franklin i Dusseault, 1989)

5.4 Rječnik

swelling The constitutive mineralogy of the rock is such that water is absorbed, causing a measurable increase in volume of the rock. Swelling can exert very large time-dependent forces on rock support systems, or can reduce the size of the openings

weathering the process of disintegration and decomposition as a consequence of exposure to the atmosphere, to chemical action, and to the action of frost, water, and heat. (ISRM)

marl calcareous clay, usually containing from 35 to 65 % calcium carbonate (CaCO3). (ASTM D 653 – 02)

5.5 Literatura ISRM Comission on Swelling Rock and Commission on Testing.Methods (1999), Suggested Methods for

Laboratory Testing of Swelling Rocks, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 36 (1999) 291-306


Technical Committee on Expansive Soils (TC6) of ISSMFE, Standard Evaluation of Swelling Pressure and Corresponding Heave of Expansive Soil in Laboratory by Constructing Swell Percentage Vs Applied Total Stress Diagram

ISRM Comission on Standardization of Laboratory and field test. (1979), Suggested Methods for Determining Water Content, Porosity, Density, Absorption and Related Properties and Swelling and Slake Durability Index Properties, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Vol. 16, No. 2, pp 141-156. (31)

ASTM D 4644 Standard Test method for Slake Durability of Shales and Similar Weak Rocks

Ivan Vrkljan

6 Intaktna stijena

Intaktna stijena je jedan od osnovnih elemenata stijenske mase koji nekada djelomično, a nekada potpuno, kontrolira njeno ponašanje. Opisani su

čimbenici koji utječu na ponašanje intaktne stijene u različitim uvjetima opterećenja kao i kriteriji čvrstoće koji opisuju uvjete loma pri složenom

naponskom stanju.

6-Intaktna stijena.doc


6 Intaktna stijena

6.1 Uvod.................................................................................................................................3 6.2 Kompletna naponskodeformacijska krivulja.........................................................................3

6.2.1 Kruti, mekani i servokontrolirani strojevi za ispitivanje ....................................................6 6.2.2 Geometrija uzoraka......................................................................................................11 6.2.3 Uvjeti opterećenja ........................................................................................................12 6.2.4 Efekti okoliša ..............................................................................................................15 6.2.5 Efekti vremena ............................................................................................................16 6.2.6 Efekti temperature .......................................................................................................16

6.3 Kriteriji čvrstoće ..............................................................................................................16 6.3.1.1 Coulombov-Mohrov kriterij..................................................................................18 6.3.1.2 Hoek-Brownov kriterij čvrstoće ............................................................................21


6 Intaktna stijena 3

6.1 Uvod Na početku razvoja mehanike stijena mnogo veća pažnja poklanjala se ispitivanju intaktne stijene nego drugim elementima stijenske mase (diskontinuitetima). Prvi strojevi za ispitivanje deformabilnosti i čvrstoće omogućavali su samo uvid u ponašanje stijene prije nego je postignuta vršna čvrstoća. Tek je 1966 otkrivena mogućnost dobivanja kompletena naponsko-deformacijske krivulje pri jednoosnom tlačenju stijene. Ova krivulja daje do tada nepoznate informacije o ponašanju stijene nakon loma. 6.2 Kompletna naponskodeformacijska krivulja Najjednostavniji oblik opterećenja cilindričnog uzorka je tzv. jednoosno tlačenje (opterećenje cilindričnog uzorka uzduž njegove osi). Uobičajeno je da se ponašanje uzorka tijekom pokusa prikaže kao odnos naprezanja i deformacije. Naprezanje se dobije djelenjem sile i početne površine uzorka a deformacija djeljenjem izmjerenog pomaka i duljine baze na kojoj je pomak izmjeren. Pokus jednoosnog tlačenja može se obavljati na dva načina. • Pokus s kontroliranom deformacijom. Kod ovog pokusa, deformacija (pomak) je kontrolirana

(neovisna) varijabla a naprezanje (sila) je ovisna (mjerena) varijabla. Pokus se obavlja na način da je unaprijed definiran prirast deformacije u vremenu (unaprijed se definira brzina skraćenja visine uzorka (mm/min)).

• Pokus s kontroliranim naprezanjem. Kod ovog pokusa, naprezanje (sila) je kontrolirana (neovisna) varijabla a deformacija (pomak) je ovisna (mjerena) varijabla. U ovom slučaju, stroj u kojem se ispitivanje obavlja nastoji i nakon loma povećavati silu što uzorak ne može prihvatiti te dolazi do nekontroliranog nastavka pokusa u postlomnom području. Radi lakše predodžbe ovog poksa treba zamisliti da se uzorak opterećuje tegovima (mrtvi teret). Ovim pokusom nije moguće dobiti kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju.

Slika XXX Naponsko-deformacijske krivulje kod pokusa s kontrolom naprezanja (a) i kontrolom deformacija (b)

εax

σax

t

Konstantna brzina prirasta naprezanja

εax

σax

t

Konstantna brzina prirasta deformacije

(a) (b)


Tlačno naprezanje

= 2mkN

AFσ

[ ]22

4mDA π

=

F-Sila A-Početna površina poprečnog presjeka Aksijalna deformacija

LL

ax∆

=ε

∆L-Skraćenje duljine mjerne baze L-Duljina mjerne baze Radijalna deformacija

DD

rad∆

=ε

∆D-povećanje promjera uzorka D-početni promjer uzorka

Slika XXX Kompletna naponsko-deformacijska krivulja

D

D+∆D

L

∆L

F

F

Prije loma Poslije loma

Aks

ijaln

o na

prez

anje

σ

(ovi

sna

varij

abla

)

Aksijalna deformacija εax Radijalna deformacija εrad

Svaka od deformacija može se odabrati za neovisnu varijablu


Slika XXX Parametri čvrstoće i deformabilnosti Dva su razloga zbog kojih krivulja na početku pokusa ima konkavan oblik: • Nesavršenost pripreme uzorka (naravne i neparalelne 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 i Poissonov koeficijent kao odnos radijalne i aksijalne deformacije.

εσ∆∆

=E

ax

rad

εευ =

Jednoosna tlačna čvrstoća ispitane stijene je vršna čvrstoća.

= 2

max

mkN

AF

cσ

Nap

reza

nje σ

σc

I nakon loma uzorak ima neku čvrstoću (rezidualna čvrstoća)

Vršna čvrstoća

Gradijent= Youngov modul


D

D+∆D

L

∆L

F

F


Slika XXX Izračunavanje Youngovog modula iz naponsko-deformacijske krivulje Tijekom pokusa, već kod naprezanja koje je jednako polovini jednoosne tlačne čvrstoće, počinje otvaranje mikroprslina u uzorku. 6.2.1 Kruti, mekani i servokontrolirani strojevi za ispitivanje Ako se pokus izvodi s kontroliranom deformacijom, moguće je dobiti kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju. Prvi ovakav pokus izveden je 1966. Većina današnjih strojeva imaju mogućnost kontrole deformacije. Međutim, to nije jamstvo da će se dobiti kompletna naponsko-deformacijska krivulja za stijene s visokom krutosti (slabo deformabilne stijene s visokom vrijednosti Youngovog modula). Ako krutost stroja u odnosu na krutost uzorka nije dovoljna, doći će do “eksplozivnog” loma uzorka te se neće dobiti krivulja u postlomnom području. U ovom slučaju stroj se smatra mekanim (soft) za tu vrstu stijene. Isti stroj može biti dovoljno krut (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 (εh).

hEA

hA

hP

PomakSilaKrutost ====

εσ

ε

Aksijalna def. εax

Nap

reza

nje σ

∆σ

∆εax

Srednji modul

εσ∆∆

=srE

½ σc Nap

reza

nje σ

σc

Aksijalna def. εax

∆σ

∆εax

Tangentni modul

εσ∆∆

=tE

Nap

reza

nje σ

∆εax

Aksijalna def. εax

Sekantni modul

εσ∆∆

=Es

∆σ


Krutost stroja može se povećati: • Povećanjem modula čelika (E) • Povećanjem dimenzija ploča i stupova stroja (A) • Reduciranje visine stupova (h)

Slika XXX Krutost stroja i uzorka stijene Radi lakešeg razumjevanja pojmova “krutog” i “mekanog” stroja zamislimo da je ista stijena ispitana u oba stroja (slika xxx). Pretpostavka je da i mekani i kruti stroj imaju linearno ponašanje u točki A koja pretstavlja trenutak postizanja vršne čvrstoće. Dijagram koji se odnosi na mekani stroj pokazuje da se 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 rastarećenja stroja uvijek je veća od sile koju uzorak može preuzeti u postlomnom stanju. To dovodi do “eksplozivnog loma uzorka”. Zašto se dešava “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 istoj slici 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.

Kompresija uzorka

Aksi

jaln

a si

la P

Produljenje stroja

Stroj Uzorak

Preša

h

Gornja ploča okvira

Donja ploča okvira

Stupovi okvira

Linearno

Model stroja s oprugama

Ne linearno


Slika XXX Krutost stroja i krutost uzorka u postlomnom području Za neke vrlo krte (brittle) stijene, postlomni dio krivulje može biti vrlo strm tako da se ne može kontrolirati postlomno ponašanje čak ni u najkrućim strojevima. Postoje stijene za koje se ne može odrediti kompletna krivulja čak kada je krutost stroja beskonačna. Wawersik i Fairhurst su 1970 klasificirali kompletnu naponsko-deformacijsku krivulje u dvije klase. Klasa I obuhvaća stijene kod kojih se deformacija u postlomnom području monotono povećava. Kod klase II to nije slučaj. 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. Klasi II pripadaju fino granulirane stijene. Slika XXX Dvije klase naponskodeformacijskih krivulja pri jednoosnom tlačenju Kako je izrada strojeva velike krutosti nepraktična, a pokazano je da se i pod pretpostavkom beskonačne krutosti ne može ispitati postlomno ponašanje nekih izuzetno krtih stijena, prišlo se izradi tzv. servo kontroliranih strojeva. Sa ovim sistemom nije potrebno imati strojeve ekstremne krutosti. ISRM (1999) preporuča da okvir servokontroliranog stroja treba imati krutost veću od 5 MN/mm.

Aksi

jaln

a si

la

Potrebna energija=ABCD Primjenjena energija=AECD

Kruti (stiff)stroj

Aksijalni pomak

Aksi

jaln

a si

la

A E

B

D C

A

B

E

D C

Mekani (soft)stroj Aksijalni pomak

Aksi

jaln

o na

prez

anje

Aksijalna deformacija

Klasa I

Klasa II

Beskonačna krutost stroja


Slika XXX Shematski prikaz servokontroliranog stroja Slika XXX Servokontrolirana preša (IGH Zagreb)

Mjerilo sile

Uzorak

Okvir stroja

Hidraulički cilindar

Servo ventil

Hidrauličko postrojenje

Servo kontroler

Input modul

Selektor moda

Program

Program signal

Mjerilo pomaka

Signal koji upravlja

servoventilom


Kao varijabla koja upravlja strojem može se koristiti sila (naprezanje) ili pomak (deformacija). U prvom slučaju radi se o pokusu s kontroliranom silom (naprezanjem) a u drugom o pokusu sa kontroliranim pomakom (deformacijom). Ako se kontrolira sila (naprezanje) nije moguće dobiti kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju. Prema tome, za dobivanje krivulje u postlomnom području, kao varijablu koja upravlja strojem treba odabrati pomak (deformaciju) uzorka. Tu možemo birati između skraćenja visine (aksijalna deformacija) ili promjene promjera (radijalna deformacija). Praksa 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. Postoje stijene čije se postlomno ponašanje ne može kontrolirati čak i kada koristimo krute strojeve koji su kontrolirani radijalnom deformacijom. To su stijene koje imaju vrlo strmu postlomnu krivulju ili krivulju klase II. Zbog vrlo izražene homogenosti ovih stijena, izostaje lokalna koncentracija naprezanja koja može prouzročiti pojavu prslina prije nego je dostignuta vršna čvrstoća uzorka (prijelomno stanje) kroz krupnija zrna. U ovim homogenim, fino granuliranim stijenama, inicijacija i propagacija pukotina dešava se istovremeno. Ako se hoće izbjeći nagli lom nakon što je postignuta vršna čvrstoća, energija koja se nakupila u nefrakturiranom dijelu uzorka i stroju, a posljedica je njihovog deformiranja, mora biti naglo odstranjena promjenom smjera kretanja ploča koje pritišću uzorak. Kako se to postiže u praksi? Kompletna krivulja klase II može se dobiti samo ako se kao varijabla koja upravlja strojem (neovisna ili kontrolna) koristi “izračunata varijabla”. Kod ove metode signal koji upravlja servoventilom dobiven je kombinacijom signala iz mjerila radijalne deformacije i nekih algeberskih funkcija drugih signala kao što su aksijalna deformacija i modul elastičnosti). Međutim, ni najbolji servokontrolirani strojevi velike krutosti nekada ne mogu zaustaviti nekontrolirano ponašanje u postlomnom području. U ovim slučajevima ISRM (1999) predlaže da se ispitivanja obave u troosnom stanju naprezanja.

Tip stroja Neovisna varijabla (kontrolna) Izvor kontrolnog signala

Opterećenje tegovima (mrtvi teret)

Aksijalna sila Može se dobiti kompletna krivulja samo u prijelomnom području

Aksijalna sila (naprezanje)

Može se dobiti kompletna krivulja samo u prijelomnom području

Signal iz mjerila sile

Aksijalni (pomak) deformacija

Može se dobiti kompletna krivulja za stijene koje imaju blagi nagib krivulje u postlomnom području

Signal iz mjerila kojim se mjeri skraćenje visine uzorka

Radijalni (pomak) deformacija

Može se dobiti kompletna krivulja za stijene koje nemaju strmi nagib krivulje u postlomnom području

Signal iz mjerila kojim se mjerim promjena osega uzorka

Servokontrolirani strojevi

Izračunata varijabla

Može se dobiti kompletna krivulja za stijene koje imaju strmi nagib krivulje u postlomnom području ili krivulju klase II

Signal koji upravlja servoventilom dobiven je kombinacijom signala iz mjerila radijalne deformacije i nekih algeberskih funkcija drugih signala kao što su aksijalna deformacija i modul elastičnosti

Ako se postlomna krivulja ne može dobiti na neki od gore navedenih načina, ispitivanje treba obaviti u troosnom stanju naprezanja.


6.2.2 Geometrija uzoraka Iskustvo pokazuje da čvrstoća mnogih materijala ovisi o dimenziji uzorka. To je primjetio još Leonardo da Vinci. Također je primjećeno da mehanička svojstva stijene ovise o obliku i veličini uzorka koji se ispituje. Slika XXX Efekt veličine uzorka na kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju pri jednoosnom tlačenju Gornja slika pokazuje da se sa povećanjem veličine uzorka (svi uzorci imaju isti oblik-odnos promjera i visine) smanjuje njegova čvrstoća i krtost (brittlenes). Modul elastičnosti ne varira značajno sa veličinom uzorka. Ponuđena su mnoga objašnjenja ove pojave. Najčešće se kao argument koristi 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. Hoek i Brown (1980) predložili su da se jednoosna tlačna čvrstoća σcd uzorka stijene s promjerom d (mm) svede na čvrstoću koju bi imao uzorak promjera 50 mm na sljedeći način:

18,0

5050

=

dccd σσ odnosno 18,05050

=

d

cdc

σσ

σcd-Izmjerena čvrstoće uzorka sa promjerom (d) σc50-Čvrstoća istog uzorka pod pertpostavkom da je imao promjer 50 mm d-Promjer ispitanog uzorka Praksa također pokazuje da čvrstoća i krtost ovise i o obliku uzorka (odnosu promjera i visine cilindričnog uzorka). Pri tome svi uzorci imaju istu veličinu (volumen).

Aksi

jaln

o na

prez

anje

σax

Povećanjem veličine uzoraka smanjuje se čvrstoća i krtost


Svi uzorci imaju isti oblik (svi imaju isti omjer visine i promjera)


Sliak XXX Efekt oblika uzorka na kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju pri jednoosnom tlačenju 6.2.3 Uvjeti opterećenja U ovom poglavlju opisat će se utjecaj načina opterećenja uzorka na kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju stijenske mase. Na taj način će se prikazati principi: • pokusa za određivanje vlačne čvrstoće uzorka • pokusa za određivanje deformabilnsoti i čvrstoća u uvjetima troosnog tlačenja


Povećanjem vitkosti uzoraka smanjuje se čvrstoća i duktilnost (povećava krtost)

Svi uzorci imaju isti volumen

Aksi

jaln

o na

prez

anje

σax


Slika XXX Uvjeti opterećenja kod standardnih laboratorijskih pokusa Vlačna čvrstoća Gornja slika prikazuje direktno određivanje vlačne čvrstoće uzorka. U inženjerskoj praksi rijetko se koristi direktan pokus za ispitivanje vlačne čvrstoće iz dva razloga: • teško je pripremiti i prihvatiti uzorak, • stijena na terenu uglavnom nikada nije u uvjetima direktnog vlaka. Zbog toga se za određivanje vlačne čvrstoće uglavnom koriste indirektne metode. Kod indirektnih metoda vlačna naprezanja generirana su tlačnim. Stijena ima mnogo manju vlačnu čvrstoću u odnosu na tlačnu pa je ovakav pristup moguć. Obrnut slučaj, da se tlačno naprezanje generira vlačnim nije moguć.

σn

τn

τn

σn

Direktni posmikJednoosni vlak

σt

σt

Jednoosno

σu

σu

σ1

σ1

σ3

σ3 σ2

σ2

Poliaksijalno tlačenje

Troosno tlačenje

σ1

σ1

σ3

σ3

σ3

σ3 σ

σ

σ σ

Biaksijalno tlačenje


Slika XXX Brazilski pokus za indirektno određivanje vlačne čvrstoće Vlačna čvrstoća uzorka σt se računa iz slijedećg izraza:

[ ]MPaDh

PDhP

t636,02

==π

σ

• P=sila loma (N), • D=promjer ispitivanog uzorka (mm) • h=visina ispitivanog uzorka (mm). Ideja brazilskog pokusa rođena je nakon pucanja jednog od kamenih valjaka koji su služili za premještanje neke crkve u Brazilu. Deformabilnsot i čvrstoća u uvjetima troosnog tlačenja 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. Efekt bočnog tlačenja uzorka je faktor koji najdrastičnije mjenja oblik kompletne naponsko-deformacijske krivulje. Opći trend utjecaja bočnog tlaka na oblik kompletne krivulje prikazan je na slici xxx. Najčešće stijena ima krto ponašanej (brittle) u uvjetima jednoosnog tlačenja. Ista stijena u uvjetima djelovanja bočnog (radijalnog) naprezanja pokazat će manju krtost (veću duktilnost). Sa povećanjem bočnog naprezanja stijena će biti sve manje krta a sve više duktilna. Pri nekoj vrijednosti bočnog naprezanja kompletna krivulja u postlomnom području postat će vodoravna. U ovom stanju deformacija će biti kontinuirana kod konstantnog naprezanja. Ispod ove linije, stijena pokazuje omekšavanje (strain softnes) a iznad ove linije događa se očvršćavanje uzorka (strain hardening). Vodoravna linija naziva se krto-duktilni prijelaz (brittle-ductile transition). Ova linija predstavlja granicu između nestabilnog ponašanja sa povećanjem deformacije (krto ponašanje) i stabilnog ponašanja sa povećanjem deformacije (duktilno ponašanje).

σt D

h


Slika xxx Efekt bočnog naprezanja u troosnom pokusu na oblik kompletne krivulje i prijelaz iz krtog u duktilno pnašanje stijene 6.2.4 Efekti okoliša Na ponašanje stijene bitan utjecaj imaju i efekti okoliša. Naročito se među njima ističu efekti: • vlažnosti, • vremena, • temperature. Vlažnost Vlažnost uzorka utječe na kompletnu naponsko-deformacijsku krivulju nekih stijena jer se promjenom vlažnosti mijenja njihova deformabilnost, tlačna čvrstoća i postlomno ponašanje. Vlažnoet stijene vezana je za razne pojave a naročito se ističu: • isušivanje (desication) što dovodi do pojave negativnih pornih tlakova (suction), • raspucavanje (slaking) pod utjecajem sušenja i vlaženja, • bubrenje (swelling) kada stijena pod djelovanjem vode povećava volumen, • pojava pornih tlakova što vodi do poznatog koncepta efektivnih naprezanja (effective stress). Treba pomenuti i efekte smrzavanja porne vode, te utjecj kemizma podzemne vode na ponašanje stijena (otapanje stijena pod djelovanjem kiselina i slično).


Aksi

jaln

o na

prez

anje

σax

Duktilno

Krto

Povećanje bočnog naprezanja


6.2.5 Efekti vremena Tijekom pokusa tlačenja, mikrofrakturiranje se dešava u prijelomnom području kompletne krivulje i to u njenoj ranoj fazi. Veći dio prijelomnog područja kompletne krivulje smatra se područjem elastičnog ponašanja. Iako teorija elastičnosti ne uključuje efekt vremena, za oečkivati je da je prijelomna zona kompletne krivulje ovisna o vremenu zbog pojave mikrofrakturiranja. Četiri glavna vremenski ovisna efekta su: • brzina deformiranja (strain rate), • tečenje (creep)-stijena se deformira i kod stalnog naprezanja, • relaksacija (relaxation)-dolazi do smanjenja naprezanja u stijeni kada se nametnuta deformacija

održava stalnom, • zamor (fatigue)-dolazi do povećanja deformacije uslijed cikličke promjene naprezanja. 6.2.6 Efekti temperature Ispitivanja pokazuju da se sa povećanjem temperature reducira modul elastičnosti i tlačna čvrstoća stijene. Također, na visokim temperaturama dolazi do oštećenja mikrostrukture. 6.3 Kriteriji čvrstoće U literaturi se kriterij čvrstoće (strength criteria) nakada naziva kriterijem loma (failure criteria). Kriterij čvrstoće (strength criteria) je jednadžba koja se koristi za provjeru dali će se desiti lom pod djelovanjem tri glavna naprezanja koja se predviđaju na određenoj lokaciji. Poznato je da je tlačna čvrstoća stijene mnogo veća od vlačne (najmanje 8 puta). Također je poznato da se čvrstoća stijene povećava sa povećanjem bočnog naprezanja. To pokazuje da je za definiranje svih mogućih uvjeta loma potrebno izvesti više različitih pokusa. Potpuni kriterij loma može se prikazati kao površina u trodimenzionalnom naponskom prostoru kod koga se na svakoj od osi prikazuje jedan od tri glavna naprezanja. Površina dominantno leži u oktantu gdje vlada tlačenje, pošto stijena ima malu vlačnu čvrstoću. Različiti djelovi površine koja predstavlja kriterij čvrstoće rezultat su različitih vrsta pokusa. Točke A, B i C, predstavljau jednoosnu tlačnu čvrstoću a točke D, E i F jednoosnu vlačnu čvrstoću. Krivulje AG, BH i CI predstavljaju čvrstoću u uvjetima troosnog naprezanja (aksisimetrični pokus, σ2=σ3), a krivulje AB, BC i CA čvrstoću u uvjetima biaksijalnog tlačenja. Goodman (1980) definira kriterij čvrstoće kao promjenu vršne čvrstoće s promjenom bočnog naprezanja.


Slika XXX Kriterij čvrstoće u todimenzionalnom prostoru naprezanja Proces loma stijene je ekstremno kompleksan i ne može se prikazati jednostavnim modelom. Za rješavanje inženjerskih problema neophodno je predvidjeti dali postoje uvjeti za lom i kada će se on desiti. Tradicionalno je naprezanje smatrano uzrokom a deformacija posljedicom pri ispitivanju stijena. Kao posljedica toga bila je uporaba strojeva sa konstanim prirastom sile (naprezanja). Zato je i bilo prirodno prikazati čvrstoću stijene u obliku naprezanja koje vlada u uzorku u trenutku loma. Kako su pokusi jednoosnog i troosnog tlačenja najuobičajeniji pokusi u mehanici stijena, najčešće se kriterij čvrstoće prikazuje kao: čvrstoća=f(σ1, σ2, σ3) Uvođenjem krutih i servokontroliranih strojeva i preferiranja da se pokus kontrolira deformacijom, možda bi se kriterij čvrstoće trebao prikazati kao: čvrstoća=f(ε1, ε2, ε3) U praksi se koristi više različitih kriterija. Prikazat će se Coulomb-Mohrov kriterij i Hoek-Brownov je (empirijski) kriterij.


6.3.1.1 Coulombov-Mohrov kriterij Coulomb-Mohrov kriterij izražava odnos posmičnih i normalnih naprezanja u trenutku loma. Za dvodimenzionalni slučaj, stijena će se lomiti kod kritične kombinacije normalnih i posmičnih naprezanja:

nµσττ += 0 τ0=kohezija µ=koeficijent trenja

( ) βσστ 2sin21

31 −=

( ) ( ) βσσσσσ 2cos21

21

3131 −++=n

Jednadžbe za τ i σn su jednadžbe kruga u u (σ- τ) prostoru. Slika XXX Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće Cuolomb-Mohrov kriterij prikazuje se ravnom linijom koja tangira Mohrove krugove koji predstavljaju kritičnu kombinaciju glavnih naprezanja (vrijednosti glavnih naprezanja u trenutku loma)

c+= φστ tan gdje je: • Φ= kut unutarnjeg trenja, • c= kohezija, • τ=posmično naprezanje u trenutku loma ili posmična čvrstoća.

σ σ1 σ3 σu σt

Jednoosno tlačenje Jednoosni vlak

2β

Φ µ=tanΦ

τ0=c

Mohrova anvelopa

c

Kod loma 2β=90+Φ β= 45+Φ/2

τ

σ3 σ3

σ1

σ1

β

τ

σn


Sve kombinacije normalnih i posmičnih naprezanja koje leže ispod ovako definiranog kriterija predstavljaju stabilno stanje (neće doći do loma materijala). Ovim kriterijem može se prikazati i rezidualna čvrstoća stijene. U ovom slučaju krugovi se crtaju s vrijednostima glavnih naprezanja koji odgovaraju rezidualnoj čvrstoći iz postlomnog područja kompletne krivulje. Donja slika prikazuje rezultate serije od 7 troosnih pokusa (σ1≠σ2=σ3). Ovim rezultatima najbolje odgovara sljedeći Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće (koeficijent korelacije=0,9331):

59,4650,33tan += στ Slika XXX Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće u τ- σ dijagramu (program Rockdata)


Cuolomb-Mohrov -kriterij može se prikazati i u dijagramu glavnih naprezanja. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests (1983), Suggested Methods for Determining the Strength of the Rock Materials in Triaxial Compression (Revised version), Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 20, No 6, pp 283-290. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ str.176

gdje je: • σci=jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene • k-kut nagiba linije σ1’- σ3’ • c’=kohezija

Ako se rezultati pokusa prikažu u dijagramu: (σ1’+σ3’)/2-(σ1’-σ3’)/2, Mohr-Coulombovi parametri, kohezija i kut trenja računaju se na sljedeći način:

σ1’

σci

k

σ3’

'' 31 σσσ kci +=

11sin'

+−

=kkarcφ

kc ci

ci 2'cos2'sin1'

σφφσ =

−=


6.3.1.2 Hoek-Brownov kriterij čvrstoće Oslanjajući se na rezultate ispitivanja i teorijsko iskustvo s mehanikom frakturiranja stijene, Hoek i Brown su eksperimentirali s brojnim paraboličnim krivuljama kako bi pronašli jednu koja dobro koincidira sa originalnom Grifith-ovom teorijom. Autori su istraživali kriterij postupkom pokušaja i pogreške te su konačno 1980. godine predložili sljedeći kriterij čvrstoće za intaktnu stijenu:

5,0'3'

3'1 1

++=

ciici mσσ

σσσ

• σ1’=veće glavno efektivno naprezanje u trenutku loma • σ3’=manje glavno efektivno naprezanje u trenutku loma • σci=jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene • mi=konstanta intaktne stijene Da bi se definirao kriterij čvrstoće poterbno je obaviti više pokusa pri troosnom tlačenju sa različitim bočnim naprezanjima (norme predviđaju najmanje 5 uzoraka iste stijene). Ako su ispitane i jednoosna tlačna i vlačna čvrstoća, i one se mogu uključiti u definiranje kriterija čvrstoće (pokus jednoosnog tlačenja je poseban slučaj troosnog pokusa kod koga je bočno naperzanje jednako nuli). Na osnovi ovih rezultata mogu se definirati parametri potrebni za opis kriterija čvrstoće. Za stijenu sa donje slike, izračunat je parametar mi=6,65 i jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene σci=168,38MPa, te za nju vrijedi ovaj kriterij čvrstoće:

5,0'3'

3'1 1

38,16865,638,168

++=

σσσ

Slika XXX Hoek-Brownov kriterij čvrstoće u σ1- σ3 i τ- σ dijagramu (program Rockdata)


U dijagramu σ1- σ3 prikazana je tzv. Mogijeva linija koja razdvaja područje duktilnog i krtog ponašanja stijene. Mogijeva linija definirana je odnosom: σ1=3,4 σ3 Treba napomenuti da Hoek-Brownov kriterij vrijedi samo za uvjete u kojima se stijena ponaša krto. 6.4 Rječnik

Čvrstoća (strength) Maksimalno naprezanje koje materijal može podnijeti bez loma za bilo koji tip opterećenja (ISRM, 1975).

Duktilnost (ductility)- uvjet u kojem materijal trpi stalnu deformaciju bez gubljenja sposobnosti da se odupre opterećenju (ISRM, 1975).

Deformabilnost (deformability)

Deformabilnost (deformability) se može opisati kao lakoća kojom se stijena može deformirati

Deformacija (deformation)

Deformacija (deformation) se definira kao promjena oblika (ekspanzija, sažimanje (contraction) ili neki drugi oblik distorzije (distortion)). Obično se dešava kao odgovor na djelovanje opterećenja ili naprezanja ali može biti i posljedica promjene temperature ili vlažnosti (bubrenje ili skupljanje (swelling or shrinkage)). Deformacija (deformation) se mjeri u jedinicama duljine (m) ali se obično izražava kao neimenovani broj i tada se zove deformacija (strain).

Deformacija (strain) Deformacija (strain) predstavlja odnos promjene duljine nekog elementa i njegove originalne duljine.

Distorzija (distortion) Promjena oblika krutog tijela. (ISRM, 1975). Elastičniost (elasticity) Svojstvo materiajla koji se vraća u originalni oblik nakon rasterećenja (ISRM,

1975). Intaktna stijena Intaktna stijena (intact rock) je materijal stijenske mase, tipično predstavljen

cijelom jezgrom iz bušotine koja ne sadrži guste strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975).

Kriterij loma (failure criterion)-

Teorijski ili empirijski izvedeni odnosi naprezanja ili deformacija koji karakteriziraju pojavu loma u stijeni (ISRM, 1975).

Krti lom (brittle fracture)

Iznanadni lom sa cjelokupnim gubitkom kohezije uzduž plohe (ISRM, 1975).

Krutost (stiffness) Krutost (stiffness) se može opisati kao otpor deformiranju. Krutost je pojam inverzan pojmu-deformabilnost.(Franklin J.A., Dusseault, M.B., 1989. p.271).

Naprezanje (stress) Sila koja djeluje okomito na plohu elementa, podjeljena sa površinom elementa (ISRM, 1975).

Relaksacija (relaxation) Relaksacija (relaxation) je definirana kao redukcija naprezanja kod konstantne deformacije; Oslobađanje naprezanja usljed tečenja (ISRM,1975).

Tečenje (creep) Tečenje (creep) je definirano kao kontinuirano povećanje deformacije kod konstantnog naprezanja

Zamor (fatigue) Postoji povećanje deformacije (smanjenje čvrstoće) usljed cikličkih promjena naprezanja

tečenje

relaksacija

Naa

prez

anje

Deformacija


6.5 Literatura Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and Unwin

(Publishers) Ltd, 527 p. Fairhurst, C., E., Recent development in Laboratory Testing of Geotechnical and Construction Materials (MTS

Systems Corporationa) Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p. (pp. 281-

285). Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. 183-184. Harrison, J.P., Hudson, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illustrative Worked Exsamples, Pergamon, 506 p. Hoek, E., Brown, E.T., (1980), Underground excavation in Rock, The Institute of Mining and Metallurgy, London,

527 p. Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock, Balkeme, 215 p. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Hudson, J.A. and Harrison J.P.,2000, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon,

444 p. Hudson, J.A., (1989), Rock Mechanics Principles in Engineering Practice, CIRIA, 72 p. Hudson, J.A., (editor-in-chief), (1993), Comprehensive Rock Engineering, Volume 1,2,3,4 i 5 Jaeger, C., (1979), Rock Mechanics and Engineering, second edition, Cambridge University Press, 523 p. Jumikis, A.R., (1979), Rock Mechanics, Trans Tech Publucation, Series on Rock and Soils Mechanics, Vol.3.

(1978/79) No5. Obert, L., Duvall, W. I., (1967) Rock Mechanics and the Design of Structures in Rock, John Wiley and Sons, 650 p Sheorey, P.R., 1997, Empirical failure Criteria, Balkema, 176 p. Stagg, K.G., Zienkiewicz, O.C., (1968) Rock Mechanics in Engineering Practice, John Wiley and Sons, 442 p. Thuro, K., Plinninger, R.J., Zah, Schutz, S., 2001, Scale Effects in Rock Strength Properties. Part 1: Uncconfined

Compressive strength test and Brazilian Test, Rock Mechanics-a Challenge for Socety, Proceedings of the regional Symposium Eurock 2001, Finland, pp. 169-174

Thuro, K., Plinninger, R.J., Zah, Schutz, S., 2001a, Scale Effects in Rock Strength Properties. Part 2: Point Load test and Point Load Strength Index, Rock Mechanics-a Challenge for Socety, Proceedings of the regional Symposium Eurock 2001, Finland, pp. 175-180.

Norme i preporuke ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1974), Suggested Methods for Determining

Shear Strength. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978b), Suggested Methods for Determining

Tensile Strength of Rock Materials, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 99-103.

ISRM Comission on Standardization of Laboratory and field test. (1979a), Suggested Methods for Determining the Uniaxial Compressive strength and Deformability of Rock Materials, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Vol. 16, pp 135-140.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests (1983), Suggested Methods for Determining the Strength of the Rock Materials in Triaxial Compression (Revised version), Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 20, No 6, pp 283-290.

ISRM, Commission on Testing Methods, Working Group on Revision of the Point Load Test Method (1985), Suggested Methods for Determining Point Load Strength, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 22, No 2, pp 51-60.

ISRM Suggested Method for the Complete Stress-Strain Curve for Intact Rock in Uniaxial Compression, 1999. ISRM, Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english, french,

germany). ASTM D-2938Standard Test Method for Unconfined Compressive Strength of Intact Rock Core Specimens ASTM D 3148 Standard Test Method for Elastic Moduli of Intact Rock Core Specimens in Uniaxial Compression ASTM D 2664 Standard Test Method for Triaxial Compressive Strength of Undrained Rock Core Specimens

Without pore Pressure Measurements ASTM D 5407 Standard Test method for Elastic Moduli of Undrained Intact Rock Core Specimen in Triaxial

Compression Without Pore Pressure Measurement ASTM D 4543 Practice for Preparing Rock Core Specimens and Determining Dimensional and Shape Tolerances


Ivan Vrkljan

7 Diskontinuiteti

Diskontinuiteti kontroliraju ponašanje stijenske mase što je naročitoje izraženo pri niskim nivoima naprezanja. Opisana su osnovna svojstva diskontinuittta koje treba odrediti tijekom istražnih radova kao i način

određivanja njihove posmične čvrstoće.

7-Diskontinuiteti.doc


7 Diskontinuiteti

7.1 Uvod.................................................................................................................................3 7.2 Ispucalost stijenske mase kao cjeline ...................................................................................4

7.2.1 Intenzitet ispucalosti ......................................................................................................4 7.2.1.1 Veličina bloka (block size) .....................................................................................4 7.2.1.2 RQD-Rock Quality designation indeks ....................................................................4 7.2.1.3 Volumna zastupljenost pukotina .............................................................................5

7.2.2 Oblik bloka ...................................................................................................................6 7.2.3 Identifikacija skupova diskontinuiteta .............................................................................6

7.3 Karakteristike pojedinog skupa diskontinuiteta ....................................................................6 7.3.1 Tipovi skupova ..............................................................................................................6

7.3.1.1 Rasjedi i pukotine ..................................................................................................6 7.3.1.2 Međuslojni diskontinuiteti ......................................................................................7 7.3.1.3 Klivaž ...................................................................................................................7 7.3.1.4 Ostali diskontinuiteti ..............................................................................................7

7.3.2 Orijentacija....................................................................................................................7 7.3.3 Razmak.........................................................................................................................9 7.3.4 Kontinuiranost ...............................................................................................................9 7.3.5 Karakteristike ploha diskontinuiteta ................................................................................9

7.3.5.1 Hrapavost..............................................................................................................9 7.3.5.2 Čvrstoća zidova .....................................................................................................9

7.3.6 Karakteristike razdvajanja ..............................................................................................9 7.3.6.1 Zjev i širina diskontinuiteta ....................................................................................9 7.3.6.2 Ispuna .................................................................................................................10 7.3.6.3 Curenje i vlažnost ................................................................................................10

7.4 Mehanička svojstva..........................................................................................................10 7.4.1 Krutost (stiffness) diskontinuiteta..................................................................................10 7.4.2 Čvrstoća diskontinuiteta ...............................................................................................12

7.4.2.1 Određivanje posmične čvrstoće po Bartonu ...........................................................15 7.4.2.2 Utjecaj tlaka vode ................................................................................................21 7.4.2.3 Ekvivalentna (instantaneous; apparent) kohezija i kut trenja....................................21


7 Diskontinuiteti 3

7.1 Uvod U poglavlju koje opisuje ponašanje intaktne stijene istaknuta je deformabilnost, odnosno krutost (stiffnes), kao osnovno svojstvo definirano Youngovim modulom. U prijelomnom području kompletne naponsko-deformacijske krivulje, intaktna stijena se ponaša manje-više elastično. Istinski elastičan materijal ne apsorbira energiju, on reagira na opterećenje trenutno i može na sebe preuzeti bilo koje opterećenje. Ako bi se stijena ponašala na ovaj način, onda nebi bilo problema niti sa iskopom a niti sa lomom. Naime, do loma nebi dolazilo bez obzira na nivo naprezanja. Međutim kao što to pokazuje kompletna naponsko-deformacijska krivulja intaktne stijene, stijena se pri nekom nivou naprezanja lomi i ima određena mehanička svojstva i nakon loma (pstlomnu deformabilnost I čvrstoću). Ova činjenica ima dvije posljedice :

• Kroz geološku povijest stijena se lomila i na taj način su formirani rasjedi (faults) i pukotine (joints).

• Rasjedi i pukotine mogu biti “slabe veze” u strukturi stijene. Tijekom geološke povijesti stijena je bila izložena orogenezi i nekim drugim procesima naprezanja što je rezultiralo njenim frakturiranjem u blokove različite veličine i oblika. Često puta je struktura stijenske mase vrlo kompleksna kao što to pokazuje slika xxx. Slika XXX Kompleksna struktura stijenske mase kao posljedica naprezanja tijekom geološke povijesti Između termina “diskontinuitet” (discontinuity) i “fraktura” (fracture), Međunarodno društvo za mehaniku stijena se odlučilo za diskontinuitet kao kolektivni termin za većinu tipova pukotina, slabih međuslojnih ploha, slabih ploha škriljavosti, oslabljenih zona i rasjeda. Diskontinuitet (discontinuity)-Opći naziv za bilo koji mehanički diskontinuitet 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). Na kraju ovog poglavlja dane su definicije strukturnih elemenata stijenske mase kojima se opisuje njena diskontinuiranost. Da bi se opisala stijenska masa, pored karakteristika intaktne stijene treba prikupuiti i podatke o njenoj ispucalosti.

• Za opis jedne getehničke jedinice (GMU-Geotechnical Mapping Units) kao cjeline, treba odrediti intenzitet ispucalosti stijenske mase. Intenzitet ispucalosti opisuje se sljedećim svojstvima:

o Veličina bloka, RQD i oblik bloka


o Broj i tipove skupova diskontinuiteta

• Za opis svakog skupa diskontinuiteta unutar jedne getehničke jedinice, treba odrediti: o Orijentaciju (orientation) o Razmak (spacing) o Kontinuiranost (persistence) o Površinsku teksturu o Hrapavost (roughness) o Zjev i širinu (aperture and witdh) o Ispunu (filling) o Čvrstoću zidova (wall strength) o Curenej (seepage)

7.2 Ispucalost stijenske mase kao cjeline 7.2.1 Intenzitet ispucalosti 7.2.1.1 Veličina bloka (block size) Veličina bloka u strukturi stijenske mase analogna je veličini zrna u teksturi stijene (često na mikroskopskoj skali). Blok nastaje kao posljedica presjeacnja više skupova diskontinuiteta, pa veličina bloka ovisi o međusobnoj orijentaciji skupova kao i razmaku diskontinuiteta u pojedinom skupu. Pojedinačni diskontinuiteti mogu izazvati daljnje smanjenje dimenzija blokaova. 7.2.1.2 RQD-Rock Quality designation indeks RQD indeks u praksu je uveo Deere (1967) radi kvantitativne procjene kvalitete stijenske mase iz jezgre bušotine. RQD je definiran kao postotak komada intaktne jezgre duljih od 10 cm u odnosu na ukupnu duljinu. Često puta postoji potreba za izračunavanjem RQD indeksa na lokacijama gdje nisu izvene istražne bušotine. Ako je stijenska masa vidljiva na izdanccima ili u iskopu, RQD se može izračunati iz broja diskontinuiteta po jedinici volumena .

Singh i Goel (1982) pokazuju i mogućnost izračunavanja RQD indeksa iz odnosa brzina prostiranja valova u intaktnom uzorku i stijenskoj masi.

7 Diskontinuiteti 5

Slika XXX Postupak mjerenja i izračunavanja RQD indekasa (Deere, 1968)

Klasa broj RQD (%) Kvalitet stijenske mase

1 <25 Vrlo slaba (Very poor)

2 25-50 Slaba (Poor)

3 50-75 Povoljna (Faair)

4 75-90 Dobra (Good)

5 90-100 Vrlo dobra (Excellent) 7.2.1.3 Volumna zastupljenost pukotina Površinaka i volumna gustoća ispucalosti može se izraziti u obliku srednjeg broja diskontinuiteta na jediničnu površinu ili jedinični volumen stijenske mase.

L=38 cm

L=17 cm

L=0

L=20 cm

L=35 cm

Prekid bušenja

L=0 Nije izvađena jezgra

L= 2

m

10010×

Σ=

jezgreduljinaaUkupncmodduljihfragmenataRQD

%55100200

35201738=×

+++=RQD


7.2.2 Oblik bloka Većina stijenskih masa ima karakterističan oblik bloka koji ovisi o broju skupova diskontinuiteta te njihovoj orijentaciji i razmaku. 7.2.3 Identifikacija skupova diskontinuiteta Skup diskontinuiteta sastoji se od pojedinačnih diskontinuiteta sličnih fizikalnih i mehaničkih karakteristika koji su približno paralelni. Svi diskontinuiteti u nekom području mogu se grupirati u dva ili više skupova diskontinuiteta koji svi zajedno čine sistem diskontinuiteta (Franklin i Dusseault, 1989, p. 55; ISRM, 1978. p. 321; Hudson i Harrison, 200, p. 124). U stijenskoj masi mogu se pojaviti i diskontinuiteti koji ne pripadaju niti jednom od skupova (pojedinačni diskontinuiteti) (ISRM, 1978). 7.3 Karakteristike pojedinog skupa diskontinuiteta 7.3.1 Tipovi skupova Kao što se intaktna stijena opisuje njenim imenom, tako svakom skupu diskontinuiteta treba pridružiti ime koje govori o njegovoj genezi. To svaki puta nije jednostavno čak ni iskusnim geolozima. 7.3.1.1 Rasjedi i pukotine Tijekom geološke povjesti stijena je bila izložena različitim naprezanjima koja su premšivala njenu čvrstoću. Posljedica dejlovanja ovih naperzanja bilo je stvaranje brojnih diskontinuiteta. Diskontinuiteti su nastajali na jedan od načina prikazanih na slici xxx. Slika XXX Nastajanje diskontinuiteta

Frakturiranje stijena vlačnim naprezanjem

Frakturiranje stijena posmičnim naprezanjem

7 Diskontinuiteti 7

Kao što se vidi, diskontinuiteti su nastajali kao posljedica djelovanja vlačnih i posmičnih naprezanja. Ovo ima za posljedicu nastajanje dva osnovna tipa diskontinuiteta: 1. Pukotine (joints) su posljedica djelovanja vlačnih naprezanja 2. Posmične zone ili rasjedi (shear zone or faults) posljediac su posmičnih naprezanja 7.3.1.2 Međuslojni diskontinuiteti Sloj (bed) je geološko tijelo uglavnom jednolična sastava po cijeloj debljini, koje je od sedimenata u u krovini i podini odvojeno diskontinuitetima, bilo zbog promjene granulometrijskog ili mineralnog sastava bilo orijentacijom ili načinom pakovanja sastojaka, bilo promjenmom litološkog sastava ili otvorenim međuslojnim plohama. (Tišljar, 1993, str. 32). 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.(Tišljar, 1993, str. 33). 7.3.1.3 Klivaž Klivaž je posljedica deformiranja stijene tijekom metamorfizma. Obilježen je subparaelnom orijentacijom minerala koji rekristaliziraju približno okomito na maksimalna tlačna naprezanja. Klivaž (cleavage)-Tendencija kalanja ili pucanja uzduž jasnih paralelnih ploha koje mogu biti jako nagnute u odnosu na slojevitost. To je sekundarno obilježje strukture i obično je povezano sa rekristalizacijom stijene (ISRM, 1985). 7.3.1.4 Ostali diskontinuiteti 7.3.2 Orijentacija Orijentacija (orientation)-Položaj diskontinuiteta u prostoru. (ISRM, 1978). Orijentacija diskontinuiteta izražava se sa tri veličine:

• Pružanje (strike) (0) • Nagib (dip) (0) • Pravac nagiba (dip direction) (0)

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.

Drugi način je praktičniji za inženjersku praksu.


Slika XXX Elemnti orijentacije izraženi preko pružanja i nagiba (ISRM, 1978) Slika XXX Elemnti orijentacije izraženi preko nagiba i pravca nagiba

Pružanje= Pravac nagiba+900 (Strike)

Pravac nagiba (Dip Direction;

Azimuth)

Nagib (Dip)

Sjever (North)

Reversno pružanje= Pravac nagiba-900

(Reverse strike)

α

β=nagib

Pravac nagiba N

α =pružanje (strike) β = nagib (dip) Pravac nagiba= α-900 (dip direction)

N

α

β=nagib Pravac nagiba

α =pružanje (strike) β = nagib (dip) Pravac nagiba= α+900 (dip direction)

7 Diskontinuiteti 9

7.3.3 Razmak Razmak (spacing)-Srednja udaljenost dva susjedna diskontinuiteta u jednom skupu, mjerena normalno na plohe diskontinuiteta (Franklin i Dusseault, 1989, p. 62). 7.3.4 Kontinuiranost Kontinuiranost (persistence)-Duljina diskontinuiteta na plohi promatranja (ploha iskopa ili plaha prirodnog izdanka stijenske mase) (ISRM, 1978). Kontinuiranost se može definirati i kao postotak segmenata diskontinuiteta na ukupnoj površini mjerenja u ravnini diskontinuiteta. Kaže se da diskontinuitet ima 100% kontinuiranost ako se proteže preko cijele plphe promatranja (Franklin i Dusseault, 1989, p. 64) 7.3.5 Karakteristike ploha diskontinuiteta 7.3.5.1 Hrapavost 7.3.5.2 Čvrstoća zidova Čvrstoća zidova (wall strength)-Tlačna čvrstoća stijene u zidovima diskontinuiteta. Može biti manja od čvrstoće intaktne stijene zbog alteracije i oštećenja u zoni diskontinuiteta. Ovo je važan parametar za posmičnu čvrstoću diskontinuiteta ako su zidovi diskontinuitata u kontaktu. 7.3.6 Karakteristike razdvajanja 7.3.6.1 Zjev i širina diskontinuiteta Zjev (Aperture)-Okomiti razmak između susjednih zidova diskontinuiteta. Prostor između zidova ispunjen je zrakom ili vodom. Ako je prostor između zidova ispunjen sa tlom ili stijenom, onda se ovaj razmak zove širina diskontinuiteta (width) (ISRM, 1978). Slika XXX Tipovi diskontinuiteta

Zatvoreni diskontinuitet

Zjev (aperture)

Otvoreni diskontinuitet

Širina (width)

Ispunjeni diskontinuitet


7.3.6.2 Ispuna Ispuna (filling)-Materijal koji razdvaja susjedne zidove diskontinuiteta i koji je uobičajeno slabiji od stijene u zidovima. Tipični materijali ispune su: pijesak, silt, glina, breča, milonit i slično (ISRM, 1978). 7.3.6.3 Curenje i vlažnost Curenje (seepage)-Tečenje vode i vlaženje vidljivo u pjedinom diskontinuitetu ili u stijenskoj masi kao cjelini (ISRM, 1978). 7.4 Mehanička svojstva 7.4.1 Krutost (stiffness) diskontinuiteta

Deformabilnost (deformability) opisuje lakoću deformiranja i obrnuto, krutost (stiffness) opisuje otpornost deformiranju. Što je veća krutost manja je deformabilnost i obrnuto. Iz normalnih i posmičnih sila, računaju se normalna i posmična naprezanja djelenjem sile i nominalne površine diskontinuiteta. Deformiranje se uvijek prikazuje kao pomak (jedinica duljine) a ne kao deformacija (neimenovan broj) jer se ne može definirati dužina pomoću koje bi se dobila deformacija. Zbog toga se krutost diskontinuiteta (stiffness) izražava u MPa/m a ne u MPa kao što je to slučaj kod intaktne stijene. Treba primjetiti da se diskontinuitet 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.

7 Diskontinuiteti 11

Ponašanje diskontinuiteta pri tlačnom, vlačnom i posmičnom naprezanju

Vrsta naprezanja Skica Dijagram ponašanja

Tl

ačno

nap

reza

nje

Vlačn

o na

prez

anje

Posm

ično

nap

reza

nje

Slika XXX Ponašanje diskontinuiteta pri tlačnom, vlačnom i posmičnom naprezanju

Pomak δ

σ Čvrstoća intaktne stijene

σ

σ

Pomak δ

σPrema definiciji, diskontinuiteti nemaju vlačnu čvrstoću

σ

σ

τ

τ Pomak δ

τ


7.4.2 Čvrstoća diskontinuiteta

Na malim dubinama, gdje su primarna naprezanja niska, lom intaktne stijene dešava se samo izuzetno i malog je opsega te je ponašanje stijenske mase kontrolirano klizanjem po diskontinuitetima. Da bi se mogla analizirati stabilnsot bloka omeđenog diskontinuitetima, neophodno je poznavati čimbenike koji kontroliraju posmičnu čvrstoću diskontinuiteta (Hoek, p.60). Posmična čvrstoća ravnih površina Pretpostavimo da su na seriji uzoraka koji imaju cementirani diskontinuitet u sebi, obavljeni pokusi izravnog posmika. Diskontinuitet je ravan (ne sadrži nepravilnosti i nije valovit). Na uzorak djeluje normalno naprezanje σn koje je okomito na plohu diskontinuiteta a mjeri se posmično naprezanje τ koje je potrebno da izazove pomak δ. Posmično naprezanje će se povećavati dok se ne dostigne vršna čvrstoća. Ako se nastavi pomjeranje gornje polovine uzorka, posmično naprezanje će pasti na tzv. rezidualnu vrijednost koja će ostati stalna i kod velikog pomaka δ. Ako se pokus izvede na više uzoraka s različitim normalnim naprezanjima, moguće je dobiti kriterije vršne i rezidualne čvrstoće u τ-σn dijagramu. Kod ravnih diskontinuiteta kriterij čvrstoće biti će uglavnom ravna linija. Odnos vršne posmične čvrstoće τp i normalnog naprezanja σn može se prikazati Mohr-Coulombovim kriterijem čvrstoće:

φστ tannp c += gdje je

c-kohezija (kohezivna čvrstoća cementirane plohe diskontinuiteta) Φ-kut trenja

U slučaju rezidualne čvrstoće, kohezija pada na nulu pa se kriterij čvrstoće može prikazati kao odnos: rnr φστ tan=

gdje je: Φr-rezidualni kut trenja


Sliak XXX Ispitivanje posmične čvrstoće diskontinuiteta Na ovaj je način ilustrirano fizikalno značenje kohezije, termina koji je preuzet iz mehanike tla. Kod tla, kohezija je posljedica adhezije između čestica tla. U mehanici stijena se prava kohezija pojavljuje pri posmiku cementiranih ploha. Kao što će se kasnije vidjeti kohezija je kod neravnih diskontinuiteta posljedica njhove hrapavosti. Jednoastavno, kohezija je odsječak na osi (τ) gdje je normalno naprezanje jednako nuli. Bazični kut trenja Φb je vrlo bitan pojam za razumjevanje posmične čvrstoće diskontinuiteta. On je približno jednak rezidualnom kutu trenja Φr ali se općenito mjeri na prerezanoj intaktnoj stijeni. Kriterij čvrstoće vještački formiranog diskontinuiteta je:

bnr φστ tan=

Tijekom 1960-tih i 1970-tih izvedeni su mnogi in situ pokusi na velikim uzorcima. Hoek preporuča da se ovi vrlo skupi pokusi koje je vrlo teško interpretirati, zamjene s većim brojem ispitivanja u laboratoriju na manjim uzorcima. Danas se veliki in situ pokusi izravnog posmika rijetko izvode. Posmična čvrstoća hrapavih površina Prirodni diskontinuiteti u čvrstoj stijeni nikada nisu ravni kao da su pilom prerezani. Valovitost (undulation) i neravnost (asperity) na prirodnom diskontinuitetu ima značajan utjecaj na njegovo ponašanje pri posmiku. Općenito, površinska hrapavost (roughness) povećava posmičnu čvrstoću diskontinuiteta što je izrazito važno za stabilnost iskopa u stijenskoj masi.

σn

Posmično naprezanje τ

Normalno naprezanje σn

τ

Pomak δ

Pomak δ

Pos

mič

no n

apre

zanj

e τ

σn1

σn2

σn3

c

σn1 σn2 σn3

Pos

mič

no n

apre

zanj

e τ

Vršna čvrstoća

Rezidualna čvrstoća

Φ

Φr

Normalno naprezanje


Patton (1966) pokazuje ovaj utjecaj pomoću pokusa koji je izveo na diskontinuitetu u obliku pile. Posmični pomak ovog uzorka izaziva dilataciju (povećanje volumena) uzorka. Posmična čvrstoća Pattonovog uzorka može se prikazati kao

( )ibn += φστ tan

gdje je: Φb -bazični kut trenja i-nagib nazubljene površine Slika XXX Patonov eksperiment posmične čvrstoće nazubljenog diskontinuiteta Posmična naprezanja kod normalnih naprezanja većih od (σ0) izazvat će lom “zubi” te će drugi drugi pravac na gornjoj slici predstavljati posmičnu čvrstoću intaktne stijene.

Pos

mič

no n

apre

zanj

e τ


Posmik po hrapavoj plohi

Slom intaktne stijene

(Φb+i)

σn>σ0 Posmična čvrstoća intaktne stijene (dolazi do sloma «zubi»)

σn<σ0 Posmična čvrstoća

nazubljenih ploha (gornja polovina uzorka dilatira)

σ0

σn

σn

τ

τ

iτ

σn

τ

σn

τ

τ


7.4.2.1 Određivanje posmične čvrstoće po Bartonu Pattonova jednadžba 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 mjenja postupno s povećanjem normalnih naprezanja a ne skokovito kao u njegovom eksperimentu. Barton je sa suradnicima u većem broju članaka (1973, 1976, 1977, 1990) prezentirao rezultate proučavanja većeg broja prirodnih diskontinuiteta i predložio da se Pattonova jednadžba preuredi u oblik

+=

nbn

JCSJRCσ

φστ 10logtan

gdje je:

Φb -bazični kut trenja JRC-koeficijent hrapavosti (Joint Roughness Coefficient) JCS-tlačna čvrstoća zidova diskontinuiteta (Joint wall Compressive Strength) Bazični kut trenja može se odrediti pomoću “tilt” pokusa. 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. 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. : Slika XXX “Tilt” pokus za određivanje bazičnog kuta trenja

α )tan155,1(tan 1 αφ −=b


Određivanje JRC na terenu Koeficijent hrapavosti JRC je broj koji se dobije poređenjem promatrane površine diskontinuiteta sa standardnim profilom publiciranim od strane Bartona i drugih. Najčešće se koriste profili koje su objavili Barton i Chubey (1977). Slika XXX Profili hrapavosti i odgovarajuće JRC vrijednosti (Barton and Cchoubey, 1977) Postupak se svodi na vizualnu usporedbu hrapavosti diskontinuiteta za koji se želi odrediti posmična čvrstoća i ovih profila sa slike. Ovaj način je primjenjiv na male laboratorijske uzorke. Međutim, na terenu diskontinuitet može biti dugačak više metera ili čak desetine metara i vrijednost JRC mora bit određena za ovu veličinu diskontinuiteta.


Slika XXX Alternativna metoda određivanja JRC mjerenjem amplitude hrapavosti u odnosu na referntnu ravnu crtu (Barton, 1982)

Duljina profila

Amplituda neravnina (mm)Referentna crta

Duljina profila (m)

Am

plitu

da n

erav

nina

(mm

)

Koe

ficije

nt h

rapa

vost

i (JR

C)


Određivanje JCS na terenu Međunarodna udruga za mehaniku stijena objavila je preporučenu metodu za određivanje tlačne čvrstoće zidova diskontinuiteta (ISRM, 1978). Korištenje Schmidtovog čekića koji radi na principu odskoka, predložili su Deere i Miller(1966). Sliak XXX Određivanje tlačne čvrstoće zidova diskontinuiteta iz Schmidtove tvrdoće Utjecaj mjerila promatranja na JRC i JCS Na osnovi mnogobrojnih ispitivanja pukotina, modela pukotina i pregleda literature, Barton i Bandis (1982) predložili su sljedeću korekcija za JRC koja uzima u obzir efekt mjerila.

OJRC

o

non L

LJRCJRC

02,0−

=

gdje je: JRC0 i L0 (duljina)-Vrijednosti koje se odnose na skalu od 10 cm JRCn i Ln - Vrijednosti koje se odnose na veličinu bloka u prirodi

Srednja disperzija čvrstoće za većinu stijena (MPa)

Jedn

oosn

a tlačn

a čv

rstoća

Jedi

ničn

a te

žina

stij

ene

(kN

/m3 )

Orij

enta

cija

če

kića

Schmidtova tvrdoća-Čekić tipa L


Kako je veća vjerojatnost oslabljenja velikih površina, vjerojatno dolazi i do smanjenja tlačne čvrstoće zidova diskontinuiteta s povećanjem mjerila. Barton i Bandis (1982) predložili su sljedeću korekcija za JCS koja uzima u obzir efekt mjerila.

OJCS

o

nOn L

LJCSJCS

03,0−

=

gdje je: JCS0 i L0 (duljina)-Vrijednosti koje se odnose na skalu od 10 cm JCSn i Ln - Vrijednosti koje se odnose na veličinu bloka u prirodi Posmična čvrstoća ispunjenih diskontinuiteta Sve naprijed rečeno odnosi se na posmičnu čvrstoću kada je kontakt zidova ostvaren po cijeloj plohi diskontinuiteta. Posmična čvrstoća diskontinuiteta drastično opada kada na dijelu ili na ukupnoj površini zidovi diskontinuiteta nisu u kontaktu već se između njih nalazi mekana ispuna ili glina. Kod valovitih diskontinuitata, posmična čvrstoća diskontinuiteta identična je posmičnoj čvrstoći ispune ako je debljina ispune veća od amplitude neravnina. U ovom slučaju u laboratoriju se ispituje posmična čvrstoća ispune i njena vrijednost se pripisuje čvratoći diskontinuietata.


Slika XXX Posmična čvrstoća ispunjenih diskontinuiteta i materijala ispune (Barton 1974)


7.4.2.2 Utjecaj tlaka vode Voda u stijenskoj masi reducira normalna naprezanja u diskontinuitetu. U uvjetima kada nema tečenja vode, reducirano normalno naprezanje definirano je kao:

( )unn −= σσ ' gdje je: u-tlak vode Reducirano normalno naprezanje obično se naziva efektivno normalno naprezanje. U svim naprijed napisanim jednadžbama treba, u slučaju pojave vode u diskontinuitetu, za normalno naprezanje umjesto σn koristiti σn’. 7.4.2.3 Ekvivalentna (instantaneous; apparent) kohezija i kut trenja Mnoge analize u mehanici stijena za izračunavanje faktora sigurnosti protiv klizanja koriste Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće koji je opisan kohezijom i kutem trenja (linearni kriterij). Praksa pokazuje da je odnos posmičnih i normalnih naprezanja točnije opisan nelinearnim kriterijem čvrstoće kao što je Bartonov kriterij. Kako Bartonov kriterij nije prikazan u obliku kohezije i kuta trenja, korisno je naći način za određivanje ekvivalentne kohezivne čvrstoće (kohezije) i kuta trenja. Donja slika prikazuje trenutačnu koheziju ci itrenutačni kut trenja Φi za normalno naprezanje σn. Ove vrijednosti definirane su tangentom na kriterij čvrstoće za odabrano normalno naprezanje. Sa ovako definiranim vrijednostima kohezije i kuta trenja može se koristiti Mohr-Couombov kriterij čvrstoće. Pri tome treba paziti da odabrana vrijednost normalnog naprezanja σn bude čim bliže onoj koja vlada plohi loma na terenu. Slika XXX Definiranje trenutačne kohezije ci i trenutačnog kuta trenja Φi za nelinearni kriterij čvrstoće U tipičnim primjerima iz prakse, može se koristiti spreadsheet program za rješenje jednadžbe Bartonovog kriterija i za proračun trenutačne kohezije i kuta trenja.

=

ni ∂σ

∂τφ arctan

+

+−

+= 1logtan

10ln180logtan 10

210 b

nb

nn

JCSJRCJRCJCSJRC φσ

πφσ∂σ

∂τ

Pos

mič

nona

prez

anjeτ

Normalno naprezanje σ

Фi

σn

ci

φστ tannc +=


Ekvivalentna kohezija se računa iz izraza:

inic φστ tan−=

Bartonov kriterij ne vrijedi za σn=0. On nema praktičko značenje za

010 70log ≥

+

nb

JCSJRCσ

φ

Ovo ograničenje može se koristiti za određivanje minimalne vrijednosti σn Gornja granica za σn.je

JCSn =σ 7.5 Rječnik crack—a small fracture, that is, small with respect to the scale of the feature in which it occurs. (ISRM) Diskontinuitet (discontinuity)-Opći naziv za bilo koji mehanički diskontinuitet 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).

Elastičnost (elasticity)-Odnos naprezanja i deformacija je vremenski neovisan (tj. σ=Sε, gdje je S matrica elastičnih svojstava-compliance). Cjelokupna energija deformiranja je povratna. U ovom kontekstu se pretpostavlja da elastični materijal ostaje elastičan i na taj način ima beskonačnu čvrstoću.

Fissure—a gapped fracture. (ISRM,1975) Folijacija (eng. foliation) je strukturno obilježje stijena koje uključuje ravnomjeran, pravilan, i paralelan

raspred planarnih strukturnih elemenata koji gotovo u potpunosti prožimaju volumen stijene. Primarni tip folijacije u sedimentim stijenama je slojevitost. Najčešći sekundarni tipovi folijacija su klivaž i škriljavost (Benac, 2003).

Folijacija (foliation)- Donekle laminirana struktura koja je posljedica segregacije različitih minerala u slojeve paralelne škriljavosti (schistosity) (ISRM, 1975).

Fraktura (fracture)-Opći termin za bilo koji mehanički diskontinuitet u stijeni (pukotine, rasjede, crack i sl.)

Klivaž (cleavage)-Tendencija kalanja ili pucanja uzduž jasnih paralelnih ploha koje mogu biti jako nagnute u odnosu na slojevitost. To je sekundarno obilježje strukture i obično je povezano sa rekristalizacijom stijene (ISRM, 1985).

Laminacija-Horizontalna je laminacija (lamination, bedding) vrsta unutrašnje slojevitosti kod koje je pojedini sloj sastavljen od mnogo tankih (0,1-10 mm), slojnoj plohi paralelnih lamina od kojih se svaka pojedina odlikuje jednoličnim granulometrijskim i petrografskim sastavom. (Tišljar, 1993, str. 35).

Lineacija (eng. lineation) je strukturno obilježje stijena karakteristično po ravnomjernom, pravilnom i paralelnom rasporedu linearnih strukturnih elemenata, koji gotovo u potpunost prožimaju volumen stijene. Lineacija može, ali i ne mora biti povezana s određenim plohama u stijeni. Razlikuju se strukturne i mineralne lineacije. (Benac, 2003)

Lineacija (lineation) Paralelna orijentacija strukturnih elemenata koji su češće linearni nego planarni; primjer lineacije je paralelna orijentacija minerala sa njihovom dužom osi; strije na plohama rasjeda te presjecište ploha klivaža i slojevitosti.

Lisnatost je odlika sitnozrnastih pelitnih sediemnata, uglavnom šejlova, da se zbog paralelnog redanja listićavih mineralnih sastojaka-filosilikata, raspadaju ili listaju u tanke listiće podjednakih debljina.


Orogeneza-Veoma jaki tektonski pokreti praćeni boranjem, rasjedanjem i navlačenjem, gdje nastaje novo gorje, je orogeneza

Pukotina (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).

Pukotina (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 (fault)-Ploha loma ili zona loma uzduž koje je dolazilo do vidljivog pomaka. Zidovi diskontinuiteta su često polirani, primjećuju se strije, što je posljedica posmičnih pomaka. Često je stijena u zidovima rasjeda alterirana što za posljedicu ima stvaranje ispune diskontinuiteta u obliku breče ili druge ispune. Širina rasjeda varira od nekoliko milimetara do nekoliko stotina metara (ISRM, 1978).

Sloj (bed) je geološko tijelo uglavnom jednolična sastava po cijeloj debljini, koje je od sedimenata u u krovini i podini odvojeno diskontinuitetima, bilo zbog promjene granulometrijskog ili mineralnog sastava bilo orijentacijom ili načinom pakovanja sastojaka, bilo promjenmom litološkog sastavaili otvorenim međuslojnim plohama.

Slojevitost (bedding)-Applies to rocks resulting from consolidation of sediments and exhibiting surfaces of separation (bedding planes) between layers of the same or different materials, e.g., shale, siltstone, sandstone, limestone, etc. (ISRM, 1975).

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.

Slojevitost-vanjska je najznačajnije strukturno svojstvo sedimentnih stijena. Osnovna jedinica vanjske slojevitosti je sloj.

Škriljavost (schistosity) Promjena folijacije koja se dešava u krupnozrnastoj (coarser-grained) metamorfnoj stijeni i općenito je rezultat paralelnog uređenja pločastih i elipsoidalnih mineralnih zrna unutar stijene (ISRM, 1975).

7.6 Literatura Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and Unwin

(Publishers) Ltd, 527 p. Deere, D.U., Henderon, A.J., Paton, F.D., Cording, E.J., U: Stagg, K.G., i Zienkiewicz, 1968,

Rock Mechanics Engineering Practice, John Wiley and Sons, 442.p Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p.

(pp. 281-285). Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. 183-184. Hoek, E., Brown, E.T., (1980), Underground excavation in Rock, The Institute of Mining and Metallurgy,

London, 527 p. Hoek, E., Bray, J.W., (1977) Rock Slope Engineering, revised second edition, The Institute of Mining and

Metallurgy, London, 402 p. Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock,

Balkeme, 215 p. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Hudson, J.A., (1989), Rock Mechanics Principles in Engineering Practice, CIRIA, 72 p. Hudson, J.A. and Harrison J.P.,1997, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergamon, 444 p. 113


Harrison, J.P., Hudson, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples, Pergamon, 506 p.

Benac, Č., 2003, Rječnik geoloških pojmova (http://www.grad.ri.hr) Literatura koja se odnosi na Bartonov kriterij čvrstoće diskontinuiteta: Bandis, S.C. 1980. Experimental studies of scale effects on shear strength, and deformationof rock joints.

Ph.D. thesis, University of Leeds. Bandis, S.C. 1990. Mechanical properties of rock joints. In Proc. Int. Soc. Rock Mech. symp. on rock

joints, Loen, Norway, (eds N. Barton and O. Stephansson), 125-140. Rotterdam: Balkema. Barton, N. 1976. The shear strength of rock and rock joints. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. &Geomech.

Abstr. 13, 1-24. Barton, N.R. 1973. Review of a new shear strength criterion for rock joints. Engng Geol. 7, 287-332. 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. 1976. The shear strength of rock and rock joints. Int. J. Mech. Min. Sci. &Geomech. Abstr.

13(10), 1-24. Barton, N.R. and Bandis, S.C. 1982. Effects of block size on the the shear behaviour of jointed rock. 23rd

U.S. symp. on rock mechanics, Berkeley, 739-760. Barton, N.R. and Bandis, S.C. 1990. Review of predictive capabilites of JRC-JCS model inengineering

practice. In Rock joints, proc. int. symp. on rock joints, Loen, Norway, (eds N. Barton and O. Stephansson), 603-610. Rotterdam: Balkema.

Barton, N.R. and Choubey, V. 1977. The shear strength of rock joints in theory and practice. Rock Mech. 10(1-2), 1-54.

Preporuke ISRM ISRM, Commission on recommendations on site investigation techniques, (1975), Recommendations on

site investigation techniques ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1974), Suggested Methods for

Determining Shear Strength ISRM, Commission on Classification of Rocks and Rock Masses (1981), Basic geotechnical description

of rock masses, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 18, No.1, pp. 85-110. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests, (1978), Suggested Methods for the

Quantitative description of Discontinuities in Rock Masses, In: Int. Your. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, pp 319-368. (121)

ISRM, Commission on Terminalogy, Symbols and Graphic Representation 1975, Terminology (english, french, germany).

Ivan Vrkljan

8 Stijenska masa

Čvrstoća i deformabilnost stijenske mase osnovni su parametri u analizama koje treba provesti pri rješavanju nekog geotehničkog problema. Prikazan je empirijski način određivanja čvrstoće i deformabilnosti koji se nameće

kao nužno rješenje zbog ograničenh mogućnosti mjerenja ovih svojstava na terenu.

8-Stijenska masa.doc


8 Stijenska masa

8.1 Uvod.................................................................................................................................3

8.2 Čvrstoća stijenske mase......................................................................................................3 8.2.1 Hoek-Brownov kriterij čvrstoće ......................................................................................4

8.2.1.1 Općeniti oblik H-B kriterija čvrstoće stijenske mase.................................................7 8.2.1.2 Svojstva intaktne stijene .........................................................................................7 8.2.1.3 Geološki indeks čvrstoće ......................................................................................11 8.2.1.4 Mohr-Coulombovi parametri ................................................................................12

8.3 Deformabilnost stijenske mase..........................................................................................19

8.4 Jednoosna tlačna i globalna tlačna čvrstoća stijenske mase .................................................20

8.5 Postlomno ponašanje........................................................................................................22

8.6 Rječnik ...........................................................................................................................24

8.7 Literatura ........................................................................................................................24

8 Stijenska masa 3

8.1 Uvod Stijenska masa (rock mass) je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). Deformabilnost, čvrstoća i lom stijenske mase ovise o mehaničkim svojstvima intaktne stijene te o geometrijskim i mehaničkim svojstvima diskontinuiteta. Za određivanje mehaničkih svojstava stijenske mase, danas se uglavnom koriste dva pristupa:

• određivanje mehaničkih svojstava terenskim mjerenjima (veliki in situ pokusi), • empirijski pristupi koji se temelje na klasifikacijama stijenskih masa.

Empirijski pristupi temelje se na klasifikacijama stijenskih masa koje su prvenstveno bile razvijene za potrebe projektiranja podzemnih objekata. U poglavlju-Klasifikacija stijenskeih masa, prikazane su klasifikacije Bieniawskog (RMR klasifikacija) i Bartonova klasifikacija (Q sistem) iz kojih se može procjeniti čvrstoća i deformabilnost stijenske mase. Bieniawski čvrstoću stijenske mase prikazuje Mohr-Coulombovim parametrima, kohezijom i kutem trenja, (linearni kriterij) a oba klasifilacijska sistema deformabiulnost dovode u funkciju sa kvalitetom stijenske mase iskazanom brojem bodova (klasom). 8.2 Čvrstoća stijenske mase Jaegeru je pripisana teorija jedne plohe oslabljenja (single plane of weaknees), koja pokazuje kako jedan diskontinuitet može utjecati na čvrstoću uzorka. Donja slika prikazuje uzorak sa diskontinuitetom pod nagibom (β) opterećen troosno. Naprezanje koje djeluje na uzorak rastavljeno je na normalnu i posmičnu komponentu u ravnini diskontinuiteta. Kao kriterij loma primjenjen je Mohro - Coulombov- kriterij čvrstoće. Čvrstoća uzorka ovisi o orijentaciji diskontinuiteta. Ako je diskontinuitet paralelan ili okomit na pravac opterećenja, on neće djelovati na čvrstoću uzorka. Kod nekih kuteva nagiba diskontinuiteta čvrstoća uzorka će značajno pasti kako je to ilustrirano na donjoj slici. Vidljivo je da će čvrstoća biti minimalna kada je normala na diskontinuitet pod kutem

45+(Φ0/2)

na veće glavno naprezanje, gdje je: Φ-kut trenja diskontinuiteta

( ) βσστ 2sin21

31 −=

βσσσσσ 2cos)(21)(

21

3131 −++=n


Slika XXX Efekt diskontinuiteta na čvrstoću uzorka stijene Ako u uzorku postoji više diskontinuiteta, svaki od njih će djelovati na sličan način kao što je to naprijed opisano. Sa povećanjem broja diskontinuiteta stijena pokazuje izotropnije ponašanje u pogledu čvrstoće i približava se ponašanju sličnom onom koje pokazuje granulirano tlo. Slika XXX Čvrstoća stijenske mase koja sadrži više diskontinuiteta pod različitim nagibima 8.2.1 Hoek-Brownov kriterij čvrstoće Uočavajući nedostatke korištenja RMR i Q klasifikacije za procjenu čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase, Hoek i Brown su razvili tzv. Hoek-Brownov nelinearni kriterij čvrstoće koji se u početku temeljio na bodovima iz RMR klasifikacije. Hoek i Brown objavili su ovaj kriterij 1980 godine (1980a, 1980b). On je u literaturi poznat kao originalni H-B kriterij. Kasnije je uveden tzv modificirani kriterij koji uzima u obzir činjenicu da teško ispucala stijenska masa nema vlačne čvrstoće (Hoek, Wood i Shah, 1992). Nakon toga objavljen je općeniti H-B kriterij koji objedinjuje originalni i modificirani kriterij. Posljednju verziju općenitog kriterija objavili su Hoek, Carranza-Torres i Corkum (2002). Dobar pregled razvoja ovog kriterija objavili su Hoek i Brown (1997) te Hoek (2002). Ovaj je pristup danas opće prihvaćen i svi noviji programi za analizu stanja naprezanja i deformacija imaju mogućnost korištenja ovog kriterija čvrstoće stijenske mase. Tablica XXX prikazuje razvoj Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće.

σ3 σ3

σ1

σ1

β

τ

σn

σ 1- σ

3

β Φ 45+Φ/2 900

β

σ3 σ3

σ1

σ1

σ 1- σ

3

β

8 Stijenska masa 5

Tablica XXX Razvoj Hoek-Brownovog kriterija

Literatura Kriterij Osnovne jednadžbe Hoek, E. and Brown, E.T. 1980b. Empirical strength criterion for rock masses. J. Geotech. Engng Div., ASCE 106(GT9), 1013-1035. Hoek E. and Brown E.T. 1980. Underground Excavations in Rock . London: Institution of Mining and Metallurgy 527 pages

Originalni kriterij za teško ispucalu stijensku masu m,s konstante koje ovise o ispucalosti stijenske mase

2/1'3'

3'1

++= sm

cici σ

σσσσ

Hoek, E. 1983. Strength of jointed rock masses, 23rd. Rankine Lecture. Géotechnique 33(3), 187-223.

Originalni kriterij za teško ispucalu stijensku masu sa raspravom o anizotropnom lomu i točnom rješenju za Mohrovu anvelopu koje je napravio J.W.Bray.

2/1'3'

3'1

++= sm

cici σ

σσσσ

Hoek E and Brown E.T. 1988. The Hoek-Brown failure criterion – a 1988 update. Proc. 15th Canadian Rock Mech. Symp. (ed. J.H. Curran), pp. 31-38. Toronto: Civil Engineering Dept., University of Toronto

Originalni kriterij Uvedeni su odnosi izmeđ parametara m i s kao i modificirani oblik RMR klasifikacije Bieniawskog u kojem je udio podzemne vode fiksiran na vrijednost 10 i utjecaj orijentacije pukotina uzet ja sa vrijednosti nula. Razlikuju se pojmovi poremećene (disturbed) i neporemećene (undisturbed) stijene zajedno sa prijedlogom za određivanje modula deformabilnosti stijenske mase.

2/1'3'

3'1

++= sm

cici σ

σσσσ

Poremećena stijenska masa:

−

=14

100exp RMRmm ib

−

=6

100exp RMRs

Neporemećena stijenska masa:

−

=28

100exp RMRmm ib

−

=9

100exp RMRs

( )( )40/1010 −= RMRE mb, mi-konstante za ispucalu i intaktnu stijenu

Hoek, E., Wood, D. and Shah, S. 1992. A modified Hoek-Brown criterion for jointed rock masses. Proc. rock characterization, symp. Int. Soc. Rock Mech.: Eurock ’92, (ed. J.A. Hudson), 209-214. London: Brit. Geol. Soc.

Modificirani kriterij koji uzima u obzir činjenicu da teško ispucala stijenska masa nema vlačne čvrstoće

a

cibci m

+=

σσ

σσσ'3'

3'1

Hoek, E. 1994. Strength of rock and rock masses, ISRM News Journal, 2(2), 4-16. Hoek, E., Kaiser, P.K. and Bawden. W.F. 1995. Support of underground excavations in hard rock. Rotterdam: Balkema

Uvođenje općenitog Hoek-Brownovog kriterija u koji je inkorponiran i originalni kriterij za dobru (fair) i vrlo lošu (very poor) kvalitetu stijenske mase i modificirani kriterij za vrlo lošu kvalitetu stijenske mase. Uveden je geeološki indeks čvrstoće (GSI-Geological Strength Index) kako bi se prevazišao nedostatak RMR klasifikacije Bieniawskog za vrlo lošu stijensku masu. Razlika između poremećene i neporemećene stijenske mase je izostavljena jer je poremećenje općenito posljedica inženjerskih aktivnosti i treba se uzeti u obzir umanjenjem vrijednosti GSI.

a

cibci sm

++=

σσ

σσσ'3'

3'1

−

=28

100exp GSImm ib

Za GSI>25 vrijedi

sGSI

=−

exp

1009

a=0,5 Za GSI<25 vrijedi s=0

aGSI

= −0 65200

,


Tablica Razvoj Hoek-Brownovog kriterija (nastavak) Hoek, E., Marinos, P.2000. Predicting tunnel squeezing problems in weak heterogenous rock masses, Part 1: Estimating rock mass strength, Tunnels and tunnelling, december 2000.

Općeniti kriterij primjenjen je na izrazito heterogenu stijensku masu kao što je fliš

a

cibci sm

++=

σσ

σσσ'3'

3'1

Hoek, E., Carranza-Torres, C., Corkum, B. (2002) Hoek-Brown Failure Criterion-2002 Edition, Proc. North American Rock Mechanics Society Meeting in Torinto in July 2002.

Općeniti kriterij • Uvodi faktor D koji ovisi o stupnju

poremećenja stijenske mase usljed miniranja i naponskog relaksiranja. Faktor D varira od 0 za neporemećenu stijensku masu do 1 za vrlo poremećenu stijensku masu.daje preporuku za određivanje faktora poremećenje (D).

• Eliminirano je izračunavanje koeficijenata (s) i (a) za GSI>25 i GSI<25. Sada su ovi koeficijenti izrazeni istom jednadžbom za sve stijenske mase.

• Uvedena su dva dijagrama za odabir GSI-a na osnovi opisa stijenske mase. Jedan općeniti i jedan koji se odnosi samo na fliš

• Razlikuje pojmove jednoosne tlačne čvrstoće stijenske mase i globalne čvrstoće stijenske mase

Predstavlja Windows program RocLab. Ovaj program je od srpnja mjeseca 2002. dostupan bez naknade na stranici http://www.rocscience.com/ Program pokriva sve aspekte korištenja Hoek-Brownovog kriterija

a

cibci sm

++=

σσ

σσσ'3'

3'1

−−

=D

GSImm ib 1428100exp

−−

=D

GSIs39100exp

( )3/2015/

61

21 −− −+= eea GSI

acic sσσ =

b

cit m

sσσ −=

( ) ( )( ) ( )100101002

1 40/10 ≤

−= − sigciDGPaE GSIci

mσ

( ) ( )( ) ( )10010.2

1 40/10 ⟩

−= − sigciDGPaE GSI

m

m,s: konstante koje ovise o ispucalosti stijenske mase. Konstante (m) i (s) su bezdimenzionalne i i u gruboj aproksimaciji analogne su kutu trenja i koheziji kod Mohr-Coulombovog kriterija čvrstoće. U kasnijim verzijama kriterija, konstanta m je označena kao mb Konstanta (m),ima vrijednost od 0,001 za teško ispucalu stijensku masu do oko 25 za čvrstu intaktnu stijenu. Konstanta m koja se odnosi na ispucalu stijenu (čitaj-stijensku masu) (mb), ovisi o konstanti (m) za intaktnu stijenu (mi) i stupnju ispucalosti stijenske mase koja je opisana geološkim indeksom čvrstoće (GSI). mb=f(mi, GSI). Konstanta (mi) ovisi o frikcijskim karakteristikama minerala koji izgrađuju stijenu u intaktnom uzorku što ima značajan utjecaj na čvratoću stijene. Vrijednost konstante (s) kreće se od 0 za ispucalu stijenu do 1 za intaktnu stijenu. Konstanta (s) ovisi o ispucalosti stijenske mase što se iskazuje preko GSI-a i stupnju poremećenja stijenske mase usljed miniranja i naponskog relaksiranja (D). s=f(GSI,D)

8 Stijenska masa 7

8.2.1.1 Općeniti oblik H-B kriterija čvrstoće stijenske mase I originalni i modificirani oblik H-B kriterija može se prikazati jednom jednadžbom:

a

cibci sm

++=

σσ

σσσ'3'

3'1

gdje je: σ1’; σ3’ Najveće i najmanje efektivno naprezanje u trenutku loma σci Jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene s; a Konstante koje ovise o karakteristikama stijenske mase s;a=F(GSI) mb Vrijednost Hoek-Brownove konstante (m) za stijensku masu Da bi se mogao koristiti Hoek Brownov kriterij za određivanje čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase, potrebno je odrediti sljedeća svojstva: 1. jednoosnu tlačnu čvrstoću stijene σci. 2. vrijednost Hoek-Brownove konstante mi za intaktnu stijenu. 3. vrijednost geološkog indeksa čvrstoće (GSI-Geological Strength Index). 8.2.1.2 Svojstva intaktne stijene Hoek-brownov kriterij čvrstoće može se primjeniti i na intaktnu stijenu. U tom slučaju se uzima

a=0,5 s=1

pa kriterij ima oblik: 5,0'

3'3

'1 1

++=

ciici mσσ

σσσ

Kao što se vidi, odnos glavnih naprezanja u trenutku loma za određenu stijenu definiran je sa dvije konstante, jednoosnom tlačnom čvrstoćom σci i konstantom mi. Kada god je moguće ove vrijednosti treba odrediti statističkom analizom rezultata seta troosnih ispitivanja. Treba primjetiti da je područje u kojem će se kretati manje glavno naprezanje (ćelijski tlak) od izuzetne važnosti za određivanje ovih konstanti. Hoek i Brown (1980a) koristili su područje

0<σ3’<0,5 σci

Tijekom laboratorisjkih ispitivanja treba nastojati zadovoljiti ovaj kriterij. Preporuča se obaviti najmanje 5 troosnih pokusa pri različitim manjim glavnim naprezanjima za istu stijenu. Način na koji se iz podataka troosnih ispitivanja odrede vrijednosti jednoosne tlačne čvrstoće σci i H-B konstante mi opisali su Hoek i Brown (1980a). U ovoj analizi se jednadžba općenitog kriterija može napisati u obliku:

cici sxmy σσ +=

gdje je: x=σ3’ y=(σ1’-σ3’)2


Za (n) uzoraka ispitanih pri troosnom tlačenju, jednoosna tlačna čvrstoća σci, konstanta mi i koeficijent određenosti r2 mogu se izračunati na ovaj način:

( )( )( )

−

−=

∑ ∑∑ ∑ ∑

nxx

nyxxym

cii

/

/122σ

( )[ ]( )[ ] ( )[ ]r

xy x y n

x x n y y n2

2 2 2 2=−

− −

∑∑∑∑∑ ∑∑

/

/ /

Kvalitetno obavljeni troosni pokusi dati će koeficijent korelacije r2 veći od 0,9. Kada se ne mogu obaviti laboratorijski pokusi, jednoosna tlačna čvrstoća (intaktna) i konstanta mi odabiru se iz tablice koje su formirane na osnovi svjetskih iskustava.

8 Stijenska masa 9

Tablica Terensko određivanje jednoosne tlačne čvrstoće intaktnog uzorka (Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/)

Klasa* Opis

Približna vrijednost jednoosne

tlačne čvrstoće ( MPa )

Indeks čvrstoće u

točki

( MPa )

Terenska identifikacija Primjer

R0

Ekstremno slaba stijena Extremely weak rock

0,25 – 1,0 ** Nokat palca ostavlja udubinu

Čvrsta ispuna

diskontinuiteta

R1 Vrlo slaba stijena Very weak rock

1,0 – 5,0 ** Mrvi se pod udarcima šiljka geološkog čekića, može se guliti džepnim nožićem.

Visoko trošna ili alterirana

stijena

R2 Slaba stijena Weak rock 5,0 – 25 **

Može se guliti džepnim nožićem uz poteškoće, Plitko udubljenje može se napraviti udarcem šiljka geološkog čekića.

Chalk, kamena sol,

potaša

R3

Srednje čvrsta stijena Medium strong rock

25 -50 1-2 Ne može se parati ili guliti džepnim nožićem, uzorak se može lomiti sa jednim udarcem geološkog čekića

Glinjak, ugljen,

beton, šist, šejl

R4 Čvrsta stijena Strong rock 50 – 100 2-4

Za lomljenje uzorka potrebno je više od jednog udaraca geološkim čekićem

Vapnenac, mramor, filit, pješčenjak,

šist, šejl

R5 Vrlo čvrsta stijena Very strong rock

100 – 250 4-10 Za lomljenje uzorka potrebno je mnogo udaraca geološkim čekićem

Amfiboliti, pješčenjaci,

bazalt, gabro, gnajs,

granodiorit, vapnenac, mramor, riolit, tuf

R6

Ekstremno čvrsta stijena Extremely strong rock

> 250 >10 Geološkim čekićem uzorak se može samo okrhnuti

Svježi bazalt, čert, dijabaz, gnajs, granit,

kvarzit * Klase prema Braunu (1981) ** Pokus čvrstoće u točki na stijenama sa jednoosnom tlačnom čvrstoćom manjom od 25 MPa ne daje

pouzdane rezultate


Tablica XXX Vrijednosti konstante mi za intaktnu stijenu. Vrijednosti u zagradama su procjenjene (Hoek, E., Rock Engineering http://www.rocscience.com/)

Tekstura Tip

stijene Klasa Grupa Krupni Coarse

Srednje Medium

Fino granulirani

Vrlo fino granulirani

Konglomerat Pješčenjak Prahovnjak Siltstone

Glinjak Claystone

(22) 19 9 4 Greywacke

Klastične

(18) Chalk 7 Ugljen Organske

(8-21)

Breča Sparitni vapnenac

Mikritni vapnenaci Karbonatne

(20) (10) 8 Gips Anhidrit

Sedi

men

tne

Ne klastične

Kemijske 16 13 Mramor Hornfels Kvarcit Bez folijacije

Non foliated 9 (19) 24 Migmatit Amfibolit Miloniti Lagano izražena folijacija (30) 25-31 (6)

Gnajs Šist Filit Slejt Met

amor

fne

stije

ne

Izražena folijacija* 33 4-8 (10) 9 Granit Riolit Obsidian

33 (16) (19) Granodiorit Dacite

(30) (17) Diorite Andesite

(28) (19) Gabro Dolerite Basalt

27 (19) (17) Norite

Svjetl boje Crni

(22) Aglomerat Breča Tuf

Mag

mat

ske

stije

ne

Extrusive pyroclastic type (20) (18) (15) * Vrijednost za intaktnu stijenu koja je ispitana okomito na slojevitost ili folijaciju. Vrijednost za mi biti će značajno

drugačija ako se lom dešava uzduž ploha oslabljenja Poznato je da kod stijena s izraženom folijacijom jednoosna tlačna čvrstoća varira u širokim granicama. Hoek ne daje precizne upute koju od njih uzeti u proračun, najveću ili najmanju. Ipak preporuča da se maksimalna vrijednost uzima kod tvrde dobro pakirane stijenske mase. Najmanju vrijednost treba uzeti za tektonski poremećene stijenske mase slabe kvalitete. Utjecaj veličine uzorka Hoek i Brown (1980a) predložili su da se jednoosna tlačna čvrstoća σcd uzorka stijene s promjerom d (mm) svede na čvrstoću koju bi imao uzorak promjera 50 mm na sljedeći način:

18,0

5050

=

dccd σσ

8 Stijenska masa 11

8.2.1.3 Geološki indeks čvrstoće Ispucalost stijenska mase u originalnom i modificiranom obliku H-B kriterija bila je uključena preko RMR bodova (RMR klasifikacija po Bieniawskog). Autori su uočili da ova klasifikacija nije primjerena za procjenu čvrstoće i defrmabilnosti stijenske mase slabe kvalitete (RMR<25) te u općenitom obliku H-B kriterija RMR bodove zamjenjuju s geološkim indeksom čvrstoće (GSI-Geological Strength Index). Geološki indeks čvrstoće ovisi o svojstvima intaktne stijene a također i od slobode ovih intaktnih komada da kližu ili rotiraju pod različitim uvjetima naprezanja. Ova sloboda je kontrolirana geometrijskim oblikom intaktnih komada kao i uvjetima koji vladaju u diskontinuitetima koji ih okružuju. Prizmatični komadi stijene sa čistim hrapavim plohama diskontinuiteta rezultirat će mnogo jačom stijenskom masom nego što je ona koja ima zaobljene komade uronjene u trošne i alterirane meterijale. Tablica xxx Određivanje geološkog indeksa čvrstoće (GSI) na bazi geološkog opisa Kada su određeni parametri inatktne stijene (σci) i (mi) i geološki indeks čvrstoće GSI, mogu se izračunati parametri koji opisuju čvrstoću stijenske mase.

−

=28

100exp GSImm ib

Za GSI>25 (stijenska masa dobre kvalitete) primjenjiv je originalni Hoek-Brownov kriterij sa

−

=9

100exp GSIs

5,0=a


Za GSI<25 (stijenska masa vrlo loše kvalitete kvalitete) primjenjiv je modificirani Hoek-Brownov kriterij sa

0=s

aGSI

= −0 65200

,

Dakle, za granicu između originalnog i modificiranog kriterija odabrana je vrijednost GSI=25. Za stijensku masu bolje kvalitete (GSI>25) vrijednost GSI može se odrediti direktno iz RMR klasifikacije Bieniawskog iz 1976 ako se utjecaju podzemne vode pridruži 10 bodova (suho) a za orijentaciju diskontinuiteta nula bodova (vrlo povoljno). Za vrlo slabu kvalitetu stijenske mase, teško je odrediti RMR vrijednost i balansiranje između bodova ne daje više realnu osnovu za određivanje čvrstoće stijenske mase. Dakle, RMR klasifikaciju Bieniawskog ne treba koristiti za određivanje GSI vrijednosti vrlo slabe stijenske mase. Ako se koristi RMR klasifikacija Bieniawskog iz 1989 godine (Bieniawski 1989) tada je

GSI=RMR89’-5

gdje RMR89’ ima 15 bodova za podzemnu vodu i nula bodova za orijentaciju diskontinuiteta. Praktičan problem pri procjenjivanju GSI vrijednosti odnosi se na oštećenje stijenske mase usljed miniranja. Kada god je moguće, pri određivanju GSI, treba promatrati pokos u kojem je stijenska masa čim manje oštećena miniranjem pošto je opći cilj odrediti svojstva neporemećene stijenske mase. Kod loše izvedenog miniranja treba izabrati redak u gornjim tablicama iznad onog koji je posljedica promatranja oštećenog lica pokosa. Isto tako kod starih pokosa loše miniranih, treba izabrati prvu lijevu kolonu u odnosu na onu koja je posljedica promatranja oštećenog lica pokosa. Praktično pitanje je kako koristiti jezgru iz bušotine za određivanje GSI. Za bolju stijensku masu (GSI>25) najbolji pristup je procjeniti jezgru na način kako se to radi kod primjene RMR klasifikacije i tada odrediti GSI na osnovi RMR vrijednosti kako je to naprijed opisano. U vrlo lošoj stijenskoj masi (GSI<25) kao rezultat bušenja dobit će se samo nekoliko komada jezgre duljine veće od 10 cm te se na ovaj način ne može odrediti vjerodostojna vrijednost RMR. U ovakvim prilikama, za određivanje GSI treba koristiti fizički izgled nabušene stijene i njena fizikalna svojstva. 8.2.1.4 Mohr-Coulombovi parametri Većina geotehničkih programa pisana je u obliku Mohr-Coulombovog kriterija loma u kojem je čvrstoće stijenske mase definirana kohezivnom čvrstoćom c’ i kutem trenja Φ’. Linearan odnos većeg i manjeg glavnog naprezanja σ1’ i σ3’ može se prikazati izrazom

'3

'1 σσσ kcm +=

gdje je:

σcm-jednoosna tlačna čvrstoća stijenske mase k-nagib linije koja definira odnos σ1’ i σ3’.

Vrijednosti kohezije c’ i kuta trenja Φ’ mogu se izračunati iz izraza:

11sin '

+−

=kkφ

8 Stijenska masa 13

( )

''

'''

cos2sin1φφσ −

= cmc

Ne postoji direktna korelacija između Mohr-Coulombovog i nelinearnog Hoek-Brownovog kriterija. Zbog toga je određivanje vrijednosti c’ i Φ’ za stijensku masu koja je opisana kao Hoek-Brownov materijal težak problem. Hoek vjeruje da je najrigorozniji pristup za rješenje ovog problema razvio J.W.Bray a objavo ga je Hoek (1983).

Primjer određivanja Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće Određivanje parametara intaktne stijene U laboratoriju treba ispitati čvrstoću najmanje 5 uzoraka u uvjetima troosnog tlačenja pri različitim bočnim tlakovima (ćelijski tlak, manje glavno naprezanje). Područje u kojem se treba kretati manje glavno naprezanje.

0<σ3’<0,5 σci

Iz podataka troosnih ispitivanja odrede se:

• jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene σci, • Hoek-Brownova konstanta mi.

Ove veličine odrede se korištenjem publiciranih jednadžbi ili korištenjem nekog od komercijalnih programa. Na donjoj slici prikazani su rezultati troosnih ispitivanja intaktne stijene, kao i veličine koje se mogu odrediti na osnovi ovih rezultata: Jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene σci=168,38 MPa Hoek-Brownova konstanta mi=6,65


Slika XXX Izračunavanje Hoek-Brownove konstante mi i jednoosne tlačne čvrstoće intaktne stijene na osnovi rezultata troosnih ispitivanja (Program: Rockdata) Definiranje geološkog indeksa čvrstoće GSI se odabere iz tablica ili se izračuna na osnovi RMR klasifikacije. Pretpostavimo da je GSI=70. Definiranje Hoek-Brownovih parametara stijenske mase Kada su određeni parametri intaktne stijene (σci=168,38 MPa i mi=6,65) i geološki indeks čvrstoće GSI, mogu se izračunati Hoek-Brownovi parametri za stijensku masu.

( ) =−=

−

=

−

= 071,1exp65,628

10070exp65,628

100exp GSImm ib

( ) 278,29183,2165,6

071,1ln165,6

071,1exp165,6 ====

invmb

( ) =−=

−

=

−

= 3333,3exp910070exp

9100exp GSIs

( ) ( ) 035675,003069,281

3333,3ln1

3333,3exp1

====inv

s

a=0,5 Definiranje Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase a

cibci sm

++=

σσσσσ

'3'

3'1

8 Stijenska masa 15

Donja slika prikazuje ovaj kriterij. Slika XXX Hoek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase (Program: Rockdata) Program RocLab v.1

Hoek je na web stranici http://www.rocscience.com/ objavio program za određivanje parametara čvrstoće stijenske mase koji je temeljen na posljednjoj verziji općenitog Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće. Od 15 srpnja 2002, ovaj program se može, bez nadoknade, skinuti i instalirati na osobno računalo (RocLab). Što novo donosi posljednja verzija općenitog Hoek-Brownovog kriterija?

• Uvodi faktor D koji ovisi o stupnju poremećenja stijenske mase usljed miniranja i naponskog

relaksiranja. Faktor D varira od 0 za neporemećenu stijensku masu do 1 za vrlo poremećenu stijensku masu. Autori daju preporuke za određivanje faktora poremećenje (D).

• Eliminirano je izračunavanje koeficijenata (s) i (a) za GSI>25 i GSI<25. Sada su ovi koeficijenti izraženi istom jednadžbom za sve stijenske mase.

• Uvedena su dva dijagrama za odabir GSI-a na osnovi opisa stijenske mase. Jedan općeniti i jedan koji se odnosi samo na fliš.

• Razlikuje pojmove jednoosne tlačne čvrstoće stijenske mase i globalne čvrstoće stijenske mase.

a

cibci sm

++=

σσ

σσσ'3'

3'1

5,0

'3'

3'1 035675,0

38,168278,238,168

++=σσσ


−−

=D

GSImm ib 1428100exp

−−

=D

GSIs39100exp

( )3/2015/

61

21 −− −+= eea GSI

Jednoosna tlačna čvrstoća stijenske mase

acic sσσ =

Vlačna čvrstoća stijenske mase

b

cit m

sσσ −=

Slika XXX Općeniti dijagram za određivanje GSI. Sličan dijagram program nudi i za fliš

8 Stijenska masa 17

Slika XXX Vodič za određivanje faktora poremećenja(D) (Hoek, Carranza-Torres, Corkum, 2002)

Izgled stijenske mase Opis stijenske mase Predložene vrijednosti faktora D

Izuzetno kvalitetno i kontrolirano miniranje ili strojni iskop rezultira minimalnim poremećenjem stijenske mase oko tunela.

D=0

Strojni ili ručni iskop u slaboj stijenskoj masi (bez miniranja) rezultira minimalnim poremećenjem okolne stijenske mase. Ukoliko pojava gnječenja rezultira značajnim izdizanjem poda i ukoliko ne postoji podnožni svod, kao na slici, poremećenje može biti znatno.

D=0

D=0.5 Bez

podnožnog svoda

Nekvalitetno miniranje u čvrstoj stijeni rezultira znatnim lokalnim oštećenjima, na udaljenosti 2 ili 3 m, u okolnoj stijenskoj masi.

D=0.8

Miniranje manjih razmjera na padinama rezultira umjerenim oštećenjem stijenske mase, osobito ako se kontrolirano miniranje primijenjuje na stijeni koja je prikazana na lijevoj strani slike. Međutim, relaksacija naprezanja rezultira poremećenjem.

D=0.7 Dobro miniranje

D=1.0 Loše miniranje

Vrlo veliki otvoreni dnevni kopovi trpe znatno poremećenje zbog teškog proizvodnog miniranja i zbog relaksacije naprezanja koje je posljedica iskopa. U nekim mekšim stijenama iskop se može vršiti strojno te je stupanj oštećenja padine manji.

D=1.0 Proizvodno miniranje

D=0.7 Strojni iskop


Kada treba koristiti Hoek-Brownov kriterij čvrstoće? Hoek-Brownov kriterij pretpostavlja izotropno ponašanje stijena i stijenskih masa. Njega treba primjenjivati samo u slučaju gdje postoji dovoljan broj gusto raspoređenih diskontinuiteta, sa sličnim površinskim karakteristikama, da se može pretpostaviti izotropno ponašanje uključujući lomove diskontinuiteta. Gdje je veličina bloka istog reda veličine kao i građevina koju se analizira ili gdje je jedan od skupova diskontinuiteta značajno slabiji od drugih, ne treba koristit Hoek-Brownov kriterij. U ovim slučajevima stabilnost treba analizirati na način da se prouči mehanizam loma koji uključuje klizanje i rotaciju blokova i klinova koji su definirani diskontinuitetima koji ih okružuju. Slika XXX Lom stijenske mase definiran je nepovoljnom orijentacijom diskontinuiteta. Ne može se koristiti Koek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase.

S j t

8 Stijenska masa 19

Slika XXX Prijelaz sa intaktne na teško ispucalu stijensku masu sa povećanjem veličine uzorka 8.3 Deformabilnost stijenske mase Serafim i Pereira (1983) predložili su odnos između in situ modula deformabilnosti i RMR klasifikacije Bieniawskog. Ovaj odnos baziran je na povratnim analizama pomaka temelja brana i dobro odgovara boljoj kvaliteti stijenske mase. Međutim, za mnoge stijene lošije kvalitete čini se da je prognozirani modul previsok. Na temelju opažanja i povratnih analiza iskopa u slaboj stijenskoj masi, Hoek predlaže sljedeću modifikaciju jednadžbe Serafima i Pereire za σci<100:

−

=40

10

10100

GSI

cimE

σ

U ovoj jednadžbi GSI zamjenjuje RMR i modul Em progresivno opada ako vrijednost σci pada ispod 100. Ova je redukcija bazirana na razmišljanju da je deformiranje kvalitetnije stijene kontrolirano diskontinuitetima dok deformiranju stijenskih masa slabije kvalitete pridonosi i deformabilnost intaktnih komada. U posljednjoj verziji općenitog kriterija (Hoek, Carranza-Torres i Corkum, 2002) autori uvode efekt oštećenja stijenske mase usljed miniranja preko faktora (D) na sljedeći način:

( ) ( )( ) ( )100101002

1 40/10 ⇐

−= − sigciDGPaE GSIci

mσ

Intaktna stijena

Jedan skup diskontinuiteta.

Ne koristi H-B kriterij

Dva skupa diskontinuiteta.

Ne koristi H-B kriterij

Mnogo skupova diskontinuiteta.

H-B kriterij koristi pažljivo

Teško ispucala stijenska masa

Koristi H-B kriterij


( ) ( )( ) ( )10010.2

1 40/10 ⟩

−= − sigciDGPaE GSI

m

Program RocLab izračunava deformabilnost stijenske mase istovremeno dok izračunava njenu čvrstoću. 8.4 Jednoosna tlačna i globalna tlačna čvrstoća stijenske mase U posljednoj verziji HB kriterija (Hoek i dr. 2002), treba razlikovati jednoosnu tlačnu čvrstoću stijenske mase i globalnu čvrstoću stijenske mase. Ako se u općenitom kriteriju čvrstoće manje glavno naprezanje izjednači s nulom (σ3’=0), dobije se jednoosna tlačna čvrstoća stijenske mase:

acic sσσ =

σci=jednoosna tlačna čvrstoća intaktne stijene s,a-konstante određene na osnovi vrijednosti GSI Jednoosna tlačna čvrstoća mjerodavna je za kontrolu stabilnosti plitke zone uz konturu tunela ili podzemnih rudarskih komora. Naime, plitko uz rub iskopa, stijenska masa se nalazi u stanju jednoosnog naprezanja. Međutim, nešto dublje od konture iskopa, pojavljuje se efekt bočnog naprezanja koji povećava čvrstoću stijenske mase (stijenska masa dolazi u stanje troosnog naprezanja). Efekt bočnog napreaznja stvara stijenska masa koja okružuje zamišljeni uzorak. Zbog izrazite nelinearnosti H-B kriterija, malo bočno naprezanje na niskim nivoima naprezanja značajno povećava čvrstoću stijenske mase. Kako često inženjerima nije na raspolaganju numerički alat za analizu stanja naprezanja i deformacija, kontrola stabilnosti zaštitnog stupa (pillar) između dvije rudarske prostorije moguće je provesti ako se zna globalna jednoosna tlačna čvrstoća stijenske mase u stupu i površina poprečnog presjeka stupa. Da nebi došlo do loma zaštitnog stupa, vertikalno naprezanje na stup (σv=γH) mora biti manje od umnoška globalne čvrstoće stijenske mase (σcmglobal) i površine stupa (Astupa)

σv< σcmglobal * Astupa Kako odrediti globalnu čvrstoću stijenske mase? Tijekom 1980-tih Hoek je često radio na problemima stabilnosti zaštitnih stupova u podzemnim rudnicima kada je skoro cjelokupni software bio pisan u obliku linearnog Mohr-Coulombovog kriterija čvrstoće (M-C) koji je definiran jednadžbom:

τ=c’+σ’ntanΦ gdje je c’-efektivna kohezija a Φ-kut trenja

8 Stijenska masa 21

Jednoosna tlačna čvrstoća koja odgovara Mohr-Coulombovom kriteriju (globalna čvrstoća) može se prikazati jednadžbom:

'

'''

sin1cos2

φφσ

−=

ccm

Pošto je M-C kriterij linearan, tlačna čvrstoća je puno manje osjetljiva na promjenu bočnog naprezanja nego što je slučaj kod nelinearnog H-B kriterija. Zato je jednoosna tlačna čvrstoća izračunata iz M-C kriterija dobra aproksimacija globalne čvrstoće stijenske mase. Ne postoji direktna teorijska veza između H-B i C-M kriterija i svako prevođenje jednog u drugi kriterij temeljen je na principu pokušaja i pogrešaka. Hoek i dr. (2002), opisuju probleme prilagodbe C-M kriterija H-B kriteriju i daju slijedeću ovisnost globalne čvrstoće stijenske mase (σcmglobal=σcm) i Hoek-Brownovih parametara:

( )( )( )( )( )aa

smsmasm abbb

cicm +++−−+

⋅=−

2124/84 1

σσ

za sljedeće vrijednosti bočnog naprezanja (confining stress)


40 3

ciσσ <<

Slika XXX Definicija jednoosne tlačne i globalne čvrstoće stijenske mase (Hoek, 2005) 8.5 Postlomno ponašanje Pokazano je da se ponašanje intaktne stijene može prikazati kompletnom naponsko-deformacijskom krivuljom koja se dobije tijekom ispitivanja uzoraka. Slično je i kod diskontinuiteta gdje rezidualna čvrstoća predstavlja postlomnu čvrstoću. Međutim, definiranje postlomnog ponašanja stijenske mase je neuporedivo teži problem. Kada se koriste numerički modeli radi pručavanja progresivnog loma stijenske mase, potrebno je odrediti postlomne karakteristike stijenske mase. U nekim od ovih modela, Hoek-Brownov kriterij je tretiran kao kriterij tečenja i analiza je izvedena koristeći teoriju plastičnosti. Hoek o ovome nema izgrađen stav ali preporuča da se postlomno ponašanje koje će biti opisano uzme kao početna točka za rješavanje ovog problema.


PO

smič

no n

apre

zanj

e τ Anvelopa Mohrovih

krugova Općenitog HB-kriterija

HB kriterij aproksimiran

Mohr-Coulomb. kriterijem

Zaštitni stup između dvije

rudarske komore

σcmglobal σcm

σv

U plitkoj zoni stijena puca kada je dostignuta njena jednoosna tlačna čvrstoća σcm

8 Stijenska masa 23

Slika XXX Preporuka za modeliranje postlomnog ponašanja stijenske mase različite kvalitete (konstitutivni odnosi) Lom vrlo kvalitetnih tvrdih stijenskih masa dešava se iznenada a prati ga značajna dilatacija lomljenih komada stijene (spalling u okolini podzemnih otvora) (Hoek, Kaiser i Bawden, 1995). Stijenska masa ima elastično-krto ponašanje. Ako se ovako lomljena stijenska masa izloži prostornim naprezanjima (to se dešava ugradnjom podgrade) može se pretpostaviti da se stijenska masa ponaša kao ispuna sa kutem trenja od približno 380 bez kohezivne čvrstoće (c=0). Neki su programi nestabilni bez kohezije. U tom slučaju zadaje se vrlo mala kohezija. U slučaju stijenskih masa srednje kvalitete izgleda logično da se postlomne karakteristike odrede reduciranjem GSI vrijednosti sa in-situ vrijednosti na niže koje karaktriziraju ispucalu stijensku masu. Reduciranje čvrstoće stijenske mase sa in situ na ispucalo stanje odgovaar modelu omekšavanja sa deformacijom (strain-softening). Na slici je prikazano da se u postlomnom području deformacija događa uz stalnu vrijednost naprezanja (čvrstoća ispucale stijenske mase). Nije poznato vrijedi li ova pretpostavka. Analize progresivnog loma vrlo slabe stijenskle mase u okolini tunela, preporučuju da se postlomno ponašanje stijene može opisati modelom perfektne plastičnosti. To znači da se stijenska masa nastavlja kontinuirano deformirati pri konstantnom nivou naprezanja te da ovo deformiranje ne prati povećanje volumena.

Deformacija

Elastično-krto

Vrlo dobra kvaliteta tvrdih stijenskih masa

Deformacija

Omekšavanje s deformacijom

Srednja kvaliteta stijenskih masa

Deformacija

Nap

reza

nje

(MP

a)

Elastično-plastično

Vrlo loša kvaliteta mekanih stijenskih masa

0,003 0,003 0,003

70 15 2

Nap

reza

nje

(MP

a)

Nap

reza

nje

(MP

a)


Tablica XXX Tipična svojstva stijenske mase (Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/)

Oznaka svojstva Jedinice

Čvrsta stijenska masa vrlo dobre

kvalitete Very good quality hard rock mass

Stijenska masa srednje kvalitete

Average rock mass

Stijenska masa vrlo loše kvalitete Very poor quality

rock mass

Čvrstoća intaktne stijene σci MPa 150 80 20

Hoek-Brownova konstanta mi 25 12 8

Geological Strength index GSI 75 50 30

Kut trenja φ’ ( 0 ) 46 33 24 Kohezija c’ MPa 13 3,5 0,55 Tlačna čvrstoća stijenske mase σcm MPa 64,8 13 1,7

Vlačna čvrstoća stijenske mase σtm MPa -0,9 -0,15 -0,01

Deformacijski modul Em GPa 42 9 1,4 Poissonov koeficijent ν O,2 0,25 0,3 Kut dilatacije α ( 0 ) φ’/4=11,5 φ’/8=4 Nula

Post-lomne karakteristike Kut trenja φf’ ( 0 ) 38 Kohezija cf’ MPa 0 Deformacijski modul Efm GPa 10 5 1,4 Čvrstoća lomljene stijenske mase σfcm MPa 8 1,7

ENV 1997-3, 19998.6 Rječnik Diskontinuitet (discontinuity)-Opći naziv za bilo koji mehanički diskontinuitet 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). Stijenska masa (rock mass) je stijena kakva se javlja in-situ, uključujući njene strukturne diskontinuitete (ISRM, 1975). 8.7 Literatura Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p. Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock,

Balkeme, 215 p. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Hudson, J.A., (1989), Rock Mechanics Principles in Engineering Practice, CIRIA, 72 p. Hudson, J.A. and Harrison J.P.,1997, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergamon, 444 p. Hudson, J.A., (editor-in-chief), (1993), Comprehensive Rock Engineering, Volume 1,2,3,4 i 5 Harrison, J.P., Hudson, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illusstrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 p.

8 Stijenska masa 25

ISRM, Commission on Classification of Rocks and Rock Masses (1981), Basic geotechnical description of rock masses, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 18, No.1, pp. 85-110.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests, (1978), Suggested Methods for the Quantitative description of Discontinuities in Rock Masses, In: Int. Your. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, pp 319-368. (121)

ISO/DIS 14689 Geotchnics in civil engineering-identifacation and description of rock Draft international standard ENV 1997-3, 1999, Geotechnical Design, Part 3: Geotechnical design assisted by field testing Izvorna literatura vezana uz Hoek-Brownov kriterij Hoek E and Brown E.T. 1988. The Hoek-Brown failure criterion - a 1988 update. Proc. 15th Canadian

Rock Mech. Symp. (ed. J.H. Curran), pp. 31-38. Toronto: Civil Engineering Dept., University of Toronto

Hoek E. and Brown E.T. 1980. Underground Excavations in Rock . London: Institution of Mining and Metallurgy 527 pages

Hoek, E. 1983. Strength of jointed rock masses, 23rd. Rankine Lecture. Géotechnique 33(3), 187-223. Hoek, E. 1990. Estimating Mohr-Coulomb friction and cohesion values from the Hoek-Brown failure

criterion. Intnl. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts. 12(3), 227-229. Hoek, E. 1994. Strength of rock and rock masses, ISRM News Journal, 2(2), 4-16. Hoek, E. and Brown, E.T. 1980b. Empirical strength criterion for rock masses. J. Geotech. Engng Div.,

ASCE 106(GT9), 1013-1035. Hoek, E. and Brown, E.T. 1988. The Hoek-Brown failure criterion - a 1988 update. In Rock engineering

for underground excavations, proc. 15th Canadian rock mech. symp., (ed. J.C. Curran), 31-38. Toronto: Dept. Civ. Engineering, University of Toronto.

Hoek, E. and Brown, E.T. 1997. Practical estimates or rock mass strength. Intnl. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts. 34(8), 1165-1186.

Hoek, E., and Brown, E.T. 1980a. Underground excavations in rock. London: Instn Min. Metall. Hoek, E., Wood, D. and Shah, S. 1992. A modified Hoek-Brown criterion for jointed rock masses. Proc.

rock characterization, symp. Int. Soc. Rock Mech.: Eurock ‘92, (ed. J.A. Hudson), 209-214. London: Brit. Geol. Soc.

Hoek, E. 1998. Reliability of Hoek-Brown Estimates of rock mass properties and their ipact on designe. Intnl. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts. 35(1), 63-68.

Hoek, E., Marinos, P.2000. Predicting tunnel squeezing problems in weak heterogenous rock masses, Part 1: Estimating rock mass strength, Tunnels and tunnelling, december 2000.

Hoek, E. 1968. Brittle failure of rock. In Rock Mechanics in Engineering Practice . (eds K.G. Stagg and O.C. Zienkiewicz) , pp. 99-124. London: Wiley

Bieniawski, Z.T. 1976. Rock mass classification in rock engineering. In Exploration for rockengineering, proc. of the symp., (ed. Z.T. Bieniawski) 1, 97-106. Cape Town: Balkema.

Bieniawski, Z.T. 1989. Engineering rock mass classifications. New York: Wiley. Bieniawski. Z. T., 1967. Mechanism of brittle fracture of rock, parts I, II and III. Int. J. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr. 4 (4),395-30.


Hoek, E., (2002) A brief history of the development of the Hoek-Brown failure Criterion, unpublisshed document

Hoek, E., 2005, Uniaxial compressive strength versus Global strength in Hoek-Brown criterion RocLab, RockMass strength analysis using the Hoek-Brown failure criterion-User’s guide

Ivan Vrkljan

9 Tehnike ispitivanja

Opisane su tehnike ispitivanja intaktne stijene, diskontinuiteta i stijenske mase u laboratoriju i na terenu.

9-Tehnike isipitivanja.doc


9 Tehnike ispitivanja

9.1 Uvod........................................................................................................................................3 9.2 Uzorkovanje na terenu ..............................................................................................................3 9.3 Ispitivanje intaktne stijene .........................................................................................................5

9.3.1 Priprema uzoraka stijene .......................................................................................................5 9.3.2 Vlačna čvrstoća ....................................................................................................................9 9.3.3 Deformabilnost i čvrstoća pri jednoosnom tlaku....................................................................11 9.3.4 Deformabilnost i čvrstoća pri troosnom tlaku........................................................................18 9.3.5 Čvrstoća u točki..................................................................................................................26 9.3.6 Trajnost..............................................................................................................................30 9.3.7 Bubrenje ............................................................................................................................32

9.3.7.1 Uzorkovanje i priprema uzoraka......................................................................................... 33 9.3.7.2 Procjena potencijala bubrenja na osnovi poznavanja mineraloško-petroloških svojstava.. 35 9.3.7.3 Određivanje aksijalnog naprezanja bubrenja ...................................................................... 36 9.3.7.4 Određivanje aksijalne i radijalne deformacije bubrenja slobodnog uzorka ........................ 39 9.3.7.5 Određivanje aksijalnog naprezanja bubrenja u funkciji aksijalne deformacije bubrenja.... 42

9.4 Ispitivanje diskontinuiteta........................................................................................................45 9.4.1 Ispitivanje čvrstoće diskontinuiteta pri izravnom posmiku .....................................................45 9.4.2 Ispitivanje čvrstoće diskontinuiteta u troosnim ćelijama.........................................................46

9.5 Ispitivanje stijenske mase ........................................................................................................47 9.5.1 Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase u bušotinama .......................................................48

9.5.1.1 Uvod.................................................................................................................................... 48 9.5.1.2 Dilatometarska ispitivanja .................................................................................................. 49

9.5.1.2.1 Dilatometri s direktnim mjerenjem radijalnih pomaka (LNEC tip).............................49 9.5.1.2.2 Dilatometri s indirektnim mjerenjem radijalnih pomaka............................................52 9.5.1.2.3 Uputrebljivost rezultata dilatometarskih ispitivanja ..................................................53 9.5.1.2.4 Primjeri iz prakse ...................................................................................................55

9.5.1.3 Ispitivanje pomoću bušotinskih preša ................................................................................. 64 9.5.1.4 Ispitivanje pomoću bušotinskog penetrometra ................................................................... 64 9.5.1.5 Prednosti i nedostaci pokusa u bušotinama......................................................................... 64

9.5.2 Ispitivanja deformabilnosti stijenske mase pokusom opterećenja pločom................................66 9.5.2.1 Postupak ispitivanja ............................................................................................................ 66 9.5.2.2 Interpretacija rezultata mjerenja ......................................................................................... 68 9.5.2.3 Prednosti i nedostaci pokusa pločom.................................................................................. 72

9.5.2.3.1 Primjeri iz prakse ...................................................................................................73 9.5.3 Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase s velikim tlačnim jastucima...................................79

9.5.3.1 Metoda instituta Jaroslav Černi .......................................................................................... 79 9.5.3.2 Metoda LNEC..................................................................................................................... 80 9.5.3.3 Interpretacija rezultata mjerenja ......................................................................................... 82 9.5.3.4 Prednosti i nedostaci LFJ pokusa........................................................................................ 86 9.5.3.5 Ostale mogućnosti korištenja velikih tlačnih jastuka.......................................................... 87

9.5.3.5.1 Primjeri iz prakse ...................................................................................................88 9.6 Rječnik ..................................................................................................................................98 9.7 Literatura ...............................................................................................................................99 9.8 Dodaci .................................................................................................................................103

9.8.1 Zahtjevi Eurokoda 7 koji se odnose na laboratorijska i in-situ ispitivanja ..............................103

9 Tehnike ispitivanja 3

9.1 Uvod

«....when you can measure what you are speaking about, and express it in numbers, you know something about it, but when you can not express it in numbers, your knowledge is of a meagre and usatisfactory kind....» Lord Kelvin (1824-

1907) Budući da su mnogi fizikalni zakoni bili izvedeni iz eksperimenata, eksperimenti predstavljaju važan dio mehanike stijena. Eksperimenti u stijenama također nude na provjeru neke aspekte usvojenih teorija iz drugih disciplina. Prema Sir Roger Bacon-u, eksperimentalna znanost ne prihvaća znanja bilo koje više znanosti; eksperimentalna znanost je gazdarica, sve ostale znanosti su sluškinje. U primijenjenoj mehanici stijena procedura projektiranja uključuje matematsko modeliranje pomoću jednadžbi teoretske i primjenjene mehanike. U svim slučajevima matematskog modeliranja, kao ulazni podaci pojavljuju se mehanička svojstva i primarno naponsko stanje stijenske mase. Vrijednost postignutog rješenja nije veća od vrijednosti ulaznih podataka. Do prije nekoliko godina samo su veliki istraživački i sveučilišni centri raspolagali sa softwareom koji danas svaki istraživač može imati na svom stolu. Osnovni problem kod korištenja komercijalnog softwarea je definiranje mehaničkih svojstava, početnih i rubnih uvjeta. Ispitivanja u mehanici stijena nailaze na jedan, do danas ne riješen, problem koji se u mehanici tla ne susreće ili je daleko manje izražen. To je efekt razmjere (scale effects). Iz ekonomskih i tehničkih razloga ne može se u većini inženjerskih problema postići geotehnički podatak koji odgovara pravom mjerilu. Ova činjenica čini rezultate ispitivanja nepouzdanim što često može imati ozbiljne a nekada i fatalne posljedice. Glavni uzrok nepouzdanosti posljedica je diskontinualnog i heterogenog karakter stijenske mase (Pinto da Cunha, 1992). Efekt razmjere, Ladany (1982) smatra jedinim od najvećih problema mehanike stijena. Utvrđivanje važećih veza između rezultata pokusa u različitim mjerilima i svojstva stijenske mase obavlja se na različite načine. Najčešće se ekstrapolacija rezultata jeftinih pokusa na malim uzorcima (laboratorijskim i terenskim) u mjerilo inženjerskog projekta radi pomoću faktora sigurnosti baziranog na tzv. "sound engineering judgement". Jasno je da puno bolje rezultate daje više kvantitativni probabilistički pristup baziran na poznavanju reprezentativnosti rezultata pokusa u različitim mjerilima.Zbog važnosti ovog problema ISRM je 1988 god. osnovalo komisiju za "Scale Effects in Rock Mechanics" Opseg ispitivanja varira ovisno o veličini objekta, dubine istraživanja, kompleksnosti stijenske mase i opsega 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. 9.2 Uzorkovanje na terenu Ako ekonomski i drugi uvjeti dopuštaju, direktan uvid u stanje stijenske mase moguće je postići na ove načine: • analizom stijenske mase u zidovima iskopa (površinski raskop i istražne gelarije (okna) u koje čovjek

može pristupiti), • analizom stijenske mase u zidovima bušotine (video kamere), • analizom jezgre dobivene bušenjem.


Površinski i podzemni iskopi Iskop zasjeka i usjeka u sklopu izrade građevnih jama, prometnica i sl. pruža dobru priliku za uvid u stanje stijenske mase i uzorkovanje za obavljenje laboratorijskih kao i za obavljenje nekih terenskih ispitivanja. Prirodni izdanci stijenske mase na površini također omogućavaju procjenu stanja stijenske mase. Podzemni iskopi (tuneli, podzemne građevine) pružaju izvanrednu priliku za pročavanje stijenske mase jer se obično nalaze na značajnim dubinama. Za posebno rizične projekte nekada se izvode posebne istražne galerije (mali tuneli). Podzemni iskopi, bez obzira radi li se o konačnoj građevini ili istražnom tunelu, omogućavaju: • uzorkovanje radi obavljanja laboratorijskih ispitivanja na intaktnoj stijeni i diskontinuitetima, • izvođenje terenskih ispitivanja stijenske mase, • opažanja pokreta i naprezanja u stijenskoj masi, • prikupljanje parametara za kvalitetno klasificiranje stijenske mase (diskontinuiteti, podzemne vode i sl.) Kod proučavanja stijenske mase u zidovima iskopa ili na izdancima stijenske mase, treba voditi računa o sljedećem: • ako se iskop vrši miniranjem, stijenska masa do neke dubine može biti oštećena. O tome treba voditi

računa kod klasificiranja stijenske mase kao i kod uzorkovanja i terenskih ispitivanja. • ako se radi o prirodnim izdancima ili o starim iskopima, stijenska masa može biti alterirana Slika XXX Moguća zona oštećenja stijenske mase usljed miniranja Slika XXX Istražni tunel na projektu-Shimuzu no.3 tunnel (WT, 4/99, p.122); Istražni tunel na projektu-Gothard bazni tunel (WT, 4/95, p.109)

A


Istražna bušenja Izvođenjem istražnih bušenja otvara se cijeli niz mogućnosti za pručavanje stanja stijenske mase. • Bušenjem se dobiju cilindrični uzorci za ispitivanje intaktne stijene i diskontinuiteta u laboratoriju

(fizikalna i mehanička svojstva) • U bušotini se mogu izvoditi pokusi za statičko određšivanje čvrstoće i deformabilnosti kao i mjerenje

primarnih naprezanja • U bušotini se mogu izvoditi geofizička ispitivanja radi određivanja dinamičkih svojstava elastičnosti

stijenske mase • Bušotina može poslužiti za ispitivanja vodopropusnosti stijenske mase • U bušotinu se mogu ugraditi uređaji za opažanja pokreta • Snimanjem zidova bušotine video kamerom, može se dobiti dobar uvid u stanje stijenske mase Slika XXX Istražna bušenja (Tunel ispod Stockholma, WT 10/97.p.363) 9.3 Ispitivanje intaktne stijene U mehanici stijena je dogovoreno da se deformabilnost i čvrstoća intaktne stijene određuje na cilindričnim uzorcima. Kako se dijamantnim bušenjem najmanje oštećuje stijena, a jezgra ima oblik cilindra, logično je bilo usvojiti cilndrični oblik kao standardni. 9.3.1 Priprema uzoraka 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.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.


Ispitivanje deformabilnosti i ičvrstoće u uvjetima jednoosnog i troosnog tlačenja Brazilski pokus

SM ISRM ASTM SM ISRM

Oblik uzorka cilindar H/D=2,5-3

cilindar H/D=2,0-2,5

cilindar H=1/2D

Promjer uzorka D>NX (približno. 54 mm) D>47 mm D>NX (približno. 54 mm)

Promjer uzorka u odnosu na promjer zrna (D/dzrna)

D/dzrna<10 D/dzrna<10

Kod pješčenjaka: D/dzrna<6

Ravnost plašta (∆max) ∆max<0,3 mm ∆max<0,5 mm ∆max<0,025 mm Ravnost baza (δmax) δmax< 0,02 mm δmax< 0,025 mm ∆max<0,25 mm Okomitost baza i osi uzorka (∆D/D)

∆D/D<0,001 rad (oko 3,5 min) ili 0,05 mm na 50 mm ∆D/D<0.250=1/230=0.0043 Baze trebaju biti

paralelne unutar 0,250

Vlažnost Zabilježi vlažnost u vrijeme ispitivanja

Dobra praksa generalno traži da se laboratorijski pokusi obave na uzorcima koj reprezentiraju prirodne uvjete

Izravnavajući materijal

Ne koristi izravnavajući materijal

Izravnavajući materijal se ne smije koristiti izizev u posebnim slučajevima opisanim u 5.8

Broj ispitnih uzoraka koji karakteriziraju stijenu koja se ispituje ovisi o mogućnosti dobivanja uzoraka. Broj ispitnih uzoraka

(specimen) iz jednog uzorka (sample) Preporuča se ispitati najmanje 5 ispitnih uzoraka

Preporuča se ispitatai najmanje 10 ispitnih uzoraka

Uzorak (sample) ima svojstva stijene koja se ispituje. To može biti blok intaktne stijene izvađen iz iskopa ili jezgra dobivena bušenjem. Kako je i intaktna stijena često nehomogena i anizotropna, za ispitivanje nekog svojstva stijene treba ispitati više ispitnih uzoraka (specimens). Srednja izmjerena ili izračunata vrijednost svih ispitanih ispitnih uzoraka predstavlja svojstvo uzorka odnosno stijene koja se ispituje. (ISRM Comission 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) Slika XXX Uzorak i ispitni uzorak

Uzorak (sample)

Ispitni uzorci (specimens)


Priprema uzoraka Da bi se dobio željeni oblik i dimenzije ispitnih uzoraka treba provesti sve ili samo neke od ovih radnji: • Rezanje • Bušenje • Brušenje Slika XXX Stroj za rezanje (IGH Zagreb) Slika XXX Stroj za bušenje (IGH Zagreb)


Slika XXX Stroj za brušenje ispitnih uzoraka (IGH Zagreb) Određivanje odstupanja dimenzija i oblika Kako je naprijed rečeno, kontroliraju se dimenzije uzorka te postignuta točnost obrade. Donja slika prikazuje, u nerealnom mjerilu, neravnosti plašta i baze cilindričnog uzorka. Slika XXX Odstupanje od idealnog oblika uzorka

D

∆D δmax

∆max


Kontrola postignute točnosti obrade vrši se na mjernom stolu kako to pokazuju donje slike. Pri mjerenju se koristi mjerna urica propisane razlučivosti.

.3.1.1.1.1.1.1.1

.3.1.1.1.1.1.1.2

.3.1.1.1.1.1.1.3 Slika XXX Kontrola postignute točnosti obrade osnova (a) i plašta uzorka (b i c) Izmjerene vrijednosti analizira program koji daje odgovor dali su zadovoljeni kriteriji odstupanja dimenzija i oblika. Ukoliko kriteriji nisu zadovoljeni, obradu treba ponoviti. Eurokod 7, smatra kriterije iz preporučenih metoda ISRM-a i ASTM-a, neopravdano strogim te preporuča ispitivanje više uzoraka sa blažim kriterijima obrade. 9.3.2 Vlačna čvrstoća Danas se koriste dva načina određivanja vlačne čvrstoće (slika 1). Slika XXX Direktan (a) i indirektan (b) način određivanja vlačne čvrstoće stijene U inženjerskoj praksi rijetko se koristi direktan način za ispitivanje vlačne čvrstoće. Za to postoje dva razloga: • teškoće pripreme i prihvata uzorka • Stijena na terenu uglavnom nikada nije u uvjetima direktnog vlaka.

Mjerka

a b c

(a)

σt

σt

(b)

σt D

h


Zbog toga se za određivanje vlačne čvrstoće uglavnom koriste indirektne metode. Kod indirektnih metoda vlačna naprezanja generirana su tlačnim. Stijena ima mnogo manju vlačnu čvrstoću u odnosu na tlačnu pa je ovakav pristup moguć. Obrnut slučaj, da se tlačno naprezanje generira vlačnim nije moguće. Uređaji za ispitivanje Uzorak se ispituje u čeljustima koje trebaju imati polumjer zakrivljenosti koji je 1,5 puta veći od polumjera uzorka. Slika xxx Indirektan način određivanja vlačne čvrstoće stijene (Brazilski pokus) (IGH Zagreb) Priprema uzoraka za ispitivanja Ispitivanje se obavlja na cilindričnom uzorku koji ima promjer ne manji od 54 mm (SM 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). Postupak ispitivanja Opterećenje na uzorku treba biti kontinuirano s konstantnim prirastom, tako da lom slabovezanih stijena nastupi unutar 15 – 30 sekundi. Preporuča se prirast opterećenja od 200 N/s (SM ISRM; 1978) Proračun Vlačna čvrstoća uzorka σt se računa iz slijedećg izraza:

[ ]MPaDh

PDhP

t

==

636,02π

σ

P=sila loma (N), D=promjer ispitivanog uzorka (mm) h=visina ispitivanog uzorka (mm).

R

1,5R


Kriterij čvrstoće Slika XXX Direktna i indirektna vlačna čvrstoća predstavljene Mohrovim krugovima Izvještaj o ispitivanju ISRM preporuča da izvještaj o ispitivanju sadrži sljedeće podatke (SM ISRM, 1978)

a) Litološki opis stijene, b) Smjer osi opterećenja u odnosu na anizotropiju uzorka, npr. plohu slojevitosti, škriljavost itd., c) Porijeklo uzorka uključujući geografsku lokaciju, dubinu i smjer, podatke i metode uzorkovanja i

način smještaja, te uvjeti smještaja, d) Broj ispitivanih uzoraka, e) Promjer i visina uzoraka, f) Sadržaj vode i stupanj zasićenosti u vrijeme ispitivanja, g) Trajanje ispitivanja i prirast naprezanja, h) Datum ispitivanja i tip stroja za ispitivanje, i) Oblik loma, j) Bilo koje drugo ponašanje ili postojeći fizički podaci kao što su specifična težina, poroznost,

propusnost, citiranje metoda determinacije za svaki uzorak, k) Vlačna čvrstoća za svaki ispitni uzorak, izražena s tri decimalna broja, zajedno s prosječnim

rezultatom za sve ispitne uzorke. 9.3.3 Deformabilnost i čvrstoća pri jednoosnom tlaku Čvrstoća i deformabilnost intaktne stijene pri jednosnom tlaku, osnovni su parametri koji se koriste za opis i klasifikaciju stijene. Danas se primjenjuju dva načina ispitivanja deformabilnosti i čvrstoće stijene u uvjetima jednoosnog tlačenja. Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM) opisalo je ova dva postupka u dvije preporučene metode (Suggested methods). • Tehnike kojima se ne može dobiti naponsko-deformacijska krivulja u postlomnom području (ISRM,

1979). • Tehnike kojima se može dobiti kompletna naponsko-deformacijska krivulja (dakle i u poslijelomnom

području) (ISRM 1999).

τBrazilski pokus

σ

Φ

Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće

c

σt 3σt

τ


Opisat će se pokus za određivanje čvrstoće koji tretira ISRM(1979) i američke norme (ASTM D 3148 i ASTM-D 2938) kada ne postoji obaveza dobivanja naponsko-deformacijske krivulje u postlomnom području. 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). Uređaji za ispitivanje Slika xxx Shematski prikaz opreme za jednoosno ispitivanja stijena Povećanje promjera uzorka (radijalna deformacija) može se mjeriti na više načina: • Prislanjanjem tri mjerila pomaka na sredinu visine uzorka • Mjerenjem promjene opsega uzorka • Ljepljenjem 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. 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.

3

6

1

2

4 7

Računalo

1-Okvir stroja 2-Hidraulička preša 3-Podložne pločice 4-Uzorak 5-Podložne ploče 6-Mjerilo sile 7-Mjerila aksijalnog i

radijalnog pomaka

5

3


Slika XXX 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) Slika XXX Tri mjerila pomaka mjere promjenu radijusa uzorka a tri vertikalna mjere promjenu ukupne visine uzorka (razmaka podložnih ploča) (IGH-Zagreb) 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 stijena za koju se ispituje deformabilnost. Postupak ispitivanja Ispitivanje se može izvesti u strojevima s kontroliranom silom ili u strojevima sa kontroliranim pomakom. 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 deofrmacija 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.

Mjerila radijalnog pomaka (promjene opsega uzorka)

Mjerilo aksijalnog pomaka

D

D+∆D

L

σ

L-∆L

σ


Slika XXX Kompletna naponsko-deformacijska krivulja u pokusu jednoosnog tlačenja Proračun Slika XXX Izračunavanje Youngovog modula iz naponsko-deformacijske krivulje Jednoosna tlačna čvrstoća:

[ ]kPamkN

AF

c =

= 2

maxσ [ ]22

4mDA

=

π

Aksijalna def. εax

Nap

reza

nje σ

∆σ

∆εax

Srednji modul

axsrE

εσ

∆∆

=

½ σc

Nap

reza

nje σ

σc

Aksijalna def. εax

∆σ

∆εax

Tangentni modul

axtE

εσ

∆∆

=

Nap

reza

nje σ

∆εax

Aksijalna def. εax

Sekantni modul

ax

Esεσ

∆∆

=

∆σ


Aksijalna deformacija εax (neovisna varijabla)

Radijalna deformacija εrad

∆ εrad

Aks

ijaln

o na

prez

anje

σ

(ovi

sna

vari

jabl

a)

Vršna čvrstoća σc

D

D+∆D

L

σ

L-∆L

σ

∆ εax

∆ σ


Aksijalna deformacija:

LL

bazemjerneDuljinabazemjerneduljineSkracenje

ax∆

==ε

Radijalna deformacija:

DD

promjerPocetnipromjeraPovecanje

rad∆

==ε

Youngov modul elastičnosti:

[ ]kPakPaEax

=

∆∆

=εσ

Poissonov koeficijent:

ax

rad

εευ∆∆

=

Kada se ispitivanjem želi utvrditi samo jednoosna tlačna čvrstoća i informativna vrijednost modula elastičnosti, može se koristiti oprema prikazana na donjoj slici. Kod ovog se postupka mjeri promjena visine uzorka (promjena razmaka gornje i donje podložne pločice). Deformacija uzorka izmjerena na ovaj način manj je precizna od naprijed opisanog načina na rezultat mjerenja utječu neravnosti baza kao i kontaktni efekti čelika i stijene. Slika XXX Shematski prikaz opreme za jednoosno ispitivanja stijena

5

56

1

2

4 7

Računalo

1-Okvir stroja 2-Hidraulička preša 3-Podložne ploče 4-Uzorak 5-Podložne pločice 6-Mjerilo sile 7-Mjerila aksijalnog

pomaka

3

D

D+∆D

L

∆L F

F


Slika XXX Oprema za ispitivanje jednoosne tlačne čvrstoće stijene (IGH-Zagreb) Slika XXX Informativna naponsko-deformacijska krivulja u prijelomnom području

D

D+∆D

L

∆L F

F

Prije loma

Poslije loma


∆ εax

Aks

ijaln

o na

prez

anje

σ

(ovi

sna

varij

abla

)

Vršna čvrstoća σc


Kriterij čvrstoće Slika XXX Vlačna (direktna i indirektna) i tlačna čvrstoća predstavljene Mohrovim krugovima

τ

σt

σt

σt

Brazilski pokus

σ

Φ Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće

c

σt

Vlačna čvrstoća određena direktnim postupkom

3σt

τ

τ

σc

σc

Jednoosna tlačna

σc


9.3.4 Deformabilnost i čvrstoća pri troosnom tlaku Kompletnu naposnko-deformacijsku krivulju moguće je dobiti samo ako se pri ispitivanju koristi stroj sa kontroliranom deformacijom. Postlomno ponašanje ne može se dobiti ako se ispitivanje izvodi na stroju s kontroliranom silom (naprezanjem). Podsjetimo se da sa povećanjem manjeg glavnog naprezanja (radijalno naprezanje=bočno naprezanje=ćelijski tlak) opada krutost i raste deformabilnost stijene. Na taj način i materijal s izrazito krtim lomom pri jednoosnom tlačenju može imati duktilan lom pri visokim radijalnim naprezanjima. Slika XXX Kompletna naponsko-deformacijska krivulja troosno opterećene stijene Oprema za ispitivanje Slika xxx shematski prikazuje opremu koja je potrebna za ispitivanje.


Aks

ijaln

o na

prez

anje

σax

Duktilno

Krto

Povećanje bočnog naprezanja


Slika XXX Shematski prikaz opreme za troosna ispitivanja stijena Povećanje promjera uzorka (radijalna deformacija) može se mjeriti na više načina: • Prislanjanjem tri mjerila pomaka na sredinu visine uzorka • Mjerenjem promjene opsega uzorka • Ljepljenjem 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. 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.

3

5

3 6

8

1

2

7

4

Računalo

Visokotlačna uljna pumpa

1-Okvir stroja 2-Hidraulička preša 3-Troosna ćelija 4-Uzorak 5-Podložne pločice 6-Ulje 7-Klip 8-Mjerilo sile 9-Mjerila aksijalnog i radijalnog

pomaka 10-Mjerilo ćelijskog tlaka

10

5

5


Slika XXX Mjerila pomaka (aksijalog i radijalnog) pričvršćena na uzorak (IGH-Zagreb) 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. Slika XXX Uzorak na postolju troosne ćelije (a) i montaža plašta ćelije (b) (IGH-Zagreb)

a b

Mjerilo radijalnog pomaka (promjene opsega uzorka)

Mjerilo aksijalnog pomaka

σ3

D

D+∆D

L

σ

L-∆L

σ

σ3

σ3

σ3


Priprema uzoraka za ispitivanja 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 nebi djelovalo na uzorak te kako bi se omogućilo aktiviranje efektivnih naprezanja na diskontinuitetima, uzorak se štiti nepropusnom membranom. Slika 5 Zaštita uzorka teflonskom folijom i podložne pločice za različite promjere uzoraka (IGH Zagreb) Postupak ispitivanja • Stavi membranu na uzorak. Postavi mjerila pomaka na uzorak. Postavi uzorak sa mjerilima na postolje

ćelije. Montiraj plašt ćelije. Napuni ćeliju uljem. Optereti uzorak aksijalnom silom predopterećenja radi postizanja dobrih kontakata (obično je sila predopterećenja Fp=110 N)

• Povećavaj 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).

• Kada je postignut programirani ćelijski tlak (σ3) nuliraj 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 povećavaj deformaciju uzorka (kontrolirana deofrmacija) tako da se lom sličnog uzorka pri jednoosnom tlačenju dogodi unutar 5-15 min. Američka norma predviđa i pokus sa kontroliranom silom (naprezanjem). U ovom slučaju ne može se dobiti krivulja u postlomnom području.

• Tijekom pokusa održavaj (σ3) stalnim Aksijalno naprezanje koje je posljedica prirasta sile nakon postizanja ćelijskog tlaka predstavlja devijatorsko naprezanje.


Slika XXX Manje glavno naprezanje (ćelijski tlak), devijatorsko naprezanje i veće glavno naprezanje tijekom pokusa troosnog tlačenja 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 XXX Kompletna naponsko-deformacijska krivulja prikazana kao odnos devijatorskog naprezanja i deformacija uzorka Proračun čvrstoće 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.

Hidrostatsko tlačenje

Povećanje aksijalnog naprezanja uz

zadržavanje bočnog tlaka stalnim (devijatorsko naprezanje)

σ3

Troosno tlačenje

+

∆σ= σdev

=

∆σ= σdev σ3

σ3

σ3

σ3

σ3

σ1= σ3+∆σ

σ1= σ3+∆σ

σ3 σ3

σ3 σ3


Aksijalna deformacija εax (neovisna varijabla) Radijalna def. εrad

Rezidualna čvrstoća ∆ εax ∆ εrad

Dev

ijato

rsko

nap

reza

nje σ d

ev

(ovi

sna

varij

abla

)

Vršna čvrstoća σdev vrsno

σ3

D

D+∆D

L

σ

L-∆L

σ

σ3

σ3

σ3


[ ]kPamkN

AF dev

vrsnodev =

= 2

maxσ [ ]22

4mDA

=

π

Veće glavno naprezanje u trenutku loma uzorka dobije se zbrajanjem devijatorskog naprezanja u trenutku loma uzorka i ćelijskog tlaka. U trenutku loma uzorak je opterećena s ovim glavnim naprezanjima: Veće glavno naprezanje: σ1=σdev vršno+ σ3 Manje glavno naprezenje: σ3=ćelijski tlak Ove dvije vrijednost u potpunosti definiraju Mohrov krug naperzanja u Mohr-Coulombovom kriteriju čvrstoće odnosno točku u σ1- σ3 prostoru. Proračun deformacijskih parametara Slika XXX Izračunavanje Youngovog modula iz naponsko-deformacijske krivulje Aksijalna deformacija:

LL

bazemjerneDuljinabazemjerneduljineSkracenje

ax∆

==ε

Radijalna deformacija:

DD

promjerPocetnipromjeraPovecanje

rad∆

==ε

Youngov modul elastičnosti:

Srednji modul

ax

devsrE

εσ∆∆

=

Tangentni modul

ax

devtE

εσ∆∆

=

Sekantni modul

ax

devsE

εσ∆∆

=

Aksijalna def.

Dev

ijato

rko

napr

ezan

je σ

dev

∆σdev

∆εax

½ σdev vrsno

σdev vrsno

Aksijalna def.

∆σdev

∆εax

∆εax

Aksijalna def.

∆σdev Dev

ijato

rko

napr

ezan

je σ

dev

Dev

ijato

rko

napr

ezan

je σ

dev


[ ]kPakPaEax

dev =

∆∆

=εσ

Poissonov koeficijent:

ax

rad

εευ∆∆

=

Kriterij čvrstoće Slika XXX Kriterij čvrstoće definirano vlačnom jednoosnom i troosnom čvrstoćom stijene Kao što je naprijed 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. Ako se želi odrediti samo čvrstoća i aksijalna deformabilnost stijene, aksijalni pomak može se mjeriti izvan ćelije kako to pokazuje sljedeća slika:

σ1= σ3+∆σ

σ1= σ3+∆σ

σ3 σ3

σ3 σ3

Troosna čvrstoća

σ1

Brazilski pokus

σ

Φ

Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće

c σt

Vlačna čvrstoća određena direktnim postupkom

3σt

τ

τ

σt

σt

σt

Jednoosna tlačna čvrstoća

τ

σc

σc

σ3 σc


Slika XXX Shematski prikaz opreme za ispitivanje čvrstoće stijena pri troosnom tlačenju Slika XXX Naponsko-deformacijska krivulja prikazana kao odnos devijatorskog naprezanja i aksijalne deformacije uzorka U ovom slučaju točnost mjerenja aksijalne deformacije je manja jer izmjereni pomak uključuje i efekte kontakta klipa i uzorka.

35

3 6

8

1

2

4

7

Računalo

Visokotlačna uljna pumpa

1-Okvir stroja 2-Hidraulička preša 3-Troosna ćelija 4-Uzorak 5-Podložne pločice 6-Ulje 7-Klip 8-Mjerilo sile 9-Mjerilo aksijalnog

pomaka 10-Mjerilo ćelijskog tlaka

10

9

5

3

6



Rezidualna čvrstoća ∆ εax

Dev

ijato

rsko

nap

reza

nje σ d

ev

(ovi

sna

varij

abla

)

Vršna čvrstoća σdev vrsno

σ3

D

D+∆D

L

σ

L-∆L

σ

σ3

σ3

σ3


9.3.5 Čvrstoća u točki 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. 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 Orijentacija uzoraka tijekom ispitivanja anizotropnih stijena o odnosu na pravac opterećenja može biti: • okomito na plohe oslabljenja • paralelno plohama oslabljenja. Priprema uzoraka 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 xxx. Slika XXX Oblik uzoraka za: (a) dijametralni, (b) aksijalni, (c) blok i (d) pokus na nepravilnom uzorku Uređaji za ispitivanje Uređaj za ispitivanje se sastoji iz: • sklopa za opterećivanje uzorka


• mjerila sile Tijekom pokusa koristi se i mjerilo duljine radi mjerenja dimenzija uzorka. Postupak ispitivanja 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 xxx pokazuje tipične oblike pravilnog i nepravilnog loma uzoraka. Slika XXX Pravilni pokusi (a,b,i c). Nepravilni pokusi (d i e) 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 3). Slika XXX Pravci opterećenja anizotropne stijene Proračun Nekorigirana čvrstoća pri opterećenju u točki, Is, izračuna se kao

2e

s DPI =

De=Ekvivalentni promjer jezgre

Krivo Ispravno

Ispravno

Krivo


Ekvivalentni promjer jezgre za dijametralni pokus:

De2=D2

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

De2=4A/π

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. 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:

Is(50) =F*Is gdje je: Is=vrijednost indeksa čvrstoće izračunata za stvarne dimenzije uzorka F=faktor korekcij dimenzija

45,0

50

= eD

F

Prosječna vrijednost Is(50) se računa izbacivanjem po dvije ekstremne vrijednosti (2 najveće i 2 najmanje) od 10 ili većeg broja vežećih 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 (vidi Goodman, 1980. str. 35)


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*Is(50) <σtlačno<=50*Is(50) U praksi se za procjenu jednoosne tlačne čvrstće najčešće koristi odnos:

σtlačno=22*Is(50) Približan odnos Is(50) i vlačne čvrstoće iz Brazilskog pokusa je:

σvlačno=0,8*Is(50) Slika XXX Dijametralni, aksijalni i pokus na uzorccima nepravilnog oblika (IGH-Zagreb)


9.3.6 Trajnost Slabe stijene pokazuju sklonost trošenju pri cikličkom vlaženju i sušenju. Uređaj za ispitivanje Slika XXX Oprema za ispitivanje trajnosti (slake durability aparatus) (IGH-Zagreb) Slike XXX Dimenzije bubnja Uzorak Uzorak za ispitivanje sastoji se od deset reprezentativnih, neporemećenih, grubo jednakih fragmenata stijene koji teže od 40 – 60 g svaki. Ti se fragmenti mogu pojaviti kao prirodni ili ih se može lomiti čekićem. Takvi se fragmenti mogu dobiti iz jezgre ili iz istražnih jama, a njihove veličine će varirati ovisno o metodama uzorkovanja. Po mogućnosti treba lomiti sve oštre uglove i uklonite svu prašinu četkanjem uzorka prije vaganja. Cijeli uzorak treba težiti od 450 do 550 g. Uzorak treba transportirati i skladištiti tako da zadrži prirodni sadržaj vode.


Slika XXX Uzorak prije i poslije ispitivanja

Postupak ispitivanja

Opis Simbol 1. Odabere se 10 tipičnih uzoraka stijene pojedinačne težine 40-60 g tako da ukupna težina

bude 450-550 g. Uzorci trebaju biti grubo kuglastog oblika.

2. Fragmenti šejla stave se u bubanj bez poklopca te se izmjeri masa stijene i bubnja A 3. Bubanj bez poklopca s fragmentima stijene osuši se u sušioniku (16 sati sušenja ili do

postizanja nepromjenjene mase). Nakon što se bubanj ohladio (20 min) izmjeri se masa bubnja i uzorka.

B

4. Bubanj se postavi u korito koje se napuni s destiliranom vodom sobne temperature do dubine od 20 mm ispod osovine bubnja. Uključi se rotacija na brzinu od 20 okretaja u minuti u trajanju od 10 minuta. Zabilježi se temperatura vode na početku i na kraju okretanja.

5. Bubanj se izvadi iz korita odmah nakon završetka vrtnje (rotacije) i osuši zajedno s uzorkom ostavljajući ga u sušioniku 16 sati ili dok ne postane nepromjenjive masa (bubanj je bez poklopca).

6. Izmjeri se masa uzorka i bubnja bez poklopca, kako bi se dobila suha masa za drugi ciklus

7. Bubanj se postavi u korito koje se napuni s destiliranom vodom sobne temperature do dubine od 20 mm ispod osovine bubnja. Uključi se rotacija na brzinu od 20 okretaja u minuti u trajanju od 10 minuta. Zabilježi se temperatura vode na početku i na kraju okretanja.

8. Bubanj se izvadi iz korita odmah nakon završetka vrtnje (rotacije) i osuši zajedno s uzorkom ostavljajući ga u sušioniku 16 sati ili dok ne postane nepromjenjive masa (bubanj je bez poklopca).

9. Izmjeri se masa uzorka i bubnja bez poklopca, kako bi se dobila konačna suha masa WF

10. Izmjeri se masa čistog bubnja bez poklopca. C Izračuna se prirodni sadržaj vode kako slijedi: w = [(A-B)/(B-C)]x100 Izračun se indeks postojanosti na trošenje (drugi ciklus) kako slijedi:


Id(2) = [( WF – C) / (B – C )] x 100

gdje je Id(2) = indeks postojanosti na trošenje (drugi ciklus), B = masa bubnja bez poklopca i uzorka osušeni u sušioniku prije prvog ciklusa, (g) WF = masa bubnja i uzorka osušeni u sušioniku nakon drugog ciklusa, (g) C = masa bubnja bez poklopca (g) 9.3.7 Bubrenje Potencijal bubrenja i iznos bubrenja Kada se govori o bubrivim svojstvima tla ili stijena, bitno je istaći razliku između potencijala bubrenja i iznosa bubrenja. Potencijal bubrenja ovisi o prirodi stijene (mineraloškom sastavu i vezama između pojedinih čestica), a iznos bubrenja o okolnostima u kojima će se ta stijena naći. To znači da iznos bubrenja (deformacija ili naprezanje) u određenim okolnostima može biti zanemariv iako stijena ima visok potencijal bubrenja. Potencijal bubrenja je relativni kapacitet stijene da bubri. Iznos bubrenja je stupanj do kojega je realiziran potencijal bubrenja. Saturirana stijena iskazat će svoj potencijal bubrenja samo ako uvjeti njenog okoliša dovedu potencijal bubrenja u položaj djelovanja. U tunelogradnji dva fenomena dovode potencijal bubrenja u položaj djelovanja: (a) rasterećenje stijene; (b) djelomično desaturiranje stijene zbog prozračivanja tunela. Svaki od njih, ili oba istodobno, izazvat će bubrenje pod uvjetom da postoji dostatna količina pukotinske vode (voda u tekućem stanju). Tijekom iskopa, bubrenje saturirane stijene uglavnom je posljedica rasterećenja. Dugo nakon iskopa (tijekom gradnje dugačkih tunela ili tijekom korištenja tunela) bubrenje je posljedica djelomičnog desaturiranja. Tablica xxx Utjecajni čimbenici potencijala i iznosa bubrenja

UTJECAJNI ČIMBENICI

POTENCIJAL BUBRENJA IZNOS BUBRENJA

Tip bubrivih minerala Struktura i tekstura stijene

Količina bubrivih minerala Početna vlažnost

Jačina međučestičnih veza Dotok vode

Tip adsorbiranih iona Koncentracija i vrsta elektrolita

Tlak kojemu je stijena izložena

Gustoća stijene

Stupanj oštećenja međučestičnih veza Seed i dr. (1962) preporučuju da se ispitivanje bubrivih materijala obavlja u dvije faze: (a) ispitivanje potencijala bubrenja; (b) ispitivanje iznosa bubrenja. Ispitivanje potencijala bubrenja ima za svrhu prepoznavanje materijala na kojima će se obavljati ispitivanje iznosa bubrenja. Riječ je dakle, o jednoj vrsti eliminatornih ispitivanja. Zbog toga postupci za ispitivanje potencijala bubrenja moraju biti jednostavniji, brži i jeftiniji od postupaka za ispitivanje iznosa bubrenja. U suprotnom, ispitivanje potencijala bubrenja nema nikakvog smisla.


Već odavna je poznato da sposobnost povećanja volumena pod djelovanjem vode ima manja skupina minerala glina (smektiti), odnosno da hidrataciju nekih minerala prati povećanje volumena (npr. prijelaz anhidrita u gips). To znači da se kvalitativna procjena potencijala bubrenja može napraviti na osnovi mineraloškog sastava (tipovi i zastupljenost pojedinih minerala) i petroloških svojstava stijena (veza između pojedinih čestica). Za utvrđivanje mineraloškog i petrološkog sastava stijena postoji više načina, a najčešće se koriste sljedeći: (a) mikroskopska ispitivanja; (b) rendgenska difrakcijska ispitivanja; (c) diferencijalno-termičke analize. Ti su postupci pouzdani, ali nisu praktični. Oni su i spori te se ne mogu koristiti u svakodnevnoj geotehničkoj praksi (npr. za klasifikaciju materijala tijekom izgradnje tunela) (Holtz i Gibbs, 1956). To je ponukalo mnoge istraživače da pokušaju dovesti potencijal bubrenja u vezu s parametrima koji se mogu na jednostavan, brz i jeftin način ispitati u prosječno opremljenom geotehničkom laboratoriju. Rezultat tih nastojanja je čitav niz različitih postupaka koji služe za procjenu potencijala bubrenja stijene. Na materijalima koji su identificirani kao bubrivi (imaju znatan potencijal bubrenja) izvodi se druga faza istraživanja - ispitivanje iznosa bubrenja. Iznos bubrenja se obično izražava kao deformacija ili naprezanje. U tim pokusima prirodni uvjeti moraju biti vjerno simulirani. Obavljaju se u laboratoriju ili na terenu i znatno su složeniji od pok usa kojima se određuje potencijal bubrenja. Najčešće je bubrenje stijena posljedica bubrenaj minerala glina (osmotsko i/ili intrakristalno bubrenje) ili transformacije anhidrita u gips. Treba voditi računa da se ove dvije vrste stijena različito ponašaju tijekom pripreme i ispitivanja te se isti postupci i materijali ne mogu koristiti u oba slučaja. Tablica xxx Uvjeti ispitivanja ovisno o očekivanom mehanizmu bubrenja

Bubrenje stijene jposljedica je bubrenja minerala glina

Bubrenje je posljedica transformacije anhidrita u gips

Sušenje uzorka nakon obavljenog pokusa bubrenja

Uzorci se suše na temperaturi 1050C

Na kraju pokusa anhidrit će biti transformiran u gips. Sušenje na 1050C dat će nelogične razultate jer će se tijekom sušenja izgubiti i kristalna voda gipsa (način sušenja opisuje ISRM,1999)

Trajanje bubrenja

Bubrenje minerala glina je relativno brzi proces. U laboratoriju traje obično nekoliko dana. Trajanje ovisi o veličini uzorka.

Transformacija anhidrita u gips je relativno spor proces i traje više godina.

Voda kojom se vrši natapanje uzorka

Standardno se koristi destilirana voda a nekada i voda s lokacije uzorkovanja ili fluidi posebnog kemijskog sastava.

Destilirana voda može izazvati nekontrolirano otapanje sulfata. Treba koristiti otopinu kalcijeva sulfata 2,4 g CaSO4. po jednoj litri destilirane vode

Reverzibilnost procesa bubrenja Proces je reverzibilan što znači da se povećanjem naprezanja može poništiti deformacija bubrenja

Proces nije reverzibilan. Povećanjem naprezanja ne može se postići reverzibilan proces (transformacija gipsa u anhidrit)

Postupci za ispitivanje potencijala bubrenja u pravilu su jednostavniji i brži od postupaka za ispitivanja iznosa bubrenja. Ispitivanjem potencijala bubrenja vrši se selekcija materijala na kome će se obaviti ispitivanje iznosa bubrenja. Međutim, nekada se isti pokus koristi za određivanje i potencijala i iznosa bubrenja. Naprimjer, jedan od standardnih pokusa za ispitivanje potencijala bubrenja je pokus kojim se određuje tlak bubrenja (tlak koji se razvije tijekom bubrenja ako je spriječeno povećanje volumena uzorka). Isti ovaj pokus koristi se i za određivanje iznosa bubrenja ako će stijena bubriti u uvjetima spriječenog povećanja volumena (apsolutno kruta tunelska podgrada). U ovom slučaju iznos bubrenja definiran je tlakom bubrenja. 9.3.7.1 Uzorkovanje i priprema uzoraka


Laboratorijska ispitivanja obavljaju se na poremećenim ili neporemećenim uzorcima. Uglavnom se potencijal bubrenja određuje na poremećenim, a iznos bubrenja na neporemećenim uzorcima. Međutim, može biti i obrnuto. Ako se radi o materijalima kod kojih cementne veze imaju značajan utjecaj na potencijal bubrenja, tada se on mora ispitivati na neporemećenom uzorku. Ovo je slučaj kod skoro svih stijena. S druge strane, ako se materijal sa svojstvima bubrenja ugrađuje u nasip ili se koristi kao podloga laganih konstrukcija (obloge kanala), tada se iznos bubrenja određuje na poremećenim uzorcima s tim što se simuliraju uvjeti ugradnje (vlažnost, gustoća) kao i uvjeti tijekom eksploatacije (cikličko vlaženje i sušenje i sl.). Stijene sklone bubrenju pripadaju kategoriji tzv. slabih stijena (weak rocks). Vrlo često ove stijne pričinjavaju značajne poteškoće pri uzorkovanju i pripremi uzoraka. Naime, na njih se ne može primjeniti metodologija koja se koristi u tlu, a često puta ni metodologija prilagođena čvrstim stijenama. Ako pored toga, stijena ima i svojstva bubrenja, poteškoće se multipliciraju. Problem uzorkovanja i pripreme uzoraka u bubrivim stijenama uglavnom se svodi na problem očuvanja prirodne vlažnosti i gustoće. Što stijena pokazuje veći potencijal bubrenja to su i ovi problemi veći (Franklin, 1984; Franklin, 1989, p 332; Yesil i dr., 1993,). Što je veći problem, povaćanje ili smanjenje vlažnosti? Logično se nemeće odgovor da veće probleme stvara povećanje vlažnosti, pošto povećana vlažnost može inicirati bubrenje tijekom uzorkovanja i pripreme uzoraka. U ovom slučaju će se tijekom ispitivanja utvrditi slabiji kapacitet bubrenja od onog koji posjeduje stijena. Kod bubrivih stijena kao sredstvo za hlađenje tijekom bušenja i rezanja uzoraka treba koristiti tekućine koje ne iniciraju bubrenje odnosno zračno hlađenje. Koje tekućine ne provociraju proces bubrenja? Uglavnom su to tekućine s niskom dielektričkom konstantom. • Antisol (ISRM, 1989) • Petrolej (Franklin i Dusseault, 1989, p 36). • Silikonsko ulje (Richardson i Wiles, 1990, p 1866). • Ulje i benzin (Braun, 1992). Gubitak vlažnosti se kod bubrivih stijena rijeđe spominje kao problem uzorkovanja i pripreme uzoraka. Međutim, istraživanja autora na uzorcima bentonita iz rudnika "Gornja Jelenska" kod Kutine, pokazuju da kod ove stijene postoji isključivo problem zaštite uzorka od gubitka vlage. Problem povećanja vlažnosti ne postoji, jer prirodno vlažan bentonit u uvjetima potapanja u vodu ne upija mjerljivu količinu vode (Vrkljan i dr., 1993). Međutim, isti materijal vrlo brzo gubi vlagu na zraku. Tijekom obrade uzorka suhim postupkom, već u prvoj minuti se pojavljuju prsline sušenja. Uzorak koji je izgubio prirodnu vlagu u uvjetima potapanja intenzivno upija vodu i pokazuje efekte bubrenja. Franklin (1984), gubitak vlage šejla rješava umatanjem jezgre u vlažnu tkaninu i sprejanjem s vodom (Franklin, 1984; Franklin, 1989, p 332). Komisija za bubrive stijene međunarodnog društva za mehaniku stijena, preporuča slijedeći tretman prilikom uzorkovanja glinovitih stijena (ISRM, 1999): • Treba nastojati, koliko je to moguće, da uzorak ima istu gustoću i vlažnost kao i in-situ materijal u vrijeme

uzorkovanja. • Ako se uzorkovanje vrši bušenjem, onda kao sredstvo za hlađenje pribora, treba koristiti zrak ili tekućinu

koja ne inicira bubrenje (naprimjer Antisol). • Bušenje treba izvoditi ili s dvostrukom ili s trostrukom sržnom cijevi (promjer ne manji od 54 mm,

preporuča se da promjer bude blizu 100 mm). • Nakon čišćenja, uzorak treba detaljno opisati i fotografirati. • U cilju zaštite od gubitka ili prijema vlage, uzorak treba umotati u plastičnu ili aluminijsku foliju te zaliti

parafinom. • Za vrijeme transporta i skladištenja, uzorak treba biti u okolišu s temperaturom od 5-30°C. • Vrijeme skladištenja treba biti minimalno a teeemperatura u skladisštu treba biti oko 20 0C. • Kod dužeg sskladištenja vlažnost zraka u skladištu treba biti odgovarajuća.


Kod svih pokusa bubrenja, uzorci imaju cilindrični oblik s promejrom od 50 do 100 mm i visinom od 20 do 30 mm.. Medunarodno društvo za mehaniku stijena preporuča da uzorci budu precizno obrađeni i da točno odgovaraju dimenzijama opreme (edometar). Nije predviđeno korištenje bilo kakvih materijala za izravnavanje. Međutim, ovo je lako preporučiti ali u mnogim slučajevima je vrlo teško ostvariti. Dovoljno je zamisliti uzorak "mekane" stijene dobivene bušenjem koga treba u laboratoriju još jedan put bušiti, rezati, brusiti i to pazeći da uzorak niti primi niti izgubi vlagu. Imajući ovo u vidu, Franklin (1984) opisuje način na koji je vršio pripremu uzoraka šejla za "ring-swell" pokus. Jezgra iz bušotine bila je u stanju koje nije dopuštalo novo jezgrovanje i brušenje s ciljem dobivanja željenog promjera. Tehnologiju pripreme uzorka jasno pokazuje slika xxx. Slika XXX Oblikovanje ispitnih uzoraka (a) zaljevanje prostora između prstena i uzorka tekućim sumporom; (b) rezanje uzorka; (c) brušenje ispitnog uzorka na abrazivnoj podlozi; (c) ispitni uzorak u stegi do početka ispitivanja (Franklin, 1984) Pripremu uzoraka stijene koja se lako lomi, treba vršiti utiskivanjem cilindra s istovremenim trimanjem uzorka oštrim nožem ispod oštrice cilindra (ISRM, 1989). Tijekom uzorkovanja i pripreme uzoraka treba voditi računa o slijedećoj činjenici: Uzorak izvađen iz stijene, oslobođen je naponskog stanja kome je prethodno bio izložen, što stvara dobre uvjete za otvaranje pukotina. Otvaranje pukotina stvara dobre uvjete za cirkulaciju zraka i vode, što će bitno utjecati na efekte bubrenja (Franklin i Dusseault, 1989, p 332). Vrlo često se procjena potencijala bubrenja vrši na poremećenim uzorcima. Ako se bubrivi materijali koriste kao materijali od kojih se gradi objekt (posteljice putova i kanala, formiranje tamponskih slojeva između kontejnera s radioaktivnim otpadom i stijenskom masom) tada se i iznos bubrenja utvrđuje na poremećenim uzorcima vještački pripremljenog bubrivog materijala. Priprema uzoraka u laboratoriju treba vjerno simulirti postupke ugradnje tretiranog materijala na konkretnom objektu. Yesil i dr. (1993) u nemogućnosti da postignu pravilnu formu neporemećenog uzorka primjenjuju slijedeću tehnologiju: trimaju materijal te od tako dobivenih listića formiraju uzorak željenog oblika i dimenzija statičkim kompaktiranjem na gustoću neporemećenog materijala. Ovim postupkom poremećuje se struktura stijene (cementne veze) što nekada može značajno utjecati na iznos bubrenja. 9.3.7.2 Procjena potencijala bubrenja na osnovi poznavanja mineraloško-petroloških svojstava Mineraloška analiza može biti dobar pokazatelj sklonosti stijene bubrenju. što je veći udio ekspanzivnih minerala u sastavu stijene veća je i mogućnost da stijena bubri. kod toga treba voditi računa i o jačini veza između mineralnih zrna.

Čelični prsten

Uzorak

Pijesak

Tekući sumpor

(a) (a)

(b)

(c) (d)


Za analizu mineraloškog sastava najčešće se koriste slijedeći postupci: (a) mikroskopska ispitivanja; (b) rendgensko difrakcijska analiza; (c) diferencijalno termička analiza (Holtz i Gibbs, 1956). Mikroskopsko ispitivanje uglavnom služi za određivanje mineraloškog sastava, teksture i unutarnje strukture stijene ili tla. Treba razlikovati optičke mikroskope i elektronske mikroskope. Optički mikroskopi rade na dva principa: (a) s reflektiranim svjetlom i tada se zovu reflektirajući mikroskopi. Promatra se svježi prelom stijene; (b) s polarizacijskim svjetlom i tada se zovu polarizacijski mikroskopi. Promatra se vrlo tanka pločica stijene (preparat) kroz koju prolazi polarizacijska svjetlost. Skenirajući elektronski mikroskop (SEM-scaning electron microscope) postiže mnogo veću rezoluciju u odnosu na optičke mikroskope što pomaže pri proučavanju strukture pora i sklopa fino granuliranih stijena. SEM daje topografski prikaz površine stijene. s detektorom za XXX (backscattered electrons) mogu se razlučiti pojedini minerali. Ako postoji i rendgenski detektor (x-ray detector) mogu se dobiti i informacije o kemijskom sastavu (Franklin i Dusseault, 1989, p 30). Diferencijalno termička analiza (DTA) i rendgenske metode služe za identifikaciju i u nekim slučajevima kvantifikaciju postotnog učešća različitih minerala glina u glinovitoj stijeni. Minerali glina mogu biti identificirani ovim metodama: • rendgensko difrakcijskim analizama, • nuklearnom magnetskom rezonancom, • kemijskim analizama, • infracrvenom spektroskopijom. Od svih ovih metoda rendgenska difrakcijska analiza je najuobičajenija i najčešće se koristi. Kemijske analize kod stijena rijetko daju rezultat pošto većina minerala koji formiraju stijenu imaju sličan kemijski sastav. Npr., granit može imati identičan kemijski sastav kao i šejl (Franklin i Dusseault, 1989, p 31; Holtz i Gibbs, 1956, p 268). 9.3.7.3 Određivanje aksijalnog naprezanja bubrenja Pod aksijalnim naprezanjem bubrenja (axsial swelling stress) podrazumijeva se naprezanje koje je razvijeno u uzorku nakon dodavanja vode u uvjetima spriječene promjene volumena. U literaturi se umjesto izraza-naprezanje bubrenja često koristi izraz-tlak bubrenja (swelling pressure). Za određivanje naprezanja bubrenja koristi se više postupaka. Brackley razlikuje tri grupe postupaka za određivanje naprezanja bubrenja (Sridharan i dr., 1986, p 24): • Metoda konstantnog volumena (cijelo vrijeme pokusa se volumen uzorka ne mijenja). Ovaj postupak

između ostalih preporučuju i Međunarodno društvo za mehaniku stijena (1999). Pokus se obavlja na jednom uzorku. (Identičan postupak za određivanje aksijalnog naprezanja bubrenja predviđa i britanska norma: BS 1377: Part 5: 1990, p 5.)

• Bubrenje tri ili više identična uzorka koji su prije dodavanja vode konsolidirani u edometru pri različitim aksijalnim naprezanjima.

• Kod odabranog aksijalnog naprezanja, dodavanjem vode se inicira povećanje volumena uzorka u edometru. Nakon stabilizacije aksijalno naprezanje se povećava u stupnjevima sve dok se ne dostigne početna visina uzorka.

U nastavku će se opisati prva metoda ispitivanja. Svrha ovog pokusa je mjerenje aksijalnog naprezanja u funkciji vremena, neophodnog za održavanje konstantne visine uzorka u uvjetima spriječenog bočnog širenje nakon njegovog potapanja u vodu Pokus se obavlja na neporemećenom uzorku.


Oprema za obavljanje ovog pokusa prikazana je na slici xxx. Ćelija u kojoj se nalazi uzorak adekvatna je standardnoj edometarskoj ćeliji. Pošto se pri bubrenju glinovitih stijena mogu razviti vrlo visoka aksijalna naprezanja (preko 10 MPa) konstrukcija standardne edometarske ćelije obično ne zadovoljava zahtjevane kriterije krutosti sistema. Slika XXX Oprema za mjerenje aksijalnog naprezanja bubrenja (ISRM, 1999) Postupak ispitivanja • Uzorku, obrađenom po kriterijima opisanim u prethodnom poglavlju, izmjere se masa i dimenzije. Izmjeri

se i masa prstena. • Uzorak se ugradi u ćeliju. Ćelija se stavlja u ram te se zatezanjem navrtki uzorak optereti s 25 kPa. • Ćelija se ispuni s vodom tako da gornja porozna pločica bude u vodi. Uobičajeno je da se koristi destilirana

voda, ali se može koristiti i podzemna voda uzeta s lokacije uzorkovanja odnosno specijalne kemijske mješavine.

• Prati se aksijalna sila i aksijalni pomak koji se ne može izbjeći zbog deformabilnosti opreme, u funkcija vremena.

• Mali iznos aksijalne deformacije ne može se izbjeći zbog deformabilnosti opreme. Kod ispitivanja stijena čije je bubrenje posljedica bubrenja minerala glina, ovu deformaciju povremeno treba kompenzirati. Naime, bubrenje minerala glina je reverzibilan proces te se povećanjem naprezanja deformacija bubrenja može poništiti. Na taj se način visina uzorka može održavati stalnom. Ovu kompenzaciju treba raditi u čim manjim koracima. Kao što je naprijed objašnjeno kompenzacija aksijalne deformacije se ne može vršiti u slučaju transformacije anhidrita u gips.

• Pokus se nastavlja sve dok se ne postigne maksimalna aksijalna sila. • Kod jako bubrivih stijena voda iz ćelije se odstrani prije rasterećenja uzorka. • Uzorak se izvadi iz ćelije te se odredi masa uzorka i prstena. • Uzorak s prstenom se osuši na 105±2°C te mu se nakon hlađenja u desikatoru, izmjeri suha težina. Iz izmjerenih podataka se izračuna: • Aksijalno naprezanje u funkciji vremena te se zabilježi maksimalno aksijalno naprezanje (slika xxx). • Aksijalno naprezanje u funkciji kompenzirane deformacije bubrenja (slika xxx). • Gustoće, početna i konačana, vlažnost te stupanj saturacije.

Uređaj za očitavanje

sile


Slika XXX Prikaz rezultata ispitivanja aksijalnog naprezanja kada je bubrenje posljedica bubrenja minerala glina Slika XXX Bubrenje mješanih stijena koje sadrže bubrive minerale glina i anhidrit. Početno brzo bubernje pripisuje se bubrenju minerala glina a dugotrajno bubrenje transformaciji anhidrita u gips Napomene vezane uz ispitivanje anhidritičnih stijena Transformacija ahidrita u gips može biti spriječena ako se stijena nađe pod određenim tlakom (npr cca 2 MPa u anhidritičnim šejlovima). Mađutim, ako se anhidrit transformira u gips, za reverzibilni proces prijelaza gipsa u anhidrit potrebno je znatno veće naprezanje cca 80 MPa. O ovoj činjenici treba voditi računa kada se obavlja pokus za određivanje maksimalnog aksijalnog naprezanja bubrenja. Kod ovog pokusa, nemoguće je u potpunosti spriječiti promjenu volumena uzorka (deformabilnost mjerne doze, deformabilnost konstrukcije i edometarske ćelije). Postupak predviđa da se tijekom pokusa, u koracima, visina uzorka održava konstantnom (pretpostavlja se da je ćelija dovoljno kruta te da nema bočnog širenja uzorka). Ako bi se ovaj postupak primjenio na stijenu čije je bubrenje posljedica transformacije anhidrita u gips, rezultat bi bio potpuno nedefiniran. Naime,

σ σ

Vrijeme

σ σ

Suma kompenziranih deformacija bubrenja

∆σ

∆ε

h h+∆h h

∆σ

σ ε

Vrijeme (dani) Vrijeme (dani) 1500 1500


povećanje volumena uzorka, posljedica je razvoja kristala gipsa na račun kristala anhidrita. Pokušaj dovođenja uzorka u volumen koji je uzorak imao prije početka pokusa, podrazumijeva i djelomčan reverzibilan proces transformacije gipsa u anhidrit. Međutim, za transformaciju gipsa u anhidrit potreban je znatno veći tlak. Na taj način, tlak bubrenja izmjeren ovim postupkom, predstavlja mješavinu raznih efekata i ne može se koristiti u svrhu projektiranja objekata. Bubrenje minerala glina je neuporedivo brži proces od transformacije anhidrita u gips. Zbog toga je kod mješanih stijena (stijene koje sadrže bubrive minerale glina i anhidrit) bubrenje u prvih nekoliko dana uglavnom posljedica bubrenja glina. Madsen i Nüesch (1991) su ispitivali mješane stijene s različitim udjelima minerala glina i anhidrita. Redukciju visine uzorka vršili su samo u prvih nekoliko dana. Nakon toga samo su mjerili promjenu visine koja se nije mogla izbjeći zbog deformabilnosti sistema. I nakon 6 godina tlak bubrenja se još uvijek povećavao. Kod aksijalnog naprezanja bubrenja od 4,1 MPa aksijalna deformacija bila je 2,8%. 9.3.7.4 Određivanje aksijalne i radijalne deformacije bubrenja slobodnog uzorka Određivanje deformacije bubrenja slobodnog uzorka u praksu je uveo Duncan, 1961. godine. On je mjerio povećanje visine uzorka nakon potapanja u vodu. Kasnije su uvedeni postupci kojima se na jednom uzorku prate promjene dimenzija u više pravaca što omogućava procjenu anizotropije bubrenja. Svrha ovog pokusa je mjerenje aksijalne i radijalne deformacije bubrenja slobodnog, neporemećenog uzorka, nakon potapanja u vodu. Neporemećeni uzoraka može imati oblik cilindra ili prizme. Po ovom postupku mogu se ispitivati stijene koje se u vodi ne raspadaju. Stijene koje su vrlo podložne raspucavanju (slaking) treba ispitivati u edometru (spriječeno bočno širenje). Postupak ispitivanja cilindričnih uzoraka: • Uzorku obrađenom po kriterijima opisanim u prethodnom poglavlju izmjeri se masa i dimenzije. • Uzorak se stavi u ćeliju te se postave mjerna urica i mjerna traka. Mjerna traka obavije se po plaštu

cilindričnog uzorka • Ćelija se ispuni s vodom tako da cijeli uzorak bude u vodi. Uobičajeno je da se koristi destilirana voda, ali

se može koristiti i podzemna voda uzeta s lokacije uzorkovanja odnosno specijalne kemijske mješavine. • Prati se deformacija uzorka sve dok se ne postignu maksimalne vrijednosti. • Prije vađenja uzorka iz ćelije, izmjeri se povećanje opsega cilindričnog uzorka ∆C pomoću mjerne trake. • Uzorak se izvadi iz ćelije i osuši na temperaturi od 105±2°C. Nakon hlađenja u desikatoru izmjeri se masa

suhog uzorka. • Izračunava se gustoća, početni i konačni sadržaj vode i stupanj zasićenja. Slika XXX Oprema za mjerenje aksijalne i radijalne deformacije bubrenja slobodnog cilindričnog uzorka

δh

C-Opseg uzorka prije potapanja

C+∆C- Opseg uzorka nakon završenog bubrenja


Iz izmjerenih podataka se izračuna: • Aksijalna deformacija bubrenja

0hax

axδ

ε =

δax-Aksijalni pomak h0-početna visina uzorka Radijalna deformacija bubrenja (cilindrični uzorak)

0drad

radδ

ε =

d0-početni promjer uzorka

πδ C

rad∆

=

∆C-povećanje opsega uzorka izmjeren pomoću mjerne trake Postupak ispitivanja prizmatičnih uzoraka identičan je ispitivanju cilindričnih uzoraka osim što se u ovom slučaju radijalna deformacija mjeri direktno u dva okomita pravca. Ovaj pokus omogućava procjenu anizotropije bubrenja.


Slika XXX Oprema za mjerenje aksijalne i radijalne deformacije bubrenja slobodnog prizmatičnog uzorka (IGH-Zagreb) Iz izmjerenih podataka se izračunaju deformacije uzorka u tri okomita pravca

0aa

a∆

=ε

0bb

b∆

=ε

0cc

c∆

=ε

a0, b0 , c0 .početne dimenzije prizmatičnog uzorka ∆a, ∆b , ∆c ..... izmjerene promjene dimenzija “a”, "b" i "c" Slika XXX Prikaz rezultata pokusa slobodnog bubrenja (a - cilindrični uzorak, a - prizmatični uzorak).

Pokus bubrenja slobodnog uzorka primjenjiv je na uzorke koji se tijekom bubrenja ne raspadaju Slobodno bubrenje uzoraka koji se u vodi raspadaju, ispituje se u edometru. U edometrskim uvjetima uzorak nema potpunu slobodu te je za ocjenu anizotropije bubrenja potrebno obaviti više pokusa s različitim orijentacijama uzoraka.

ε εax

εrad

Vrijeme

ε εa

εb

Vrijeme

εc


Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM, 1979) preporuča da se pokus obavlja na slijedeći način: • Uzorak se ugradi u ćeliju (edometar). Ćelija se stavlja u ram i optereti s aksijalnim naprezanjem od 3 kPa. • Ćelija se napuni s vodom tako da gornja porozna pločica bude u vodi. • Bilježi se povećanje visine uzorka (pomak bubrenja) u funkciji vremena. • Pokus traje sve dok pomak bubrenja ne postigne stalnu vrijednost ili vršnu (kolapsibilno tlo). Slika XXX Pokus za određivanje aksijalne deformacije bubrenaj u edometru (spriječeno bočno širenje)

Iz izmjerenih podataka izračuna se: indeks deformacije bubrenja

∆h/h ∆h-maksimalni pomak bubrenja h-početna visina uzorka. Identičan pokus predviđaju i njemačke preporučene metode s tim što je uzorak prije potapanja opterećen s aksijalnim naprezanjem od 5 kPa (Axel, 1986). Nešto drugačiji postupak predviđa britanska norma BS 1277: Part 5: 1990, p 5. Prvi dio pokusa predstavlja mjerenje aksijalnog naprezanja bubrenja. Nakon što je postignuto maksimalno aksijalno naprezanje bubrenja, vrši se rasterećenje uzorka u koracima. Ovaj drugi dio pokusa, identičan je postupku rasterećenja kod određivanja aksijalnog naprezanja bubrenja kao funkcije aksijalne deformacije bubrenja. 9.3.7.5 Određivanje aksijalnog naprezanja bubrenja u funkciji aksijalne deformacije bubrenja (ISRM, 1999) Svrha ovog pokusa je mjerenje aksijalne deformacije bubrenja potrebne da bi se aksijalno naprezanje bubrenja uzorka sa spriječenim bočnim širenjem, reduciralo s njegove maksimalne vrijednosti na prihvatljivu vrijednost u konkretnom slučaju. Rezultate pokusa treba koristiti u slučajevima gdje vladaju analogni rubni uvjeti. Pokus je primjenjiv samo u stijenama čije je bubrenja posljedica bubrenja minerala glina. Ovaj pokus daje kompletnu naponsko deformacijsku krivulju. Poznavanje ovisnosti naprezanja i deformacije, osnovni je preduvjet za obavljanje analiza i projektiranje objekta u stijeni. ISRM priprema vodič za analiziranje/projektiranje objekata u ili na bubrivoj stijeni koji će biti baziran na ovoj vrsti pokusa.

h h+∆h


Slika XXX Oprema za mjerenje aksijalnog naprezanja bubrenja kao funkcije aksijalne deformacije bubrenja Oprema za obavljanje ovog pokusa prikazana je na slici xxx. Ćelija u kojoj se nalazi uzorak identična je ćeliji koja se koristi kod određivanja maksimalnog aksijalnog naprezanja bubrenja. Ram za opterećenje mora imati mogućnost povećanja opterećenja u koracima. Postupak ispitivanja: • Uzorku, obrađenom po kriterijima opisanim u prethodnom poglavlju, izmjeri se masa i dimenzije. Izmjeri

se i masa prstena.

• Uzorak se ugradi u ćeliju, a ćelija se zajedno s ramom postavi na postolje uređaja.

• Uzorak se opterećuje u koracima dok se ne postigne odgovarajuće aksijalno naprezanje σA. (krivulja 1 na slici 3.5.2). Naprezanje σA može odgovarati primarnom naprezanju na lokaciji s koje je uzorak uzet. Tijekom povećanja aksijalnog naprezanja mjeri se slijeganje uzorka (aksijalna deformacija)

• Ćelija se ispuni s vodom, tako da gornja porozna pločica bude u vodi (točka 2 na slici 3.5.2). Uobičajeno je da se koristi destilirana voda ali se može koristiti i podzemna voda uzeta s lokacije uzorkovanja, odnosno specijalne kemijske mješavine.

• Zabilježi se početno izdizanje uzorka (segment 3 na slici 3.5.2).

• Aksijalno opterećenje se reducira u koracima. Uobičajeno je da ∆σ narednog, bude 1/2 ∆σ prethodnog koraka.

• Aksijalna deformacija bubrenja svakog koraka mjeri se sve dotle dok ne prestane povećanje visine uzorka.

• Rasterećenje se obavlja sve dok se ne postigne aksijalno naprezanje od 25 kPa. Nije preporučljivo kompletno rasterećenje.

• Iz ćelije se odstrani voda te se uzorak rastereti

• Izmjeri se masa uzorka i cilindra

• Uzorak i cilindar se osuše na 105±20C.


• Uzorak i cilindar osuše se u desikatoru te im se odredi masa Proračun Aksijalno naperzanje:

AN

=σ

N-izmjerena aksijalna sila A-površina poprečnog persjeka uzorka Deformacija matriksa:

0hσ

σδ

ε =∆

δσ-Trenutačni aksijalni pomak usljed rasterećenja matriksa za vrijednost rasterećenja ∆σ h0-Originalna visina uzorka. Deformacija bubrenja:

0hs

sδ

ε =∆

δσ-Aksijalni pomak bubrenja za vrijednost rasterećenja ∆σ h0-Originalna visina uzorka. Slika XXX Aksijalno naperzanje u odnosu na ukupnu aksijalnu deformaciju, (1) krivulja tlačenja (u ćeliji nema vode), (2) voda se dodaje kod naperzanja σA; (3) bubrenaj pri naprezanju σA, (4) rasterećenje na naprezanje σB, (5) bubrenje pri naprezanju σB; Treba razlikovati deformaciju matriksa usljed rasterećenja uzorka od deformacije bubrenja. Deformacija matriksa (∆εσ) dešava se trenutačno nakon rasterećenja i posljedica je elastične deformacije uzorka. Deformacija bubrenja (∆εs) posljedica je adsorpcije vode i razvija se u vremenu.

Aksijalno naperzanje σ

Aks

ijaln

a de

form

acija

bub

renj

a +ε

Tl

ačen

je -ε

1

∆εs ∆εσ

2

3

45

εukupno=∆εσ+ ∆εs


Dijagram na slici xxx prikazuje odnos naprezanja i deformacije bubrenja. Slika XXX Aksijalno naperzanje u odnosu na aksijalnu deformaciju bubrenja 9.4 Ispitivanje diskontinuiteta 9.4.1 Ispitivanje čvrstoće diskontinuiteta pri izravnom posmiku Uobičajeno se posmična čvrstoća diskontinuiteta u laboratoriju ispituje u uređajima za izravni posmik. Uzorci mogu biti cilindričnog oblika kada se želi ispitati diskontinuitet utvrđen u jezgri iz istražnih bušotina, ili se dobiven bušenje Slika XXX Shema stroja za izravni posmik diskontinuiteta u jezgri izvađenoj iz bušotine (Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ p.62)

Aksijalno naperzanje σ

Aks

ijaln

a de

form

acija

bub

renj

a ε s

εs=Σ∆εs


9.4.2 Ispitivanje čvrstoće diskontinuiteta u troosnim ćelijama ASTM D 2664; Goodman1980, p. 155; Brady i Brown, 1985, p.116; Hudson, 1989, p. 32 Čvrstoća diskontinuiteta može se ispitati i u troosnoj ćeliji. Uzorak treba pripremiti na način da diskontinuitet bude pod kutem β=50-65 stupnjava. 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 XXX Normalno i posmično naprezanje na diskontinuitetu u troosnim uvjetima opterećenja Normalno i posmično naprezanje na plohi diskontinuiteta

βσσσσ

σ 2cos22

3131 −+

+=n

βσσ

τ 2sin2

31 −=

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

σ1 σ

τ

σ3

2β

β

σ1

σ3 σ3

σ1

σn

τ

σn

τ

β

A


Slika XXX Kriterij čvrstoće diskontinuiteta određen na 4 uzorka pri različitim ćelijskim tlakovima 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 napzenja na diskontinuitetu što omogućava definiranje kriterija čvrstoće (slika xxx) Određivanje posmične čvrstoće diskontinuiteta na jednom uzorku. Ćelijski tlak se povećava nakon postizanja maksimalne vrijednosti aksijalnog naprezanja. 9.5 Ispitivanje stijenske mase Kod projektiranja radova u ili na stijenskoj masi neophodno je poznavati njena mehanička svojstva i naponsko stanje u kome se ona nalazi (primarno naponsko stanje). Među mehaničkim svojstvima stijenske mase, dva su naročito bitna: čvrstoća i deformabilnost. Ova svojstva kontroliraju ponašanje stijenske mase te je njihovo definiranje osnovni preduvjet uspješnog projektiranja. Postoji više in-situ pokusa za određivanje deformabilnosti stijenske mase. Gotovo standardni postali su pokus opterećenja pločom (PLT-Plate Load Test), pokusi velikog (LFJ) i malog (SFJ) tlačnog jastuka, dilatometarski i neki drugi pokusi. U nekim posebnim slučajevima koriste se i pokusi radijalne preše i pokusi hidrauličkih komora. Dilatometarski pokusi i bušotinske preše (borehole jacks) imaju volumen djelovanja tek nešto veći od laboratorijskog uzorka te se moduli iz ovih pokusa smatraju indeksnim pokazateljima deformabilnosti. To znači da se od velikih danas uglavnom koriste dva: PL i LFJ pokusi.

σ

τ

A1

A2

A3

A4

δ

σ

σ31 σ3

2 σ3

3 σ3

4

σ14

σ13

σ12

σ11


9.5.1 Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase u bušotinama 9.5.1.1 Uvod Istražne bušotine malog promjera uglavnom se izvode radi dobivanja jezgre (uzoraka stijenskog materijala). Kako se uvidom u stanje jezgre i njenim laboratorijskim ispitivanjima, ne mogu kvantificirati sva svojstva stijenske mase, logično je bilo nastojanje inženjera da iskoriste bušotinu i za druge svrhe. Tako je razvijen cijeli niz postupaka ispitivanja 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), vizuelni pregled stijenske mase (TV kamere, periskopi), mjerenje piezometarskih nivoa i dr. 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. Za ispitivanje deformabilnosti i čvrstoće stijenske mase u bušotinama koriste se tri grupe uređaja:

• 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 sa "borehole jack"-om. Tablica XXX. Principi rada tri najčešće korištena uređaja za određivanje čvrstoće i deformabilnosti u bušotinama

Naziv uređaja Uvjeti opterećenja Način opterećenja

Dilatometar (presiometar)

Radijalnosimetričan tlak aplicira

se po cijeloj dužini sonde

Borehole jack

Tlak se na stijenku prenosi preko

dvije ploče (krute ili elastične)

Bušotinski penetrometar

Tlak se na stijenku bušotine prenosi preko male površine


9.5.1.2 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. god. 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).

9.5.1.2.1 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 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). Osnovno pitanje koje se postavljalo pred konstruktore dilatometara bilo je - za koji promjer bušotine proizvesti opremu? Prednost većeg promjera bušotine je povećani volumen stijene koja se tlači. S druge strane, cijena i vrijeme izvođenja bušotine te problemi rukovanja brzo se povećavaju s porastom promjera bušotine, što za posljedicu ima reduciranje dubine i broja ispitivanja. 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. Ovaj pokus je naročito koristan za brzo indeksno kartiranje bušotine u, glinovitim ili gusto ispucalim stijenama koje se teško jezgruju i iz kojih se ne može dobiti adekvatan uzorak za laboratorijska ispitivanja . Mjerenje dilatacije bušotine u više pravaca omogućava procjenu anizotropije stijenske mase.


Slika XXX (a) Borehole jack (1-Ploče za prijenos opterećenja; 2-Hidraulički cilindri; 3-Uređaji za mjerenje pomaka) (b) Dilatometar s direktnim mjerenjem pomaka. (4-gumena membrana; 5- uređaji za mjerenje pomka). (c) Provjera ispravnosti rada dilatometarske sonde prije ispitivanja u bušotini; Dilatometarska sonda prije spuštanja u bušotinu (Godar -E- Landar, 1991) Interpretacija rezultata mjerenja 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 pseudoelastičnog područja i izmjerenoj rezultirajućoj dilataciji. Veze između naprezanja i deformacija dane su za dva stanja stijenske mase (ISRM, 1987):

Neispucala stijena (ili stijena s velikim razmakom između pukotina), Ispucala stijena za koju se pretpostavlja da nema vlačne čvrstoće u tangencijalnom pravcu na

bušotinu. Neispucala stijena:

( )ED R= +1 ν D ( ) ( )∆∆

PD

MPai L LLL 1

∆Pi - inkrement tlaka unutar odabranog segmenta (MPa)

D - Početni promjer bušotine ∆D - odgovarajuća srednja promjena promjera bušotine

νr - Poisson-ov koeficijent stijenske mase

(a) (b) (c)


ED - sekantni dilatometarski modul

Ispucala stijena (cracked rock): Ako (pi) prelazi dvostruko srednje naprezanje stijene oko bušotine (P0), sve postojeće radijalne prsline (crack) će se otvoriti te treba koristiti jednadžbu:

( ) ( ) ( ) ( )E DPD

PP

M P aDi

R Ri= + −

+

∆

1 12

1 20

ν ν ln L LLL

• pi primjenjeni tlak • ∆D 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 tengencijalnom na bušotinu. Interpretacija dilatometarskog pokusa je složen postupak zbog malog volumena koji je zahvaćen pokusom i zbog promjene ponašanja stijenske mase za vrijeme pokusa (pojava prslina kao posljedica vlačnih naprezanja. Vrijednosti dilatometarskog modula se razlikuju od modula dobivenih drugim pokusima (PLT ili LFJ pokus). Dilatometarski moduli su uglavnom niži. (Rocha i dr. 1966, p. 698). Iskustvo pokazuje da su oni cca 2 puta niži od modula dobivenih pločom ili tlačnim jastukom. Zbog toga dilatometarski modul treba smatrati indeksnim pokazateljom mehaničkog ponašanja stijenske mase, posebno njene deformabilnosti. Razlika u vrijednostima modula iz dilatometarskog pokusa na jednoj, i pokusa opterećenja pločom (PLT-Plate Loading Test) odnosno velikim tlačnim jastucima (LFJ-Large Flat Jack) na drugoj strani, uglavnom je posljedica dvaju faktora: (a) Stanje naprezanja stijenske mase prije i tijekom pokusa. (b) Stvaranje pukotina u tijeku dilatometarskog pokusa. Zbog dimenzija bušotine i upotrebe dijamantnog

pribora stijena je ostala neporemećena te je sekundarno naprezanje u okolici bušotine veće od primarnog koje je vladalo prije bušenja. Međutim za obavljanje PLT i LFJ - pokusa potrebno je izraditi podzemnu prostoriju u čijim zidovima je stijena obično pretrpjela poremećenje te su sekundarna naprezanja u zoni utjecaja pokusa manja od primarnih. 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).


9.5.1.2.2 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. Međunarodno društvo za mehaniku stijena preporučilo je metodu za određivanje deformabilnosti stijena pomoću dilatometra ovoga tipa. 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 Menardov presiometar koji je namijenjen za ispitivanje tla te je projektiran za rad s nižim pritiscima. Nekada se koristi za određivanje deformabilnosti mekih (soft) stijena kao što su one čiji je modul deformabilnosti manji od 500 MPa .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). Detaljan prikaz uporabe Ménard-ovog presiometra daju Robertson (Robertson, 1986), te Bauguelin i dr. 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 ispucalim stijenskim masama iz kojih je nemoguće dobiti intaktni uzorak za laboratorijska ispitivanja. Postoji više tipova ovih uređaja različitih dimenzija i tlakova. 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. Ménard-ovim presiometrom dobiju se deformacijski parametri i parametri loma, a obično se koristi u stijenskim masama koje imaju modul deformabilnosti manji od 500 MPa. Mair (1987) je u izvještaju Britanskog geotehničkog društva istaknuo da postoji temeljna razlika u pristupu korištenja presiometra pri projketiranju u Francuskoj i Engleskoj. Francuski pristup podrazumijeva da se parametri dobiveni ispitivanjem (EM i pL) direktno koriste pri projektiranju. Rezultati presiometarskog pokusa su empirijski dovedeni u vezu s geotehničkim parametrima ili još direktnije s uvjetima temeljenja (bočno opterećeni piloti, te nosivost i slijeganje plitkih temelja). Ovo je vezano uz povjesni razvoj Ménard-ovog presiometra u Francuskoj i 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 tlak-deformacija (ekspanzija) zbog toga daje posmični modul G koji je često transformiran u ekvivalentni Young-ov modul, E (za izotropni materijal).


Slika XXX. Prikaz rezultata presiometarskih ispitivanja kao odnosa tlaka i deformacije, odnosno

tlaka i promjene volumena bušotine 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 ispucalosti stijenske mase. Povećanje ovog odnosa ukazuje na jaču ispucalost stijene. Odnos Gur/Gi može biti veći od 3 za srednje ispucalu stijenu i čak do 10 za jače ispucalu stijenu. Preporuča se da se ciklus rasterećanja i ponovnog opterećenja oganiči na 25% naprezanja dostignutog prije rasterećenja. 9.5.1.2.3 Uputrebljivost rezultata dilatometarskih ispitivanja Treba naglasiti da se samo dilatometarskim pokusom ne može odrediti deformabilnost stijenske mase. Deformabilnst određenu dilatometarskim pokusom treba shvatiti kao indeksni pokazatelj mehaničkih svojstava i zato se radi izbjegavanja konfuzije, modul iz ovog pokusa zove dilatometarsaki 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 jdnoosne tlačne čvrstoće određene u laboratoriju na intaktnom materijalu. Kao što se pokusom opterećenja u točki ne dobije "čvrstoća" već "indeks čvrstoće" tako se i dilatometarskim pokusom ne dobije deformacijski modul već samo indeksni pokazatelj nazvan "dilatometarski" modul. Kao i u slučaju opterećenja u točki, tako i u slučaju dilatometarskog pokusa, ispitivanje ima smisla ako se provede u velikom broju. Treba naglasiti da pojedinačni rezultati mogu dati potpuno krivu informaciju. Tek statističkom obradom rezultata većeg broja ispitivanja, može se doći do valjanih zaključaka o mehaničkim svojstvima stijenske mase. 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).

Deformacija (εc )

Tlak

na

stije

nku

bušo

tine

(p)

2Gi

~2Gur

P0

Promjena volumena (∆V)

Tlak

na

stije

nku

bušo

tine

(p)

Gi/V0

Gur/V

P0


Danas se dilatometri koriste najčešće u sljedećim situacijama:

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. Kako se radi o vrlo skupim i dugotrajnim ispitivanjima, bitno ih je locirati u zone čija deformabinost ima najveći učinak na ponašanje objekta. Korelacije dilatometarskog modula i modula velikih in situ pokusa, omogućavaju 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 2). U stijenskoj masi klase I nije potrebno obavljati velike in situ pokuse jer preciznije poznavanje deformabilnosti nema praktičnu vrijednost. Zone stijenske mase klase II zahtjevaju pažljivu analizu rezultata istraživanja. Zone stijenske mase klase III i IV zahtjevaju obavljanje velikih in situ pokusa kako bi se utvrdila stvarna deformabilnost stijenske mase.

Tablica XXX. Klasifikacija stijenske mase prema dilatometarskom modulu (Charrua-Graca, 1979)

Klasa Dilatometarski modul (GPa)

I Ed >10 II 5 < Ed < 10

III 1 < Ed < 5 IV Ed < 1

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 ispucalih 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. U daljnjem tekstu se za opis kompletnog mjernog uređaja koristi termin “sonda”.

Rezultat ispitivanja kod svih tipova dilatometara (presiometara) značajno ovisi o kvaliteti bušenja. Neophodno je striktno poštivanje normiranih i preporučenih metoda bušenja. Da bi se iz dilatometarskog pokusa dobio proračunski modul, ispitivanje treba izvesti s jednim ili više ciklusa rasterećenja i ponovnog opterećenja. Moduli iz ovih ciklusa puno su bliži modulima deformabilnosti stijenske mase od modula iz kontinuiranog povećanja naprezanja. Kao što obavljena ispitivanja pokazuju, modul iz ciklusa rasterećenja i ponovnog 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% naprazanja prije rasterećenja. Ovisno o stanju stijenske mase treba koristiti odgovarajuće membrane (gumene, armirane žičanim pletivom, zaštićene čeličnim lamelama i dr).


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. 9.5.1.2.4 Primjeri iz prakse Primjer 1. Dilatometri s direktnim mjerenje radijalnih deformacija Ispitivanje dilatometrima kod kojih se radijalna deformacija mjeri direktnim načinom, ilustrirat će se ispitivanjima koje je Geotehnika-Zagreb izvela na više lokacija u Iranu. Geotehnika d.d. iz Zagreba je u periodu od 1991. do 1994. godine obavila opsežna in situ ispitivanja stijenske mase na lokacijama tri velika hidroenergetska objekta u Iranu. Obavljeno je više od 100 dilatometarskih ispitivanja, 17 pokusa velikim tlačnim jastucima (ELFJ-Extra Large Flat Jack) i 28 pokusa pločom (PLT-Plate Load Test) promjera 1 m. Ispitana je i posmična čvrstoća kontakta beton-stijena na 3 serije po 5 pokusa (70x70 cm). Primarna (prirodna) naprezanja u stijenskaoj masi određena su uporabom “CSIR” troosne sonde (35 pokusa) i “doorstopper” metodom (5 pokusa). Pored istraživanja deformabilnosti stijenske mase u dovodnom tunelu HC “Vinodol” koje je profesor Nonveiller proveo 1949. godine, (probna komora tlačena zrakom) bila su to najopsežnija in situ ispitivanja koje je jedna hrvatska tvrtka ikad obavila. Slika XXX. Lučna brana Karun 3 visine 205 m na istoimenoj rijeci u Iranu Na projektima Karun 1 i Godar-E-Landar HEPP ispitivanja su obavljena za potrebe projektiranja podzemnih strojarnica, a na projektu Karun 3 za potrebe temeljenja najviše lučne brane u Iranu, visine 205 m (slika XXX). Ispitivanja su obavljena u istražnim galerijama i bušotinama. Stijenski masiv na lokaciji Karun 3 sadrži dva litološka člana: vapnence i lapore koji geološki pripadaju tzv. Asmari formaciji. Dilatometarska ispitivanja su obavljena u vertikalnim i kosim bušotinama koje su bušene unutar istražnih galerija. Korištena je sonda njemačke firme "Interfels", tip S/LNEC - IF sljedećih tehničkih karakteristika: dužina sonde: 1050 mm; maksimalni promjer sonde D = 76 mm; dužina opterećene zone L = 470 mm, mjerenja pomaka u 4 pravca pomoću LVDT-a; maksimalni tlak pmax = 200 bar; maksimalna dubina ispitivanja 200 m; promjer gumene membrane: 70 mm; mjerni opseg uređaja za mjerenje pomaka ± 1 mm; rezolucija uređaja za mjerenje pomaka ± 1µm; točnost mjerenja pomaka ± 3 %. Programom ispitivanja bila su predviđena tri ciklusa opterećenja i rasterećenja s tim da maksimalni tlak u trećem ciklusu bude 10 MPa. Naprezanje je povećavano i smanjivano u inkrementima vodeći računa da se


maksimum odnosno minimum ciklusa postigne u 4-6 inkremenata. Povećanje ili smanjenje tlaka jednog inkrementa obavljano je tijekom jedne minute (ručna hidrualička pumpa), s tim da je dostignuto naprezanje održavano stalnim tijekom 5 minuta. Očitanje pomaka vršeno je nakon prve, treće i pete minute. Nakon pete minute opterećenje se mijenjalo bez obzira na prirast pomaka u prethodnom vremenskom intervalu. Kriterij za prestanak mjerenja na maksimalnom i minimalnom naprezanju svakog od ciklusa bio je sljedeći: tlak se održava stalnim najmanje 15 min s tim da se očitanje pomaka obavlja u prvoj, drugoj, četvrtoj, osmoj i petnajstoj minuti od postizanja maksimalnog odnosno minimalnog naprezanja. Mjerenje je dalje obavljano u vremenskim intervalima od 30, 60, 90, 180, (ti=2ti-1) min, odnosno sve dok promjena svih mjerenih promjera nije bila u posljednjem vremenskom intervalu manja od 3 µm. Rezultati ispitivanja obrađeni su u skladu s preporukama ISRM (1987). Moduli su izračunati uz pretpostavku da Poisson-ov koeficijent ima vrijednost ν= 0.3. Rezultati ispitivanja prikazani su tablično i grafički. Kao primjer, prikazuju se rezultati pokusa s oznakom D4BT3. Slika 4 prikazuje vremenski tijek ispitivanja a slika 5 naponsko-deformacijske krivulje za sve mjerne pravce. Anizotropija deformabilnosti izražena je indeksom anizotropije koji predstavlja omjer maksimalnog i minimalnog modula (Ia = Emax/Emin) koji su određeni pri istom opterećenju odnosno rasterećenju, ali u različitim pravcima (slika XXX). Provedena ispitivanja pokazuju visoki stupanj aniztropije kod većine obavljenih pokusa. Rezultati dilatometarskih ispitivanja korišteni su za određivanje broja i pozicije velikih in situ pokusa i za definiranje inženjersko-geološkog modela po parametru deformabilnosti stijenske mase.


Slika xxx Vremenski tijek i krivulja “naprezanje-pomak dilatometarskog pokusa D4BT3 u pravcu A (Karun 3, 1992)

Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” pokusa D4BT3 u pravcima B i C(Karun 3, 1992) Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” pokusa D4BT3 u pravcu D; Krivulja “naprezanje-prosječni pomak” pokusa D4BT3 (Karun 3, 1992)

0 1 0 0 2 0 0 3000

2

4

6

8

1 0

1 2

Vrijeme (min)

Nap

reza

nje

(MPa

) D4BT3

N

A

0 100 200 300 4 0 0 5 0 0 0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

) Pomak (µm)

D4BT3SA

N

BN

C

0 1 0 0 2 0 0 30 0 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7000

2

4

6

8

1 0

1 2

Nap

reza

nje

(MPa

) D4BT3SB

Pomak (µm) 0 100 200 300 400 500 6 0 0 7 0 0

0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

) D4BT3SC

Pomak (µm)

N

D

0 1 0 0 2 0 0 300 4 0 0 5 0 0 6 0 0 7000

2

4

6

8

1 0

1 2

Pomak (µm)

Nap

reza

nje

(MPa

) D4BT3SD

0 100 200 300 400 50 0 6 0 0 7 0 0 0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

) D4BT3AV

Pomak (µm)


Slika XXX Naponsko-deformacijske krivulje za četiri mjerna pravca (Karun 3) Slika xxx. Prikaz anizotropije deformabilnosti za pokus D4BT3 (Karun 3, 1992)

Sjever

A B

C

D

8 16 24

A

B

C

D

Rasterećenje (MPa): 3 – 1 6 – 1 8 – 0,5

Inkrement promjera krugova = 8 GPa

32

Moduli rasterećenja(GPa)

Sjever

A B

C

D

2 4 6 8

A

B

C

D

Opterećenje (MPa): 0,5 – 3 1 – 6 1 – 8

Inkrement promjera krugova = 2 GPa

Moduli opterećenja (GPa)

2

4

6

8

10 N

apre

zanj

e (M

Pa)

D4BT3

A B C D

Sjever A

C

D

0 0,0 0,1 0,2 0,3

0,0 0,1 0,2 0,3

0,0 0,1 0,2 0,3 0,0 0,1

0,4 0,4

A

C

D

Pomak (mm) 0,4

0,5 B


Tablica XXX. Moduli deformabilnosti dilatometarskog pokusa D4BT3 (Karun 3)

DILATOMETARSKI POKUS Projekt: Karun 3

Oznaka pokusa: D4BT3

D=75.7 mm Dubina: 17.18 m ν=0.3 Interval

opterećenja (MPa)

Smjer A

(MPa)

Smjer B

(MPa)

Smjer C

(MPa)

Smjer D

(MPa)

Geom.sred. (AV) (MPa)

MODULI OPTEREĆENJA 0,5 –3 2870 1420 1965 7791 2811 1 – 6 2318 1548 2154 6977 2710 1 - 8 2487 1980 2528 8684 3225

MODULI RASTEREĆENJA 3 – 1 6970 3703 3660 24184 6914 6 – 1 3849 2910 3225 17473 5012

8 - 0,5 2945 2381 2902 8952 3674

Tablica XXX. Odnos modula velikih in situ pokusa i dilatometarskog modula u vapnencima Asmari formacije (Karun 3)

Projekt: Karun 3 Moduli deformabilnosti (GPa)

Statistički Paralelno sa slojevima Okomito na slojeve pokazatelji Opterećenje Rasterećenje Opterećenje Rasterećenje

PLT ELFJ PLT ELFJ PLT ELFJ PLT ELFJ

Dilatometarski modul (GPa)

Dinamički modul

(GPa)

Boyle ISRM Boyle ISRM Boyle ISRM Boyle ISRM Opt. Rast.

Kategorija RMR76

[15]

Srednja vrijednost Esr 9,08 13,05 9,34 14,06 5,65 7,92 9,31 9,21 5,40 6,68 27,62 Esr/ESrDil 1,68 2,42 1,40 2,10 1,05 1,47 1,39 1,38

II

Srednja vrijednost Esr 5,29 5,66 7,49 6,51 9,46 4,14 1,72 4,86 4,19 5,03 9,89 Esr/ESrDil 1,26 1,35 1,49 1,29 2,26 0,99 2,53 0,96

III

Srednja vrijednost Esr 1,99 2,09 2,82 2,64 2,21 0,53 3,30 0,83 3,62 5,04 6,46 Esr/ESrDil 0,55 0,58 0,56 0,52 0,61 0,15 0,65 0.16

IV

Napomene: PLT Boyle: Rezultati pokusa pločom interpretirani prema Boyle-u[15] ELFJ: Extra Large Flat Jack

0

2

4

6

8

10

0 0,2 0,4 0,6 0,8Pomak (mm)

Nap

reza

nje

(MP

a)

Erast Eopt


Moduli iz pokusa velikim tlačnim jastucima dobro opisuju deformabilnost stijenske mase i mogu se usvojiti kao proračunski moduli. Zato je izuzetno važno uspostavljanje korelacija mjerenih veličina iz ova dva pokusa. Ove odnose treba koristiti pri interpertaciji dilatometarskih ispitivanja u slučajevima kada su to jedina in situ ispitivanja. Slika XXX jasno pokazuje kako omjer modula iz pokusa velikim tlačnim jastucima i dilatometarskog modula opada s opadanjem kvalitete stijenske mase. Pri tome su razlikovani moduli koji definiraju deformabilnost u pravcu okomitom na ravninu slojeva od modula u pravcu paralelnim sa slojevima. Također su analizirani moduli opterećenja i rasterećenja. Slika XXX Omjer modula iz pokusa velikim tlačnim jastucima i dilatometarskog modula u funkciji kvalitete stijenske mase Ako se dilatometarski modul koristi za procjenu proračunskih modula deformabilnosti, treba voditi računa o kvaliteti i anizotropiji stijenske mase. Provedena istraživanja pokazuju da u kvalitetnoj stijenskoj masi (II kategorija po RMR klasifikaciji) proračunski modul u ravnini paralalnoj sa slojevima može biti do 2,5 puta veći od dilatometarskog a u pravcu okomitom na slojeve do 1,5 puta. Sa opadanjem kvalitete stijenske mase ovaj se omjer mijenja, pa u četvrtoj kategoriji RMR klaisifikacije, proračunski modul pada na polovinu dilatometarskog modula i niže, ako se govori o modulu u pravcu okomitom na izraženi sustav diskontinuiteta. Dilatometarski se pokus pokazao pouzdanim u smislu ponovljivosti mjerenja. Najveći problem tijekom ispitivanja predstavljalo je učestalo pucanje gumenih membrana. Dilatometri sličnog tipa obično su deklarirani za maksimalno naprezanje od 20 MPa. Stečeno iskustvo pokazuje da u stijenskoj masi koja se najčešće susreće u praksi nije moguće dostići deklarirano maksimalno naprezanje zbog pucanja membrane. Tijekom obavljanja ispitivanja uspostavljen je odnos između ispucalosti stijenske mase i maksimalnog tlaka kod kojeg uglavnom nije dolazilo do pucanja membrane (tablica 5). Ispucalost stijenske mase definirana je razmakom diskontinuiteta uzduž osi bušotine (prividni razmak). Pokusi nisu obavljeni na mjestima pojavljivanja otvorenih diskontinuiteta čak ni u slučaju minimalnog zijeva.

0

0,5

1

1,5

2

2,5

3

1 2 3 4 5

RMR kategorija

ESr

ELFJ

/ES

rDIL

II III IV

Paralelno-opter. Paralelno-raster. Okomito-opter. Okomito-raster.


Tablica XXX. Maksimalno naprezanje tijekom pokusa uvjetovano stupnjem ispucalosti stijenske mase

Minimalni tlak (MPa)

Maksimalni tlak po ciklusima

(MPa) Razmak diskontinuiteta

L(cm)

0,5 3-6-8 > 60

0,5 2-4-6 l 20-60

0,5 2-3,5-5 6-20

0,5 1,5-3-3 < 6

Primjer 2. Dilatometri s indirektnim mjerenjem radijalnih deformacija Uporaba dilatometra s ciljem definiranja proračunskih parametara deformabilnosti ilustirtat će se rezultatima ispitivanja na više lokacija u Hrvatskoj i Sloveniji. Kako se radi o mekanoj stijeni (tvrdom tlu) ili vrlo tektoniziranoj stijenskoj masi, nije bilo moguće dobiti kvalitetnu jezgru za laboratorijska ispitivanja pa su presiometarska ispitivanja jedini način za procjenu modula deformabilnosti. Na objektima u Hrvatskoj korišten je Ménard-ov tip presiometra francuskog proizvođača Apageo-Segelm, a u Sloveniji presiometar OYO-elastomer-2. Pri uporabi Ménard-ovog presiometra, korišten je postupak predviđen procedurom za korištenje ove sonde s tim da su kod svih ispitivanja napravljeni jedan ili dva ciklusa rasterećenja i opterećenja kako bi se dobio odgovarajući modul. Ranije je objašnjena svrha rasterećenja i ponovnog opterećenja stijene tijekom ispitivanja. Tipičan rezultat ispitivanja prikazuje slika XXX. U slučaju pucanja gumenih membrana treba koristiti sonde kod kojih je membrana zaštićena metalnim lamelama. U Sloveniji su geotehnički problemi posebno izraženi u permokarbonskim škriljavcima. Radi se o izrazito tektoniziranoj stijenskoj masi koja se često ponaša kao tlo. U ovakovoj sredini nemoguće je napraviti bušotinu bez poremećenja stijenske mase. Često puta se bušotina zaruši samo nekoliko minuta ili sati nakon izvlačenja bušaćeg pribora. Bušenje s isplakom se izbjegava zbog mogućeg popunjavanja diskontinuiteta bentonitom. Zbog nestabilnosti bušotine, usvojena je procedura da se na ispitnoj sekciji duljine tri metra, izvrše tri ispitvanja. Pri tome se naredni metar buši tek nakon što je na prethodnom završeno ispitivanje. Tipičan rezultat ispitivanja prikazuje slika XXX. Tablica XXX prikazuje rezultate ispitivanja u tri bušotine na autocestama u Hrvatskoj i Sloveniji. Izračunate su vrijednosti presiometarskih modula, te modula iz ciklusa rasterećenja i opterećenja. Presiometarski modul (Ménard -ov E-modul) izračunat je prema standardnoj proceduri koristeći program proizvođača opreme. Moduli rasterećenja i ponovnog opterećenja izračunati su prema naprijed opisanoj proceduri. U sva tri slučaja primjećeno je opadanje omjera modula rasterećenja i ponovnog opterećenja prema početnom modulu s dubinom ispitivanja. To se može pripisati ili zatvaranju diskontinuiteta (ako postoje) ili povećanju krutosti materijala s dubinom. Kada se presiometri koriste za određivanje proračunskih parametara deformabilnosti, svakako treba ispitivanje obaviti s najmanje jednim ciklusom rasterećenja i ponovnog opterećenja. Iskustvo pokazuje da su moduli iz rasterećenja i ponovnog opterećenja puno bliže proračunskim modulima od modula dobivenih stalnim porastom opterećenja.


Slika XXX. Tipičan rezultat ispitivanja Ménard -ovim presiometrom s jednim ciklusom rasterećenja i ponovnog opterećenja (CL glina s proslojcima pijeska) Slika XXX. Tipičan rezultat ispitivanja s više ciklusa rasterećenja i ponovnog opterećenja (tektonizirani škriljavi glinjak, prahovnjak i tanki slojevi ispucalog pješčenjaka)

0

0,4

0,8

1,2

1,6

2

120 160 200 240 280 320 Volumen V (cm3)

Tlak

p (M

Pa)

Gi=10,35 MPa Gur=51,10 MPa Ei=27,52 MPa Eur=135,92 MPa Eur/Ei=4,9

Gi Gur

Tunel Vidovci, KMT-2P, D=6,1 m

0,5

1

1,5

2

2,5

3

3,5

41 42 43 44 45 46 47

Radijalni pomak (mm)

Tlak

(MPa

)

Gi Gur2 Gur1 Gur3

Ei=47 MPa Eur1=214 MPa Eur2=171 MPa Eur3=150 MPa Eur1/Ei=4,5


Tablica XXX Rezultati presiometarskih ispitivanja na nekoliko lokacija u tvrdim tlima i mekanim stijenama

Litološki Tlak Granični Ménard-ov Engleski pristup (E=2G(1+υ), υ =0,33)

opis tečenja tlak E-modul Modul elast.

Modul elast.

ispitne zone Pc* Pl* Em Ei Eur

Obj

ekt:

Ozn

aka

bu

šotin

e R

edni

br

oj

Dub

ina

ispi

tivan

ja (m

)

Raz

ina

podz

emne

vo

de (m

)

(MPa) (MPa) (MPa) (MPa) (MPa)

Odnos

Eur/Ei

Odnos

Eur/Em

1. 24,6 Pijesak > 3,9 > 6,6 70,5 62,3 232,9 3,7 3,3

2. 31,0 Pijesak do prah > 4,1 > 7,0 149,8 215,5 426,4 2,0 2,8

3. 35,0 > 4,0 > 6,8 119,2 95,8 243,1 2,5 2,0

4. 39,0 Pijesak s proslojcima praha > 3,5 > 5,9 174,7 89,6 190,1 2,1 1,1

5. 41,5 Pješčenjak - pijesak > 3,8 > 6,4 149,7 92,7 275,8 3,0 1,8

6. 45,2 > 1,8 > 3,0 112,6 100,7 416,4 4,1 3,7

7. 49,5 Prah (siltit) s prosloj.pijeska > 2,1 > 3,6 19,0 45,8 98,4 2,1 5,2

8. 52,5 > 3,8 > 6,5 295,6 194,3 274,1 1,4 0,9

9. 55,5 > 4,7 > 8,1 475,3 246,3 312,5 1,3 0,7

10. 60,5

Prah do sitnozrni pijesak

> 4,8 > 8,1 479,3 304,8 319,9 1,0 0,7

AC

: Zag

reb-

Mac

elj,

Tune

l Sv.

Tri K

ralja

KM

T-8P

(Mén

ard

-ov

pres

iom

etar

)

11. 68,0 Prah - pješčenjak (prelaz)

19,4

> 3,9 > 6,6 210,9 108,6 181 1,7 0,9

1. 6,1 CL glina pjeskovita > 1,3 > 2,3 25,1 27,5 135,9 4,9 5,4

2. 10,2 ML prah srednje gnječiv > 2,0 > 3,4 33,3 35,5 151,3 4,3 4,5

3. 15,0 ML prah pjeskovit > 3,2 > 5,4 31,2 39,8 223,9 5,6 7,2

4. 17,0 CL glina pjeskovita lako gnječ. > 3,3 > 5,7 120,0 109,3 327,7 3,0 2,7

5. 21,3 ML prah vrlo čvrst > 3,9 > 6,7 179,1 115,1 316,1 2,7 1,8

6. 24,1 Prah zaglinjen > 3,9 > 6,6 203,4 160,7 322,0 2,0 1,6

7. 27,1 ML prah vrlo čvrst > 3,9 > 6,7 154,5 33,6 242,2 7,2 1,6

8. 30,0 ML prah vrlo čvrst > 3,9 > 6,7 333,4 267,1

9. 33,0 ML prah pjeskovit vrlo čvrst > 3,8 > 6,5 71,3 72,2 185,1 2,6 2,6

10. 36,2 ML prah pjeskovit vrlo čvrst > 3,8 > 6,5 379,6 310,3

11. 39,2 Glina laporovita > 3,8 > 6,4 497,0 177,8 262,0 1,5 0,5

12. 43,0 Pijesak sitnozrn prašinast > 3,8 > 6,4 122,2 164,5 283,5 1,7 2,3

13. 46,5 Pijesak sitnozrn prašinast 156,5 255,4 1,6

AC

: Zag

reb-

Mac

elj,

Tune

l Vid

ovci

KM

T-2P

(Mén

ard-

ov p

resi

omet

ar)

14. 49,5 Pijesak sitnozrn prašinast

13,75

> 3,9 > 6,6 141,3 136,4

1. 7,8 1,4 > 1,8 6 115 19.6

2. 8,7 2,4 >2,5 6 118 19.6

3. 10,7

Tektonizirani škriljavi glinjak i prahovnjak

2,7 > 2,9 7 138 19.7

4. 16 4 > 4,5 114 410 3.6

5. 17

Tektonizirani škriljavi glinjak, prahovnjak i tanki slojevi ispucalog pješčenjaka

2,8 > 5,1 215 335 1.5

6. 18 Tektonizirani škriljavi glinjak i prahovnjak 2,0 > 3,2 47 150 3.2

7. 22,5 4,2 > 9,2 1086 2066 1,9

8. 23,2 9.4 > 10 483 3301 6,8 AC

: Vra

nsko

Bla

govi

ca, O

Z 08

OZ-

8-G

1 (O

YO

-ela

stom

er-2

)

9. 24,5

Ispucali pješčenjak, glineni škriljavac i prahovnjak

Bez vode

5 > 7,1 246 1020 4,2


9.5.1.3 Ispitivanje pomoću bušotinskih preša Dilatometarski pokus ima nekoliko ograničenja:

• maksimalni tlak cca 20 MPa, • ne može se koristiti u stijenama ekstremne krutosti kako visoke tako i niske, • ne može se koristiti u stijenskoj masi s otvorenim diskontinuitetima.

Da bi se savladala ova ograničenja, konstruirani su sredinom 60-tih u USA tzv. borehole jackovi (rigid dilatometri). Bock (1991) preporuča da se borehole jack treba koristiti u krutoj stijeni (solid rock) (E > 15 GPa). Za stijene s očekivanim modulom manjim od 5 Mpa, Interfels proizvodi borehole jack razvijen na odjelu za mehaniku tla Sveučilišta u Sttutgartu (Sttutgarter 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 dosjedu na stijenku 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. 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. 9.5.1.4 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. 9.5.1.5 Prednosti i nedostaci pokusa u bušotinama Pokusi u bušotinama za određivanje deformabilnosti stijenske mase imaju, u odnosu na druge postupke (pokusi velikih tlačnih jastuka, pokus opterećenja pločom i dr.) neke prednosti i nedostatke. Prednosti pokusa u bušotinama su:

• Korištenjem dijamantnog pribora za bušenje, stijenska masa ostaje neporemećena. Drugi pokusi (PLT

i LFJ) se obično izvode u zoni stijenske mase koja je pod utjecajem podzemnog ili površinskog iskopa.

• Troškovi ispitivanja su mali što omogućava izvođenje velikog broja pokusa. Pokusi u bušotinama su naročito primjenjivi za brzo profiliranje bušotine po parametru deformabilnosti u izlomljenim (fragile), glinovitim ili gusto ispucalim stijenama koje se teško jezgruju za laboratorijska ispitivanja. Na ovaj način dobije se vrlo koristan zapis o razlikama u kvaliteti stijena i komparacija relativne deformabilnsoti susjednih slojeva. Veliki broj podataka omogućava statističku obradu podataka koja je u slučaju dilatometra neophodna. Pojedinačni rezultati mogu dati potpuno iskrivljenu sliku o deformabilnosti stijenske mase. Statistička obrada daje relevantne podatke o distribuciji


deformabilnosti stijenske mase, uključujući i anizotropiju, te se rezultati ovih pokusa mogu smatrati indeksima kvalitete stijenske mase.

• 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: • Dilatometrom se opterećuje mali volumen stijene, obično manji od 0,3 m3 (LNEC dilatometar ≅ 0,06

m3, Wittke, 1984) i često i suviše mali da bi se rezultati direktno primjenili na prombleme projektiranje. Ekstrapolaciju rezultata dilatometarskog pokusa u veliko mjerilo (large scale), 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.

• Postoje poteškoće u interpretaciji kako dilatometarskog, tako i "borehole jack" pokusa.

• Dilatometarski pokus se ne može obaviti ako bušotinu presjecaju 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.


9.5.2 Ispitivanja deformabilnosti stijenske mase pokusom opterećenja pločom 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 podrazumjeva 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 rezultirajućeg pomaka na opterećenoj površini. Razvoj postupka doveo je kasnije do korištenja ploča velikog promjera (do 2 m) s tlačnim jastukom i mjerenja pomaka stijenske mase u dubini opterećene zone. Pokus opterećenja pločom (kratica PLT – 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 i dr., 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. Orjentiranjem 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). 9.5.2.1 Postupak ispitivanja Stijenska masa se postupno, ciklički opterećuje pri čemu se mjere rezultirajući pomaci u zoni utjecaja opterećenja. Iz podataka o primjenjenom 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, 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. 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 XXX Zone mjerenja pomaka. (a) Mjerenje pomaka u ravnini opterećenja; (b) Mjerenje pomaka u dubini opterećene zone

Slika XXX Krute i fleksibilne ploče


Slika xxx Horizontalni i kosi pokus (Karun 3-Iran, 1992) )(Geotehnika-Zagreb) Slika xxx Glava ekstenzometra s mjeriliima pomaka (Karun 3-Iran, 1992) (Geotehnika-Zagreb) 9.5.2.2 Interpretacija rezultata mjerenja Pokus pločom je jednostavan za izvođenje i teoretski gledano vrlo je pogodan za određivanje deformabilnosti. Međutim, interpretacija rezultata mjerenja opterećena je mnogim čimbenicima tako da su dosta česte poteškoće pri pokušaju izračunavanja modula (Bieniawski, 1978). Na ovu činjenicu ukazao je i Rocha komentirajući rezultate više od 500 pokusa koje je obavio LNEC (Rocha i dr., 1970; Rocha, 1974). Poteškoće mogu biti posljedica geoloških uvjeta u stijenskoj masi (Bock, 1991, 1993), ali glavne poteškoće proizlaze iz osnovnih principa pokusa. Modul se računa iz izmjerenih pomaka stijenske mase pod utjecajem primjenjenog 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 primjenjenog 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 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 manji od 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:

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

Kruta ploča je dobro rješenje kod ispitivanja tla i mekših stijena. U tvrdim stijenama, ploča promjera većeg od 1 m često puta nema zahtjevanu 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:

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 podrazumjeva 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 raspodjeljenog naprezanja, gdje se pomak u bilo kojoj točki ispod središta ploče može odrediti preko izraza (1):

( )

−−

++

−

−+

−

= 121

)22(121

)22(

212zaz

Eqzzza

E

q

zw νν (1)

gdje su:

wz – pomak mjerne točke u smjeru primjenjenog opterećenja, z – udaljenost opterećene površine i točke u kojoj je pomak izmjeren, a – polumjer opterećene kružne ploče, q – primjenjeno opterećenje, ν – Poisson-ov koeficijent, E – modul elastičnosti.

Jednadžba (1) može se prikazati i u obliku (2):

( )zz KEqw = (2)

Modul deformabilnosti stijenske mase koja se nalazi između točaka dubine z1 i z2 može se izračunati prema (3):

−−

=21

21

zz

zz

wwKKqE (3)

Preporučena metoda ISRM-a ne navodi rješenje za opterećenje krutom pločom. Jednadžba (4) za izračun pomaka ispod krute ploče (Pells, 1983), uz pretpostavku jednoliko raspodjeljenog pomaka ispod ploče:


[ ])()1()()1(22 103101

2 ψνψνπ

IzIDE

Qwz ++−= (4)

gdje su:

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

Poulos daje rješenja integrala I101(ψ) i I103(ψ) kako sljedi (Poulos i dr., 1974):

( ) oI σπ

ψ2

1

1012

= (5)

ooNI λπ

ψ21sin2)( 1

21

103−

= (6)

gdje:

−++++=

−12

1222122 ))1(())1((2arcsin rro ψψσ (7)

{ } 412222 4)1( ψψ +−+= rNo (8)

{ }122 )1(2arctan −−+= ro ψψλ (9) gdje je:

r - radijalna udaljenost od središnje osi ploče. Za izotropni materijal je ψ = z. Jednadžba (4) se pojednostavljeno može izraziti u obliku (10) za pomak točke u središnjoj osi (gdje je r = 0). U jednadžbi (10) izvršena je zamjena D=2a i opterećenje Q je izraženo kao prosječno naprezanje qav na površini πa2:

+++−=

1)1()1(2

2 22

zz

Eaqw o

avz νσν (10)

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, izotropnoelastični, 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 procjenio utjecaje raspucalosti stijenske mase i geometrije iskopa na određivanje modula deformabilnosti (Boyle, 1992). Interpretacija simuliranih pokusa ISRM-ovom metodom pokazala se problematičnom. Modul raspucane stijenske mase bio je veći od modula neraspucane, a 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 (11):

( )2

1∑=

−=n

imipi yyφ (11)

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 (11) prognozirani pomak ypi izrazi kao wz u jednadžbi (1) dobit će se prošireni oblik jednažbe 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 jednažbe. Prognozirani pomaci će najbolje odgovarati izmjerenim pomacima kada funkcija φ ima minimalnu vrijednost. To znači da je novonastale jednadžbe (12) i (13) potrebno izjednačiti s nulom.

0=dEdφ

(12)

0=νφ

dd

(13)

Rješavanje ovih jednadžbi podrazumjeva da se E u jednadžbi (12) izrazi u smislu ν, te se kao takav uvrsti u jednadžbu (13). Time jednadžba (13) 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 (12) 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 primjeniti i za rješenje problema krute ploče tako da se analogno slijedi opisani postupak (Unal, 1997).


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

9.5.2.3 Prednosti i nedostaci pokusa pločom U rijetke prednosti ovog pokusa treba ubrojiti:

Jednostavnost izvođenja pokusa. Relativno prihvatljiva cijena opreme.

Glavni nedostaci ovog pokusa 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 na način preporučen od strane Bollo-a i dr. (1970).

Neposredno ispod opterećene površine razvijaju se visoka posmična naprezanja što uslijed cikličkog karaktera opterećenja može rezultirati velikim pomacima. Ovaj utjecaj je važan u gusto ispucaloj i trošnoj stijeni, te kod ploča malih dimenzija (Lama i dr., 1978).

Raspodjela naprezanja u ispucaloj 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, p. 155) 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:

E EE

x0

0100

− ∞ ili EE

x∞

0100

gdje je: Eo - početni modul E∞ - modul koji uključuje deformaciju tečenja

Neposredno ispod opterećene površine razvijaju se visoka posmična naprezanja što uslijed cikličkog

karaktera opterećenja može rezultirati visokim deformacijama. Ovaj efekt je važan u gusto ispucaloj i alteriranoj stijeni i kod ploča malih dimenzija (Lama i Vutukuri, 1978, p. 52, 53).

Raspodjela naprezanja u ispucaloj stijenskoj masi znatno ovisi o orijentaciji pukotina (Lama i Vutukuri, 1978, p. 55). Ova činjenica se obično zanemaruju 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 Vutukuri, 1978, p. 55).

9.5.2.3.1 Primjeri iz prakse U periodu od 1991. do 1994. godine Geotehnika d.d. iz Zagreba obavila je opsežna in situ ispitivanja stijenske mase na lokacijama tri velika hidroenergetska objekta u Iranu. Obavljeno je 28 pokusa opterećenja pločom promjera 1 m. Na projektima Karun 1 (postojeća lučna brana Shahid Abbaspour) i Godar-E-Landar HEPP ispitivanja su obavljena za potrebe projektiranja podzemnih strojarnica, a na projektu Karun 3 (slika 1) za potrebe temeljenja lučne brane visine 205 m.

Stijenski masiv na lokaciji Karun 3 sadrži dva litološka člana: vapnence i lapore koji geološki pripadaju tzv. Asmari formaciji Zagros masiva. Vapnenci su bankoviti s vrlo izraženim plohama slojevitosti. Inženjersko-geološkim istraživanjima ustanovljeno je postojanje 4 glavne familije diskontinuiteta. Dominiraju međuslojni diskontinuiteti i oni imaju najveći utjecaj na stabilnost kako površinskih tako i podzemnih iskopa. Međuslojne plohe nekada su potpuno zatvorene ili pak ispunjene glinom. Izražena je karstifikacija, tako da je pojava kaverni dimenzija od nekoliko cm do 1 m vrlo česta (prevladavaju kaverne manjih dimenzija). Lapori se ne nalaze u samom pregradnom profilu brane već dublje u desnom boku, na lokaciji optočnih tunela i nemaju bitnog utjecaja na buduću branu. (Kavur, 2000). Pokusi opterećenja pločom obavljeni su u istražnim galerijama. Istražne galerije s poprečnim presjekom 2.5x2.5 m iskopane su miniranjem. Na projektu Karun 3 obavljeni su pokusi u vertikalnom i horizontalnom pravcu (slika 2) i to sukladno opterećenjima buduće brane. Obzirom na vrlo strm nagib slojeva (cca 80°) može se smatrati da horizontalni pokus daje deformabilnost stijenske mase u pravcu okomitom na slojeve, a vertikalni u pravcu paralenom sa slojevima. Na projektu Karun 1 obavljeni su pokusi pod kutem od oko 45o odnosno okomito na slojeve. U sklopu pripremnih radova na odabranoj lokaciji pokusa obavljena je obrada površina stijene koje su u kontaktu s pločama. Gruba obrada je obavljena pomoću zračnog čekića, a fina pažljivo upotrebom čekića i


dlijeta. U većini slučajeva na dubini od 30 cm nije više bilo vidljivih tragova oštećenja stijenske mase uslijed miniranja. Obrađena površina imala je promjer oko 1,5–2,0 m. Kriterij ravnosti obrađene površine bio je ±5 mm, s tim da ravnine obiju ploha moraju biti paralelne. Nakon pripreme površina obavljeno je vrlo detaljno inženjersko-geološko kartiranje svih vidljivih elemenata koji služe za opis stijenske mase u zoni utjecaja pokusa. U središtima pripremljnih ploha izbušene su koaksijalne bušotine promjera 76 mm i dubine 6,5 m za ugradnju ekstenzometara. Bušotine su okomite na plohe opterećenja i izbušene su dijamantnim krunama i “wire line” priborom kako bi se dobila što kvalitetnija jezgra. Mjerne točke ekstenzometra (MPBX) su smještane od površine pa do dubine 3,0 m (ukupno 5 točaka na svakoj od ploča), a fiksna točka na dubini od 6,0 m. Mjernu opremu je proizvela njemačka tvrtka Interfels. Oprema se u osnovi sastoji od dvije krute kružne ploče promjera 1 m. Ploče se razupiru hidrauličkim prešama. Na svakoj ploči nalazi se osam sferičnih ležišta za kugle preko kojih se ostvaruje prijenos sile opterećenja. Između ploča postavlja se sustav od osam razupora od kojih svaka sadrži po jednu hidrauličku prešu. Nazivna sila svake hidrauličke preše je 1 MN. Za mjerenje pomaka na površini stijene i u stijenskoj masi korišteni su bušotinski, višestruki ekstenzometri. Za mjerenje pomaka korišteni su električni pretvornici (LVDT). Za akviziciju mjernih podataka korišteno je terensko računalo. Program ispitivanja Ispitivanja su obavljena s pet ciklusa opterećenja i rasterećenja,. Maksimumi pojedinih ciklusa bili su: 1,8; 3,6; 5,4; 7,2 i 9,0 MPa. Opterećenje i rasterećenje je vršeno u inkrementima s tim da se maksimum odnosno minimum jednog ciklusa dostigne u 5-6 inkremenata. Ciklusi br.1-4 Opterećenje jednog inkrementa povećavano je i smanjivano tijekom cca 1 min. Nakon postizanja željenog tlaka, isti je održavan stalnim tijekom 5 min. Čitanje pomaka vršeno je nakon prve, druge i pete minute. Nakon pete minute opterećenje je povećavano (smanjivano) bez obzira na brzinu pomaka. Maksimalni i minimalni tlak ciklusa održavan je stalnim najmanje 4 sata s čitanjem pomaka nakon 1, 2, 4, 8, 15, 30, 60, 120, 180 i 240-te min. Ako se mjerenja u posljednja dva sata razlikovalo za više od 0,01 mm, mjerenje je nastavljeno u vremenskim intervalima od po 1 sat sve dok ovaj uvjet nije bio ispunjen. Ciklus br. 5 Opterećenje jednog inkrementa obavljeno je po istom programu kao i u prethodnim ciklusima. Pri rasterećenju, tlak jednog inkrementa održavan je konstantnim tijekom 1 sata s čitanjem pomaka u 1, 2, 4, 8, 15, 30 i 60-oj minuti. Maksimalni tlak petog ciklusa održavan je stalnim tijekom 8 sati s čitanjem pomaka u 1, 2, 4, 8, 15, 30, 60, 120, 180, 240, 300, 360, 420 i 480-oj minuti. Ako se mjerenja u posljednja 2 sata razlikovalo za više od 0,01 mm mjerenje se nastavljalo u vremenskim intervalima od po jedan sat sve dok ovaj uvjet nije bio ispunjen. Minimalni tlak petog ciklusa (final recovery) održavan je stalnim tijekom najmanje 12 sati s čitanjem pomaka u 1, 2, 4, 8, 15, 30, 60, 120,........720-oj minuti. Ako se mjerenja u posljednja 2 sata razlikuju za više od 0,01 mm mjerenje je nastavljeno u vremenskim intervalima od po jedan sat sve dok ovaj uvjet nije bio ispunjen. Pokus je trajao cca 62 sata. Rezultati ispitivanja Rezultati mjerenja obrađeni su u skladu s točkom 9.c preporučene metode ISRM-a (ISRM, 1979), kao i po metodi Boyle-a (1992). S obzirom da centralno postavljeni otvor u ploči (za prolaz ekstenzometra) ima promjer 132 mm, njegov utjecaj na raspodjelu naprezanja ispod opterećene površine je vrlo mali (manji od 0.2 m), te pri interpretaciji rezultata mjerenja nije uzet u obzir. Moduli su izračunati uz pretpostavku da Poisson-ov koeficijent ima vrijednost ν=0.3. Na projektu Karun 3, iz krivulja “naprezanje-pomak” izračunati su moduli opterećenja i rasterećenja dok su na projektu Karun 1 pored ovih izračunati i moduli ponovnog opterećenja prema definiciji Witke-a (1984).


Rezultati mjerenja svih pokusa prikazani su grafički na način pokazan na slikama xxx do xxx, te u tablici xxx.

1

1

0 1 0 2 0 3 0 4 0 50 60 700

2

4

6

8

1 0

1 2 N

apre

zanj

e (M

Pa)

G3P2H

Vrijeme (sati) 0 1 2 3 4 5

0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

)

G3P2H2S1 Mjerna točka 1

Pomak (mm)


Slika xxx Vremenski tijek pokusa pločom G3P2H; (Krivulja “naprezanje-pomak” u pokusu G3P2H, na ploči br.2, za mjernu točku 1Karun 3, 1992) Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” u pokusu G3P2H, na ploči br.2, za mjerne točke 2 i 3 Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” u pokusu G3P2H, na ploči br.2, za mjerne točke 4 i 5

2 3

0 1 2 3 4 50

2

4

6

8

1 0

1 2

Nap

reza

nje

(MPa

)


Pomak (mm) 0 1 2 3 4 5

0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

)


Pomak (mm)

4 5

0 1 2 3 4 50

2

4

6

8

1 0

1 2

Pomak (mm)

Nap

reza

nje

(MPa

)


0 1 2 3 4 5 0

2

4

6

8

10

12G3P2H2S5 Mjerna točka 5

Nap

reza

nje

(MPa

)

Pomak (mm)


Tablica xxx Moduli deformabilnosti pokusa G3P2h za ploču br.2 (Karun 3, 1992)

POKUS OPTEREĆENJA PLOČOM

POKUS G3P2h Ploča 2 Rješenje prema preporukama ISRM-a (1979)

Mjerna točka ekstenzometra

Kontaktno naprezanje (MPa)

1.81 3.63 5.42 7.23 9.04 MODULI OPTEREĆENJA (MPa)

0.00 m 1299 2774 3780 4163 4537 0.40 m 2305 3512 4245 4461 4658 0.75 m 4184 4521 4646 4720 4953 1.50 m -49548 112191 11931 14335 12077 3.00 m -9337 -14033 -79594 -19753 -21598

MODULI RASTEREĆENJA (MPa) 0.00 m 6667 5402 5218 5130 5355 0.40 m 11697 6227 5715 5172 5368 0.75 m 26956 7291 6465 5643 5478 1.50 m -41806 ∞ -175542 22975 15292 3.00 m 0 -18498 -8605 -17041 -13768

Boyle-ovo rješenje (1992) Kontaktno naprezanje (MPa)

Interval 1.81 3.63 5.42 7.23 9.04

MODULI OPTEREĆENJA (MPa) 0.00-6.00 m 867 1631 2065 2227 2379 0.40-6.00 m 1499 2095 2337 2442 2535 0.75-6.00 m 2803 2990 2769 2862 2935

MODULI RASTEREĆENJA (MPa) 0.00-6.00 m 4495 3046 2875 2697 2770 0.40-6.00 m 7962 3630 3298 2883 2895 0.75-6.00 m 18058 4884 4331 3506 3295

Eopt Erast

Pomak

Nap

reza

nje


Kritički osvrt na pokus pločom Na temelju iskustva autora u izvođenju pokusa i interpretaciji rezultata mjerenja, te iskustva autora s pokusom tlačnog jastuka koji je paralelno korišten na spomenutim projektima izvode se sljedeći zaključci (Vrkljan i dr., 2001):

Moduli deformabilnosti izračunati prema ISRM-ovom postupku redovito imaju veće vrijednosti od modula određenih pokusom velikog tlačnog jastuka (engl. Large Flat Jack) u sličnim uvjetima stijenske mase. Odnos modula određenog pločom i modula tlačnog jastuka kretao se u vrlo širokim granicama, približno od 1 do 6. Neki moduli su bili veći i od modula intaktnog materijala, što očito govori o problemima ovog pokusa.

Moduli izračunati alternativnom metodom predloženom od Boyle-a (1992), imaju redovito niže vrijednosti od modula izračunatih po preporukama ISRM-a. Odnos tako određenog modula prema modulu tlačnog jastuka bio je u granicama od približno 0,7 do 4.

U interpretaciji su često dobivene neupotrebljive vrijednosti modula na mjernim točkama smještenim dublje od 1 m. Na tim točkama često su izmjereni vrlo mali pomaci (par stotih dijelova milimetra) pozitivni ili negativni po predznaku.

Koeficijent varijacije modula i nakon odstranjivanja nelogičnih rezultata vrlo je visok, kako kod ISRM-ove (59 %), tako i kod Boyle-ove interpretacije (58 %).

Odnos modula između ploča u istom pokusu kreće se u širokom rasponu. Tako je u čak 36 % slučajeva odnos površinskih modula bio veći od 2, a u čak 59 % slučajeva taj je odnos bio veći od 3 za module koji su određeni na dubinama od 0,30 do 0,50 m.

Takve razlike u modulima teško da se mogu pripisati bitno različitim svojstvima stijenske mase na relativno malom prostoru između ploča. Osim toga, budući da se razlike u modulima između ploča s dubinom povećavaju, onda se ne može kao jedini uzrok pretpostaviti ni eventualni različit stupanj površinske poremećenosti stijenske mase. Očito je, da se tu radi o bitnim razlikama između uvjeta koji stvarno vladaju u stijenskoj masi koja je zahvaćena pokusom i onih koji su pretpostavljeni u interpretaciji rezultata pokusa. Uvođenjem ekstenzometarskih mjerenja u centru opterećene plohe eliminiran je utjecaj zone oštećene izradom podzemne prostorije na rezultat mjerenja. Međutim, realni uvjeti u stijenskoj masi kontroliraju pomake dubljih mjernih točaka ekstenzometra, te je njihova raspodjela po dubini bitno različita od raspodjele koja se dobije po teoriji elastičnosti. Mjerenje pomaka ekstenzometrima u dubini i računanje naprezanja u tim istim točkama po teoriji elastičnosti, često daje neprihvatljivo visoke module, koji su često veći od onih koji su dobiveni na uzorcima intaktne stijene. Problem je jasan: naprezanja u stijenskoj masi se računaju po teoriji elastičnosti, a pomaci se mjere. To znači da naprezanje u svakoj točki ima konačnu vrijednost (teoretski, utjecaj opterećenja seže beskonačno u dubinu), dok zbog uvjeta u stijenskoj masi, pomak može biti minoran ili nula što će dati nerealno visoke ili čak beskonačno velike module.


9.5.3 Ispitivanje deformabilnosti stijenske mase s 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, empirijkse metode ne mogu zamjeniti velike in-situ pkuse. 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 primjenjenog naprezanja. Iz podataka o naprezanju i izmjerenom pomaku računaju se moduli deformabilnosti stijenske mase. 9.5.3.1 Metoda instituta Jaroslav Černi Ovu metodu prvi put spominje Kujundžić 1954 god. Osnovne karakteristike metode su: • Šlic u koji se ugrađuje jastuk izvodi se miniranjem. Poželjno je da šlic ima minimalnu širinu. Praksa je

pokazala da je teško iskopati šlic širine manje od 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 širine šlica u zoni opterećenja) kao posljedice 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 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 šlica miniranjem oštećuje se stijenska masa u zidovima što direktno utječe na rezultata mjerenja;

(b) (b) Nije moguće izmjeriti pomak u opterećenoj zoni. (c) (c) Moguće je izvođenje samo vertikalnih šliceva u podu istražne galerije (eventualno u zidovima).

Ovim nedostacima treba dodati dugotrajan i mukotrpan rad na izradi šlica 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 xxx Pokus tlačnog jastuka po metodi Instituta Jaroslav Černi (Kujundžić, 1974). 1-Šlic; 2-Jastuk; 3-Betonska ispuna između jastuka i stijene; 4-Uređaj za mjerenje promjene volumena; 5-Hidraulička pumpa; 6-Uređaji za mjerenje pomaka zidova šlica 9.5.3.2 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 prikazana je u dokumentu LNEC-a [LNEC, 1976]. Glavne karakteristike ove metode su (slika XXXX):

• Zasjek se izvodi rezanjem pomoću dijamantne pile. Kako se ovdje radi o rezanju stijene pilom debljine 6 mm, primjerenije je umjesto termina “zasjek” koristiti termin-prorez. Širina proreza je jednaka je debljini pile, dakle 6 mm.

• Prorez može imati proizvoljnu dubinu što ovisi o tehničkim karakteristikama opreme. • Prorez može imati 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 1 m i polukruga promjera 1 m (slika XXX). • 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 neheterogenost stijenske mase. Međunarodno društvo za mehaniku stijena (ISRM-International Society for Rock Mechanics) 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 ISRM-a ostavlja otvorenim neke probleme interpretacije rezultata mjerenja što korisnicima stvara značajne probleme.


Slika XXX 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. Slika xxx Tlačni jastuk kod LNEC metode U namjeri da eliminiraju neke nedostatke satndardnog LFJ pokusa istraživači LNEC-a su modificirali pokus kako to pokazuje slika 3 (Pinto1993). Uvedene su sljedeće promjene: (a) Pokus se standardno obavlja sa dva jastuka u jednom šlicu. Kao i kod ranije opisanog postupka i ovdje se u jednoj ravnini može izrezati veći broj šliceva 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 šliceva. Treba upozoriti na jedan problem koji autori modificiranog pokusa ne spominju. Radi se o problemu injektiranja jastuka. Naime, praksa pokazuje da stijenska masa uvijek sadrži otvorene diskontinuitete koji uzrokuju pucanje jastuka već kod malih pritisaka (20 bara). Ovaj je problem tijekom ispitivanja opisanih u poglavlju xxx, uspješno riješen injektiranjem šlica pod malim pritiskom. Dispozicija jastuka i bušotina kod modificiranog pokusa ne dopušta injektiranje šlica pošto bušotine moraju ostati otvorene tijekom mjerenja.


Slika xxx Nova dispozicija opreme za LFJ pokus (Pinto, 1993) 9.5.3.3 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:

( )i

ii dPkE 21 ν−= ……………………………(1)

i - Pozicija mjernog uređaja ugrađenog u jastuk Ei - Modul deformabilnosti na mjernoj točki “i” P - Inkrement primjenjenog 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 čvrstoću stijene. Ovaj su problem autori detaljno prikazali u referenci [Vrkljan i dr. 1995].


Općenito gledajući postoje dva pristupa definiranju koeficijenta ki .

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 1). 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 4 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. Najvjerovatnija vrijednost modula deformabilnosti stijenske mase u zoni utjecaja jastuka računa se prema sljedećoj jednadžbi:

( ) ( )E P ik

ik d

i

i i

= −1 22νΣ

ΣL L L L L


Tablica xxx. Koeficijent ki(cm) za različite kombinacije tlačnih jastuka (ISRM 1986). Dubina vlačne pukotine “h”(m)

Slučaj

0,0 0,2 0,5 1,0 1,5 1,7 2,0 3,0 ∞ AB 131,4 163,0 183,9 196,7 205,8 22,4 CD 136,8 166,0 184,4 196,7 205,0 221,5

AF 150,3 193,0 214,2 232,1 240,7 246,9 280,8 BE 191,0 239,0 257,0 273,0 281,1 286,6 320,3 CI 160,7 198,2 217,1 232,6 240,5 246,2 279,8 DG 215,3 245,4 260,6 274,1 281,3 286,6 319,7

A 137,4 167,8 185,7 196,7 205,8 222,4 B 151,5 175,2 187,3 196,7 205,8 222,4 C 144,7 171,3 186,6 196,7 205,0 221,5 D 164,8 179,4 188,8 196,7 205,0 221,5

AL 155,7 199,3 224,9 242,4 257,3 267,3 313,2 BJ 202,8 255,5 277,8 294,2 307,6 316,8 361,9 CN 167,7 206,2 228,4 243,5 257,5 266,9 312,2 DM 231,7 264,9 282,6 296,0 308,2 316,8 361,3 EF 216,9 273,9 296,0 312,2 325,0 333,8 378,6 GI 249,7 284,4 301,2 314,2 325,6 333,9 378,0

AL 141,1 178,7 198,2 213,4 224,0 254,9 BJ 159,7 192,8 209,7 223,8 233,9 264,1 CN 149,5 183,3 200,3 213,7 223,5 253,8 DM 176,0 198,7 212,2 224,2 234,3 263,1

EF 159,8 182,9 190,4 196,7 205,8 222,4 GI 176,1 187,8 192,3 196,7 205,0 221,5

A 137,9 171,3 187,2 199,0 205,8 222,4 B 152,2 177,9 190,1 199,1 205,8 222,4 C 145,1 175,3 188,6 199,3 205,0 221,5 D 165,7 182,5 191,7 199,5 205,0 221,5

A 152,2 197,1 213,5 232,1 240,7 246,9 280,8 B 195,3 234,5 256,8 273,0 281,1 286,6 320,3 C 163,3 203,4 217,0 232,6 240,5 246,2 279,8 D 221,4 251,4 261,1 274,1 281,2 286,6 319,7 E 200,7 247,0 258,7 273,0 281,1 286,6 320,3 F 175,7 210,6 220,0 232,1 240,7 246,9 280,8 G 228,6 255,3 263,2 274,1 281,2 286,6 319,7 I 197,2 218,1 224,1 232,6 240,5 246,2 279,8

AP 157,5 199,4 225,5 250,0 268,9 288,1 335,7 BO 206,2 258,6 284,3 306,4 323,6 341,5 388,5 CR 170,5 209,1 231,1 252,6 269,3 287,2 334,6 DQ 237,5 271,6 291,1 309,6 324,4 340,9 387,8 EL 223,4 282,4 309,3 331,0 347,4 364,4 411,1 FJ 228,8 291,6 319,4 341,1 357,2 373,8 420,3 GN 259,9 296,8 316,6 334,1 348,2 363,8 410,4

IM 267,9 306,8 326,9 344,3 358,0 373,3 419,7

D C B A

I G F E

D C B A

D C B A

I G

F E

D C

B A

N M

L J

D C B A

N L J

I G F E

A

D C

B A

I G

F E

D C

B A

I G

F E

N L J

R Q

P 0

h


Slika xxx 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) 2. 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 jednadžbi 2. Ove vrijednosti omogućavaju izračunavanje sume kvadrata prema izrazu:

( )∆ Σ= −−

i

dE

P ki i

13

2 2ν

LLLLLL

Najvjerovatnija vrijednost dubine vlačne pukotine je ona koja daje najmanju vrijednost ∆ i najvjerovatnija vrijednost modula je ona koja se dobije iz jednadžbe 2 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 primjeniti 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 xxx. 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 1m) 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 XXX prikazuje slučaj sa 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 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 xxx Izvođenje zaštitnih zona radi reduciranja vlačnih naprezanja u stijenskoj masi na rubovima jastuka. 9.5.3.4 Prednosti i nedostaci LFJ pokusa Prednosti LFJ pokusa • Veliki volumen utjecaja pokusa (daleko veći u odnosu na PL pokus), • Mogućnost postizanja vrlo visokih naprezanja (do 20 MPa). • Postupak rada je puno jednostavniji i lakši u odnosu na PL i pokus radijalne preše. • Stijenska masa je u relativno neporemećenom stanju. • Pomak zidova šlica mjeri se u višetočaka (4 točke za jedan jastuk) što može ukazati na heterogenost

stijenske mase. Nedostaci LFJ pokusa • Oprema za izradu šlica i centralne bušotine je vrlo skupa. • Područje mjerenja promjene širine šlica je manje od 10 mm. • U slučaju visokih primarnih napona i/ili nepovoljnih geoloških struktura, rezanje šlica može predstavljati

problem (zaglava pile). • Jastuk se može koristiti samo jedan put.

2.4 m

0.6 m


9.5.3.5 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 šlic, oni će se nakon rezanja primaknuti jedan drugome (ako se nalaze na suprotnim stranama šlica) ili razmaknuti ako se nalaze na istoj strani šlica. Ako se razmak repera izmjeri prije i nakon rezanja šlica, 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 šlica, predstavlja tzv. cancelation pressure, koji se može smatrati sekundarnim naprezanjem u zidu iskopa. Slika xxx Raspored repera u zoni šlica kojim se prati deformiranje stijenske mase tijekom rezanja šlica i izvođenja pokusa

1 2

3 4

5 6

Centralna bušotina

Šlic (prorez)

1.20 m


9.5.3.5.1 Primjeri iz prakse Prikazat će se program i rezultati ispitivanja za jedan pokus na projektu Karun-3 u Iranu (Geotehnika-Zagreb, 1993-1995) (Kavur, 2000). Svi pokusi izvedeni su u podzemnim istražnim galerijama. Kako je iskop vršen miniranjem, na lokacijama ispitivanja izvršen je iskop poremećene zone upotrebom zračnih čekića do dubine 60 cm. Obrađena zona bila je najmanje 2 m šira od širine aktivnih jastuka kako bi se mogao pratiti razvoj vlačnih pukotina u ravnini jastuka. Nakon završetka ovih radova, a prije montaže opreme za bušenje i rezanje, izvršeno je detaljno inženjerskogeološko snimanje mikrolokacije pokusa. Ovaj snimak zajedno s podacima dobivenim pregledom jezgre iz centralne bušotine daje vrlo detaljnu sliku inženjerskogeoloških karakteristika mikrolokacije. U zoni budućeg aktivnog proreza (prorez s tlačnim jastukom) ugrađuju se tri para repera. Raspored repera za mjerenje pomaka na površini iskopa prikazan je na slici XXX. Početni razmak repera odredi se prije bušenja centralne bušotine i rezanja aktivnog proreza. Bušenje centralne bušotine i rezanje šlica Po ugradnji repera pristupa se bušenju centralne bušotine što je uvjetovano tehnologijom rezanja proreza. Za vrijeme rezanja proreza u nju ulazi nosač pile s hidrauličkim motorom. Jezgra koja se dobije iz centralne bušotine omogućava detaljan uvid u stanje stijenske mase. Dubina bušotine je kod pokusa s jednim aktivnim prorezom bila 1.8 m, a kod pokusa sa jednim aktivnim i dva pasivna proreza 2 m. Promjer bušotine od 250 mm omogućava vizualni pregled njenih stijenki (slika XXX). Korišteni su Interfelsovi ELFJ jastuci širine 1,2 m (slika xxx). Slika xxx Fotografija stijenki bušotine kod horizontalnog pokusa. Vidi se izrezani šlic Aktivnosti bušenja i rezanja odvijala se sljedećim redoslijedom:

(a) Ugradnja repera za mjerenje pomaka na površini iskopa u zoni aktivnog šlica. Nulto očitanje

međusobnog razmaka repera; (b) Bušenje bušotine i rezanje prvog pasivnog šlica; (c) Bušenje bušotine i rezanje drugog pasivnog šlica; (d) Bušenje bušotine i rezanje aktivnog šlica; (e) Čišćenje aktivnih šliceva od komadića stijene ili pukotinske ispune koja je ispala nakon izvlačenja pile.

Raspored repera za mjerenje pomaka na površini iskopa prikazan je na slici 10. Promjena međusobnog razmaka repera mjerena je mehaničkim instrumentom koji ima točnost očitanja 1µm (Slika xxx).


Slika xxx prikazuje dispoziciju opreme za bušenje centralne bušotine a slike xxx i xxx dvije faze rezanja tri šlica za pokus sa jednim aktivnim i dva pasivna šlica na projektu Karun 3. Slika xxx Bušenje centralne bušotine za horizontalni pokus; Rezanje lijevog pasivnog šlica. Vide se reperi za mjerenje pomaka u zoni aktivnog šlica Slika xxx Rezanje srednjeg (aktivnog ) šlica. Pasivni šlicevi su izrezani. (Vide se eperi za mjerenje pomaka u zoni aktivnog šlica) Ugradnja jastuka i mjerne opreme Nakon završetka rezanja svih proreza i čišćenja aktivnog proreza, pristupa se ugradnji jastuka (slika XXX). Jastuk se mora čim prije ugraditi kako bi se izbjeglo eventualno zatvaranje proreza. Nakon ugradnje, jastuk se pumpanjem pažljivo napuni s uljem tako da se stijenke jastuka priljube uz stijenke proreza. Pri tome treba paziti da se jastuk ne deformira u području otvorene centralne bušotine. Također, treba paziti da se zrak iz jastuka u potpunosti istisne uljem. Nakon toga centralna bušotina se zapunjava cementnim mortom. Preporuke ISRM-a [ISRM, 1986] ne predviđaju injektiranje uske zone oko jastuka. Međutim, naša iskustva pokazuju da samo u izuzetnim situacijama stijenska masa ne sadrži diskontinuitete i šupljine koji mogu prouzročiti rano pucanje jastuka već pri malom opterećenju. Uostalom, deformabilnost stijenske mase bez diskontinuiteta može se odrediti i na mnogo prikladniji način u laboratoriju (intaktni materijal).


Injektiranje zone oko jastuka vršeno je cementnim mortom uz pomoć ručne pumpe s vrlo malim tlakom (maksimalno 50 kPa) i malom količinom smjese (do 5 lit). Injektiranjem je potrebno zapuniti samo otvorene diskontinuitete u zoni jastuka i to u dubini od nekoliko cm. Injektiranjem proreza pod većim tlakom i većom količinom smjese izvršila bi se konsolidacija stijenske mase što bi utjecalo na rezultat mjerenja. Za vrijeme injektiranja na mjernom instrumentu su praćene promjene svakog od mjerila pomaka ugrađenih u jastuku. Pokus je počinjao tri dana nakon injektiranja proreza i zapunjavanja centralne bušotine cementnim mortom. Mjerenje razmaka repera obavlja se redovito u svim fazama pripreme pokusa (bušenja centralne bušotine i rezanja proreza) i tijekom samog ispitivanja. Naprezanje kod kojeg se zabilježi početni (nulti) razmak repera je tzv. “cancellation pressure” i predstavlja dobru indikaciju stanja naprezanja stijenske mase u zoni pokusa. Slika xxx Umetanje jastuka u vertikalni šlic na projektu Godar-E-Landar. Slika xxx Tlačni jastuk u čelu niše postavljen paralelno sa slojevima. Vide se obrađene površine za pokus

pločom Program ispitivanja Svaki od izvedenih pokusa planiran je sa šest ciklusa opterećenja i rasterećenja. Kod prva tri ciklusa opterećenje se povećavalo i smanjivalo u inkrementima od po 0,2 MPa s čitanjem mjernih uređaja u 1, 2 i 4 minuti svakog inkrementa. U posljednja tri ciklusa inkrement opterećenja iznosio je 0,5 MPa, a očitanje je obavljano u istim vremenskim intervalima kao i kod prva tri ciklusa. Maksimalno i minimalno opterećenje u


prvih 5 ciklusa održavano je stalnim tijekom 2 sata, dok je maksimum šestog ciklusa održavan najmanje 4 odnosno 12 sati u slučaju tzv pokusa tečenja (“creep test”). Očitanje mjernih uređaja kod maksimalnih i minimalnih opterećenja u jednom ciklusu obavljano je u 1, 2, 4, 8, 15, 30, 60, 120, 180, 240, minuti. U slučaju da u posljednjem satu maksimalnog odnosno minimalnog opterećenja prirast pomaka bude veći od 0,003 mm, mjerenje je produljeno za jedan sat sve dok prirast nije bio manji od 0,003 mm/sat. Neki od pokusa bili su tzv “failure test” kod kojih je nakon šestog ciklusa opterećenje povećavano u inkrementima od 0.5 MPa sve do sloma stijene ili pucanja jastuka. Na projektu Karun 3 obavljeno je ukupno 12 pokusa velikim tlačnim jastucima, a na projektu Godar-E-Landar 5 pokusa. Sva ispitivanja obavljena su s jednim aktivnim jastukom. Raspored jastuka na projektu Karun 3 prikazan je u tablici 1. Pri definiranju maksimalnih i minimalnih naprezanja vodilo se računa o očekivanim naprezanjima stijenske mase tijekom eksploatacije brane. Tablica xxx. Tipovi i broj pokusa obavljenih na projektu Karun 3

Tip pokusa Kombinacija jastuka

Broj izvedenih pokusa

Napomena

A

8 pokusa

Dimenzija proreza odgovara dimenziji

jastuka

B

3 pokusa

C

1 pokus

Dubina produbljenja svih proreza = 60 cm

Rezultati ispitivanja Moduli deformabilnosti izračunati su prema preporukama ISRM-a [7]. Kod pokusa tip “A”, dimenzije proreza bile su za nekoliko mm veće od dimenzija jastuka što znači da nije izvedena zaštitna zona. Vlačna pukotina se pojavljivala ali ne svaki puta. Na otvaranje vlačne pukotine ukazivali su sljedeći pokazatelji:

(a) trenutna promjena nagiba krivulje “naprezanje-pomak”; (b) pojava vlačne pukotine na površini stijene; (c) zvučni efekti u trenutku loma stijene; (d) dostignuto opterećenje kod kojeg su reperi na površini stijenske mase došli na nulti razmak, na kojem

su bili prije rezanja proreza (tzv.”cancellation pressure”). U slučajevima kada je ocijenjeno da se pukotina nije stvorila, koeficijenti ki izabrani su iz tablice sa koeficijentima [ISRM, 1986] za dubinu vlačne pukotine h= 0 m (ki=131.4 odnosno 136.8). U slučajevima kada je ocijenjeno da je tijekom pokusa nastala vlačna pukotina primjenjen je sljedeći postupak:


• Do trenutka otvaranja pukotine moduli su izračunati uz pretpostavku da je dubina vlačne pukotine jednaka nuli.

• Nakon otvaranja pukotine moduli su određeni s izračunatom vrijednošću dubine vlačne pukotine. Dubina vlačne pukotine izračunata je u skladu s preporukama ISRM [ISRM, 1986] uz pretpostavku poznavanja inicijalnog naprezanja stijenske mase i njene vlačne čvrstoće. Inicijalno naprezanje poistovjećeno je s tzv. “cancellation pressure” koji je ustanovljen tijekom pokusa praćenjem promjene razmaka repera ugrađenih na površini iskopa u zoni proreza. Vlačna čvrstoća stijenske mase je procjenjena. Pri tome se vodilo računa o gustoći i položaju diskontinuiteta dotične mikrolokacije. Kod pokusa tipa “B” izvedena je zaštitna zona sa svake strane jastuka širine 1.2 m i u dubinu od 0.6 m. Dubina zaštitne zone od 0.6 m kod ELFJ (širina jastuka od 1.2 m) odgovara dubini zaštitne zone od 0.5 m kod LFJ (širina jastuka od 1 m). Prema tome, moduli su izračunati s vrijednostima koeficijenta ki od 190.4 i 192.3 (vidi tablicu s koeficijentima u referenci [ISRM, 1986]). Kod pokusa tipa “C” usvojena je pretpostavka da dubina zaštitne zone od 0.6 m odgovara dubini vlačne pukotine od 0.5 m, te su moduli izračunati sa sljedećim vrijednostima koeficijenata ki: 187.2; 190.1; 188.6; i 191.7 (vidi tablicu s koeficijentima u referenci [ISRM, 1986]). Rezultati pokusa prikazani su tabelarno grafički. Tablični prikaz ilustriran je tablicom 2 a neki od grafičkih prikaza dani su na slikama 10,11 i 12. Prikazan je vremenski tijek jednog od obavljenih pokusa (slika XXX) te naponsko-deformacijske krivulje za sva četiri mjerila pomaka (slika 11). Slika 12 prikazuje vrijednosti modula opterećenja i rasterećenja na pokusu G5L1h. Vidljivo je povećanje modula opterećenja s poratsom naprezanja što ukazuje na zatvaranje diskontinuiteta u stijenskoj masi. Također se primjećuje ujednačenost modula rasterećenja. Tijekom provedenih ispitivanja postignuto je maksimalno naprezanje od 16 MPa, što odgovara sili od 26 400 kN. Na projektu Karun 3 ispitivanja tlačnim jastukom su provedena u laporu i vapnencima različitih kategorija po RMR klasifikaciji, a na projektu Godar-E-Landar u koglomeratima i pješčenjacima II kategorije. Obavljeni pokusi grupirani su prema kategoriji (RMR) stijenske mase, te prema pravcu opterećenja . Statistička obrada uključivala je sljedeće: broj uzoraka, minimalnu i maksimalnu vrijednost modula, aritmetičku i geometrijsku srednju vrijednost modula, standardnu devijaciju i koeficijent varijacije. Tablica 2 prikazuje rezultate ispitivanja velikim tlačnim jastucima (ELFJ), dilatometrom i pločom promjera 1 m (PLT) u stijenskoj masi četvrte kategorije po RMR klasifikaciji [Bieniawski, 1976]. Slične tablice formirane su i za ostale kategorije stijenske mase. Slika xxx Vremenski tijek pokusa tlačnim jastukom G5L1h (Karun 3, 1993)

0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 600

2

4

6

8

1 0

1 2

Nap

reza

nje

(MPa

)

Vrijeme (sati)

G5L1h


Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” pokusa G5L1H za senzore 1 i 2 (Karun 3, 1993) Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” pokusa G5L1H za senzore 3 i 4 (Karun 3, 1993)

0 . 0 0 1 . 0 0 2.00 3 . 0 0 4 . 0 0 5.000

2

4

6

8

1 0

1 2

Pomak (mm)

Nap

reza

nje

(MPa

)

G5L1hS1

0.00 1.00 2.00 3.00 4 . 0 0 5 . 0 0 0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

)

Pomak (mm)

G5L1hS2

0 . 0 0 1 . 0 0 2 . 00 3 . 0 0 4 . 0 0 5.000

2

4

6

8

1 0

1 2 G5L1hS3

Nap

reza

nje

(MPa

)

Pomak (mm)

0.00 1.00 2.00 3.00 4 . 0 0 5 . 0 0 0

2

4

6

8

10

12

Nap

reza

nje

(MPa

)

G5L1hS4

Pomak (mm)


Slika xxx Krivulje “naprezanje-pomak” pokusa G5L1H za sva četiri senzora (Karun 3, 1993)

0 1 2 3 0 1 2 3

0 1 2 30 1 2 3

44 5

4 5

S1S2S3S4

Pomak (mm)

G5L1h S1 S2 S3 S4

0

2

4

6

8

10

12N

apre

zanj

e (M

Pa)

S4 S3 S2 S1


Slika xxx Krivulja “naprezanje-pomak” pokusa G5L1H za senzor 4 (Karun 3, 1993) Slika xxx Moduli deformabilnosti u opterećenju i rasterećenju u zavisnosti od razine naprezanja u pokusu (pokus G5L1H, Karun 3, 1993) Slika XXX Moduli deformabilnosti u opterećenju (a) i rasterećenju (b) u ovisnosti od razine naprezanja u pokusu G5L1h, (Karun 3)

0 2 4 6 8 1 0 1 20

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1 0

Mod

uli r

aste

reće

nja

(Gpa

) G5L1H

Naprezanje (MPa)

0 2 4 6 8 1 0 1 20

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1 0

Mod

uli o

pter

ećen

ja (G

pa) G5L1H

Naprezanje (MPa)

Senzor br.: S1 S2 S3 S4 Sred.

0 2 4 6 8 1 0 1 20

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1 0

Mod

uli o

pter

ećen

ja (G

Pa) G5L1H

Naprezanje (MPa)

0 2 4 6 8 1 0 1 20

1

2

3

4

5

6

7

8

9

1 0

Mod

uli r

aste

reće

nja

(GPa

) G5L1H

Naprezanje (MPa)

Osjetilo: S1 S2 S3 S4 Sred.

S4 S3 S2 S1

(a) (b)


Slika xxx “Canellation pressure” u pokusu G5L1H (Karun 3, 1993 Tablica 2. Moduli deformabilnosti vapnenca četvrte kategoriji RMR klasifikacije određeni različitim in-situ metodama (vapnenac Asmari formacije, Karun 3, Iran)

Projekt: Karun 3 MODULI DEFORMABILNOSTI (GPa)

Statistički Paralelno sa slojevima Okomito na slojeve

Dilatometarski modul

Dina-mički modul

pokazatelji Opterećenje Rasterećenje Opterećenje Rasterećenje (GPa) PLT ELFJ PLT ELFJ PLT ELFJ PLT ELFJ

ISRM Boyle ISRM ISRM Boyle ISRM ISRM Boyle ISRM ISRM Boyle ISRM Opt. Rast. (GPa) Broj uzoraka N 15 15 12 12 12 12 25 25 14 25 25 14 50 40 77 Minimalna vrijednost Emin 2,49 1,34 0,51 4,01 2,05 1,83 0,84 0,54 0,33 1,92 1,17 0,76 1,04 2,60 0,33 Maksimalna vrijednost Emax 4,85 2,26 4,33 8,29 4,24 4,07 6,59 4,52 0,75 16,74 13,83 0,91 7,59 8,88 24,83 Srednja vrijednost Esr 3,95 1,99 2,09 5,61 2,82 2,64 3,34 2,21 0,53 4,69 3,30 0,83 3,62 5,04 6,46 Standardna devijacija S 0,67 0,26 1,44 1,36 0,74 0,65 1,80 1,21 0,14 3,39 2,76 0,04 1,70 1,93 4,52 Koeficijent varijacije % 16,9 13,2 68,9 24,3 26,1 24,8 54,0 54,5 26,3 72,3 83,6 4,9 47,0 38,3 70,0 Geometrijska sredina Egsr 3,89 1,97 1,63 5,47 2,74 2,58 2,85 1,89 0,51 3,91 2,64 0,83 3,23 4,70 5,05

Esr/ESrDil 1,09 0,55 0,58 1,11 0,56 0,52 0,92 0,61 0,15 0,93 0,65 0.16

ESrPLT,ISRM/ESrBoyle 1,98 1,99 1,51 1,42

ESrPLT,ISRM / ESrELFJ 1,89 2,13 6,30 5,65

ESrPLT,Boyle/ ESrELFJ 0,95 1,07 4,17 3.98

ESrDin/ESrELFJ 3,09 2,45 12,19 7,78

Opis stijenske mase: Vapnenac, frakturiran, s pojavom gline u međuslojnim plohama. Kaverne ispunjene glinom. Primjećuju se jači tragovi trošenja zidova diskontinuiteta.

RMR76 [16]

IV

Na slici XXX prikazane su izmjerene i empirijski određene deformabilnosti vapnenca za tri kategorije RMR klasifikacije. Od empirijskih metoda korištene su metode Hoek-a i Brown-a [Hoek i dr. 2002], te Serafim-a i Pereire [1983]. Izmjerene vrijednosti predstavljene su modulima iz pokusa velikim tlačnim jastucima (ELFJ), pokusima pločom (PLT) te iz dilatometarskih pokusa. Prikazane su i prosječne vrijednosti modula dobivene ispitivanjem intaktnih uzoraka u laboratoriju. Iz ovog prikaza može se vidjeti slijedeće:

• Moduli određeni pokusom pločom znatno su veći od modula određenih ELFJ pokusom (naročito u II i III kategoriji stijenske mase).

4.0 4.5 5.0 5 . 5 6 . 0 -0.4

-0.3

-0.2

-0.1

0.0

0.1

0.2

0.3

0.4

G5 L 1 H

5-6

1-2

Detalj: Cancellation pressure

Pom

ak (m

m)

Naprezanje (MPa)

0 2 4 6 8 1 0 12- 1 . 2

- 0 . 8

- 0 . 4

0 . 0

0 . 4

0 . 8

1 . 2

1 . 6 Po

mak

(mm

)

Cancellation pressure G5L1H

Naprezanje (MPa)

Detalj

Reper br.: 1-2 3-4 5-6


• Rasipanje rezultata ispitivanja za sve pokuse, smanjuje se s opadanjem kvalitete stijenske mase. U stijenskoj masi četvrte kategorije, empirijski i eksperimentalni moduli se dobro slažu. U kvalitetnoj stijenskoj masi empirijske metode daju pre optimistične prognoze modula deformabilnosti.

Slika XXX. Izmjerene i empirijski određene deformabilnosti vapnenca za tri kategorije RMR klasifikacije (Asmari formacija Zagros masiva u Iranu) Iskustva s većeg broja obavljenih ELFJ pokusa ukazuju na sljedeće: • Rezultati svih pokusa u potpunosti su iskoristivi. Sve izmjerene veličine uključene su u statističku obradu.

Prosječni koeficijent varijacije modula u vapnencima na projektu Karun 3 iznosi samo 24.5%, a na projektu Godar-E-Landar u pješčenjaku 32.0% i u konglomeratu 35.5%.

• Na projektu Karun 3, moduli u pravcu okomitom na slojevitost niži su od modula u pravcu paralelnom s ravninama slojevitosti, što je s obzirom na stanje diskontinuiteta bilo za očekivati.

• Na 10 od 17 pokusa dostignut je tzv cancelation pressure što daje informaciju o stanju naprezanja stijenske mase u zoni pokusa.

• Kod svih pokusa moralo se, s obzirom na pojavu diskontinuiteta i kavernica u stijenkama proreza, obaviti injektiranje zone oko jastuka.

• Rezultati većine pokusa pokazuju vrlo malu razliku modula početnog opterećenja u odnosu na ponovljena opterećenja i skoro konstantne vrijednosti modula ponovnog opterećenja neovisno o vrijednosti

0

10

20

30

40

50

60

20 40 60 80RMR KLASIFIKACIJA

Mod

ul d

efor

mab

ilnos

ti (G

Pa)

.

Dilatometarski modul Modul deformabilnosti iz PLT pokusa Modul deformabilnosti iz ELFJ pokusa Modul deformabilnosti iz laboratorijskih pokusa Hoek i Brown; Serafim i Pereira

Em (GPa) = 0,0017 RMR 2,154 (ELFJ+PLT)

IV III II


naprezanja. Ovo je vrlo bitno za donošenje konačne ocjene o podobnosti stijenske mase za temeljenje lučne brane koja u masiv unosi velika opterećenja, a trpi relativno male pomake. Naime, velika početna deformabilnost bez obzira na malu deformabilnost kod ponovljenog opterećenja, može ugroziti stabilnost lučne brane. Velika početna deformabilnost obično je posljedica trajnog zatvaranja diskontinuiteta kod prvog opterećenja.

• Mogućnost proizvoljne orijentacije jastuka omogućava određivanje modula u pravcu maksimalnih naprezanja koje će građevina prouzročiti.

Provedena istraživanja pokazuju dobro slaganje izmjerenih modula s empirijski određenim modulima za stijensku masu IV kategorije RMR klasifikacije. Međutim, s povećanjem kvalitete stijenske mase, empirijski moduli znatno brže rastu u odnosu na izmjerene (slika XXX). 9.6 Rječnik 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) Ponovljivost (obnovljivost)-Usko slaganje između rezultata uzastopnih mjerenja iste mjerene veličine izvedenih u istim

mjernim uvjetima Mjerna nesigurnost-Parametar pridružen rezultatu kojeg mjerenja koji opisuje rasipanje vrijednosti koje bi se razumno

mogle pripisati mjerenoj veličini Mjerna pogreška-Mjerni rezultatmanje istinita vrijednost mjerene veličine (kako se istinita vrijednost ne može odrediti,

u praksi se upotrebljava dogovorena istinita vrijednost Mjerilo, mjerni isntrument-Uređaj namjenjen 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 zamjetiti Točnost mjerila (accuracy of measuring instruments)-Sposobnpost 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 točnostiobično se označujedogovorenim brojem ili znakom, a naziva se kazalom razreda)

Pogreška (pokazivanja mjerila) (repeatibility of measuring isntruments)-Pokazivanje mjerila manje istinita vrijednsot odgovarajuće ulazne veličine

Ponovljivost (mjerila)-Sposobnost mjerila da daje veoma slična pokazivanja kod ponovljenih primejna iste mjerene veličine u istim mjernim uvjetima

Mjerni etalon-Tvarna mjera, mjerilo, referencijska tvar ili mjerni sustav namjenjen za određivanje, ostvarivanje, čuvanje ili obnavljanje jedinice jedne ili više vrijednosti kakve veličine da bi mogli poslužiti kao referencija

Umjeravanje (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


9.7 Literatura Preporuke ISRM-Laboratorijska ispitivanja ISRM,(1972) Suggested Methods for Determining the Uniaxial Compressive Strength Of Rock Materials and the Point -

Load Strength Test. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1974), Suggested Methods for Determining Shear

Strength, ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978), Suggested Methods for Determining Sound

Velocity, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 53-58. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978a), Suggested Methods for Determining

Hardness and Abrasiveness of Rocks, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 89-91..

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978b), Suggested Methods for Determining Tensile Strength of Rock Materials, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 99-103.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test (1978c), Suggested Methods for Determining the Strength of Rock Materials in Triaxial Compression, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, , pp. 47-51.

ISRM Comission on Standardization of Laboratory and field test. (1979), Suggested Methods for Determining Water Content, Porosity, Density, Absorption and Related Properties and Swelling and Slake Durability Index Properties, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Vol. 16, No. 2, pp 141-156. (31)

ISRM Comission on Standardization of Laboratory and field test. (1979a), Suggested Methods for Determining the Uniaxial Compressive strength and Deformability of Rock Materials, International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, Vol. 16, pp 135-140.

ISRM Comission on Standardization of Laboratory and Field Test, (1981) Suggested methods for Determination of the Swelling Strain Index for a Radialy Confined Specimen with axial Surcharge. In Rock Characterization, Testing and Monitoring (E.T. Brown, Editor), Program Press, Oxford. (62)

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests (1983), Suggested Methods for Determining the Strength of the Rock Materials in Triaxial Compression (Revised version), Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 20, No 6, pp 283-290.

ISRM, Commission on Testing Methods, Working Group on Revision of the Point Load Test Method (1985), Suggested Methods for Determining Point Load Strength, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 22, No 2, pp 51-60.

ISRM, Commission on Testing Methods, (1988), Suggested Methods for Determining the Fracture Toughness of Rock, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 25, No 2, pp 71-96. Matsuki, K., Hasibuan, S.S,. Takahashi, H., (1991), Specimen Size Requirements for Determining the Inherent Fracture Toughness of Rocks According to the ISRM Suggested Methods, Int. J. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr., Vol. 28, Noo 5, pp 165-174. Matsuki, K., Hasibuan, S.S,. Takahashi, H., (1991), Boundary Element Analysis for Standard Specimen Configurations in the ISRM Suggested Methods for Determining Fracture Toughness of Rock, Int. J. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr., Vol. 28, Noo 5, pp 355-361.

ISRM, Comission on Swelling Rock and Working Group on Swelling Rock of the Comission on Testing Methods (1989), Suggested Methods for Laboratory Testing of Argillaceous Swelling Rocks, Int. J. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr., Vol. 26, Noo 5, pp 415-426. (56)

ISRM, Comission on Testing Methods (1989a), Suggested Methods for Large Scale Sampling and Triaxial Testing of Jointing Rock, Int. J. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr., Vol. 26, Noo 5, pp 427-434.

ISRM, Comission on Testing Methods (1995), Suggested Methods for Determining mode I Fracture Toughness Using Cracked Chevron Notched Brazilian Disc (CCNBD) Specimens, Int. J. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr., Vol. 32, No 1, pp 57-64.


Suggested Method for the Complete Stress-Strain Curve for Intact Rock in Uniaxial Compression, 1999. Suggested Methods for Laboratory Testing of Swelling Rocks, 1999. Preporuke ISRM-Terenska ispitivanja ISRM Commission on standardization of laboratory and field test 1974. Suggested Methods for Rockbolt Testing. Doc.

No 2. Final Draft, March 1974., Reprinted in Rock Characterization Testing and Monitoring-ISRM Suggested Methods, E.T. Brown (ed.) 1981, 161-168, Oxford-Pergamon.

ISRM, Commission on recommendations on site investigation techniques, (1975), Recommendations on site investigation techniques

ISRM, Commission on standardization of laboratory and field test (1979), Suggested methods for determining in situ deformability of rock, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 16, No.3, pp. 195-214.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests, (1981), Suggested Methods for Geophysical Logging of Boreholes, In: Int. Your. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 18, pp 67-84.

ISRM, Commission on testing methods (1985), Suggested method for rock anchorage testing, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 22, No.2, pp. 71-83.

ISRM,(1986), Suggested method for deformability determination using a large flat jack technique, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 23, No.2, pp. 131-140.

ISRM, Commission on testing methods (1987), Suggested methods for rock stress determination, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 24, No.1, Special Issue: In situ Rock Stress, pp. 53 - 74.

ISRM, Commission on testing methods (1987a), Suggested Methods for Deformability Determination Using a Flexibile Dilatometer, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 24, No.2, pp. 123-134.

ISRM, Commission on testing methods (1988), Suggested Methods for Seismic Testing Within and Between Boreholes, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 25, No.6, pp. 447-472.


ISRM, Commission on testing methods (1996), Suggested method for deformability determination using a stiff dilatometer, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 33, No.7, pp. 733-741.

Nacionalne norme ASTM D 2938: Standard Test Method for Unconfined Compressive Strength of Intact Rock Core Specimens

ASTM D 3148: Standard Test Method for Elastic Moduli of Intact Rock Core Specimens in Uniaxial Compression

ASTM D 2664: Standard Test Method for Triaxial Compressive Strength of Undrained Rock Core Specimens Without PorePressure Measurements

ASTM D 5407-95: Standard Test Method for Elastic Moduli of Undrained Intact Rock Core Specimens in Triaxial Compression Without Pore Pressure Measurement

ASTM D 4644: Standard Test Method for Slake Durability of Shales and Similar Weak Rocks

ASTM D 4543: Standard Practices for Preparing Rock Core Specimens and Determining Dimensional and Shape Tolerances

Dilatoemtar ISRM: Suggested Methods for Deformability Determination Using a Flexibile Dilatometer, Int. Jour. of Rock Mech.

Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 24 (1987) No.2, 123-134.

Panek, L.A.; Hornsey,E.E.; Lappi, R.L.: Determination of the modulus of rigidity of rock by expanding a cylindrical pressure cell in drillhole, Proc. 6th Symp. On Rock Mechanics, Rolla, Missouri (1964), 427-449.

Rocha, M.; Silveira, A.; Grossmann, N.; Oliveira, E.: Determination of the deformability of rock masses along boreholes, Proc. of 1st Congress of the Int. Society for Rock Mechanics, Lisbon, Vol. 1 (1966), 697-704.


Rocha, M.: Present Possibilities of Studying Foundations of Concrete Dams, Proc. of the 3rd Congress of the ISRM, Denver, Vol. 1A (1974), 879-897.

Charrua-Graca, J.G.: Dilatometer tests in the study of the deformability of rock masses, Proc. of 4th Int. Congress on Rock mechanics, Montreux, Vol.2 (1979), 73-76.

Charrua-Graca, J.G.: Estudo da deformabilidade dos macicos rochosos com dilatometro, Thesis, LNEC, Lisbon, 1974. Panek, L.A.: Effect of rock fracturing on the modulus, as determined by borehole dilation tests, Proc. of 2nd Congress of

the Int. Society for Rock Mechanics, Belgrade, Vol. 1 (1970), 2-16. Stephanson, O.: Rock stress Meassurements by Sleve Fracturing, Proc. of the 5th Int. Congress on Rock Mechanics,

Melbourne, Vol. F. (1983), 129-137.

Ladanyi, B.; Gill, D.E.: In situ determination of creep properties of rock salt, Proc. of 5th Int. Congress on Rock Mechanics, Melbourne, Section A (1983), A219-A225.

Mair, R. J.; Wood, D. M.: Pressremeter testing, methods and interpretation, CIRIA, Butterworths, 160 p., 1987. Robertson, P.K.: In situ testing and its application to foundation engineering, Canadian Geotechnical Journal, Vol. 23

(1986) No.4, 573-594. Baguelin, F.; Jezequel, J.F.; Shields, D.H.: The Pressuremeter and Foundation Engeeniering, Trans Tech Publications, p.

617, 1978. Mair, R. J.: General report, The third international symposium on pressuremeters, Oxford, April 1990.

Holden, J.M.W.: Pressuremeter and Cone penetration Testing, A report of the British Geotechnical Societys meeting, November +, 1987.

Boyle, W.J.: Interpretation of plate load test data, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 29, No.2, pp. 133-142, 1992.

NF P 94-110: Essai pressiométrique Ménard-AFNOR, juillet 1991. Ploča Bieniawski, Z.T. 1978. Determining rock mass deformability - experience from case histories, Int. Jour. of Rock Mech.

Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, No.5, pp. 237-248.

Bock, H. 1991. Geo - Instrumentation, and In Situ Testing of Rock, Interfels News, No. 5.,1991, pp. 1-8.

Bock, H. 1993. Comments on Plate Load Test carried out at Karun 3, Interfels, 15 p.

Bollo, M.F., Muzas, F., Piquer, J.S., De Urena, R. 1970. Some Indications for the Interpretation of Deformability Tests in Rock Masses, Proc. 1st Congres of the ISRM, Lisboa, Vol. 1, pp.499-502.

Boyle, W.J. 1992. Interpretation of plate load test data, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 29, No.2, pp. 133-142.

BS 5930: 1981. Bearing Tests, 59 - 63.

Goodman, R.E. 1980. Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp. 183-184.

Heuze, F.E., Salem, A. 1977. Rock deformability measured in-situ: Problems and solutions, Proc. of the Int. Symp. Field measurements in Rock Mechanics, Zürich, pp.

ISRM, 1979. Suggested methods for determining in situ deformability of rock, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 16, No.3, pp. 195-214.

Lama, R.D., Vutukuri, V.S. 1978. Handbook on Mechanical Properties of Rocks, Trans Tech Publications, Vol. 3.

Meigh, A.C., Skipp, B.O., Hobbs, N.B. 1973. Field and Laboratory Creep Tests on Weak Rocks, Proc. 8th. Int. Conf. Soil Mech. Found. Eng., Moscow, 1.2., pp. 265-271.

Pells, P.J.N. 1983. Plate Loading Tests on Soil and Rock, Proc. of an Extension Course on In Situ Testing for Geotechnical Investigations, Sydney, pp.73 - 86.

Poulos, H.G., Davis, E.H. 1974. Elastic solutions for soil and rock mechanics, John Wiley, pp. 165-180.

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, pp. 423-437.

Rocha, M. 1974. Present Possibilities of Studying Foundations of Concrete Dams, Proc. of the 3rd Congress of the ISRM, Denver, Vol. 1A. pp. 879-897.


Unal, E. 1997. Determination of in situ deformation : New approaches for plate-loading tests, Int.J.Rock Mech.Min.Sci. Vol. 34, No.6, pp. 897-915.

Van Heerden, W.L. 1976. In Situ Rock Mass Property Tests, Proc. of the Symp. on Exploration for Rock Engineering, Johanesburg, Vol. 1. pp. 147 - 158.

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., Kavur, B. 2001. Experience gained in rock mass deformability testing by large flat jacks, Proceedings of the ISRM regional Symposium (Rock Mechanics-a Challenge for Society), Eurock 2001, Finland, Sarka and Eloranta (eds), 191-196.

LFJ Ladanyi, B.: Issues in Rock Mechanics: Personal View, Proc 23rd US Symposium on Rock Mechanics, Berkley,

California, 1982.

Hoek, E.; Carranza-Torres, C.; Corkum, B.: Hoek-Brown Failure Criterion-2002 Edition, Proc. North American Rock Mechanics Society Meeting, Torino, 2002.

Serafim, J.L.; Pereira, J.P.: Consideration of the Geomechanics Classification of Bieniawski, Proc. Int. Symp. Eng. Geol. And Underground Construction, Lisbon, 1 (II) 33-44, 1983.

Lama, R.D.; Vutukuri, V.S.: Handbook on Mechanical Properties of Rocks, Trans Tech Publications, Vol. 3, 1978.

Kujundžić. B. Prilog eksperimentalnom određivanju modula elastičnosti stene in -situ, Naše Građevinarstvo, 8, (1954).

LNEC: Determinacao do modulo de deformibilidade dos macicos rochosos por meio de macacos planos de granda area, Proc. 45/13/3439, 1976.

ISRM: Suggested method for deformability determination using a large flat jack technique, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr., Vol. 23 (1986), 131-140.

Hoek, E.: Estimates of Rock Mass Strength and deformation modulus, http://www.rocscience.com/, 2004.

Vrkljan, I.; Kavur, B.; Mehinrad, A.; Ghiassi, S.: 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, 1995.

Vrkljan, I., Kavur, B.: Experience gained in rock mass deformability testing by large flat jacks, Proceedings of the ISRM regional Symposium (Rock Mechanics-a Challenge for Society), Eurock 2001, Finland, Sarka and Eloranta (eds), 191-196.

Rocha, M.: Rock Mechanics in Portugal, Proc. of the 1st Congress of the ISRM. Lisboa, Vol. 121 – 132, 1966.

Rocha, M., New techniques for the determination of the deformability and state of stress in rock masses, Int. Symp. on Rock Mechanics, Madrid, 289-302, 1968.

Pinto, L. J.: Determination of the Deformability and State of Stress in Rock Masses, Eurock ‘93, 669-673, 1993.

Pinto, L. J.: Determination of the deformability modulus of weak rock masses by means of large flat jacks, Proc. Int. Symp. on Weak Rock, Tokyo, 447-452, 1981..

Rocha, M.; Silva, J.N.: 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, 423-437,1970.

Bieniawski, Z.T.: Rock mass classification in rock engineering. Proc. of the symp: Exploration for rockengineering., Bieniawski ed., Balkema. Cape Town, 97-106, 1976.


9.8 Dodaci 9.8.1 Zahtjevi Eurokoda 7 koji se odnose na laboratorijska i in-situ ispitivanja

EUROPSKI ODBOR ZA NORMIZACIJU EUROPEAN COMMITTEE FOR STANDARDIZATION

COMITÉ EUROPÉEN DE NORMALISATION EUROPÄISCHES KOMITEE FÜR NORMUNG

Geotehničko projektiranje – 1. dio: Opća pravila Geotehničko projektiranje - 2. dio: Projektiranje podržano laboratorijskim ispitivanjima Geotehničko projektiranje - 3. dio: Projektiranje podržano terenskim ispitivanjima Postupci ispitivanja stijena u laboratoriju obrađeni u HRN ENV 1997

Pokus HRN /broj/

Preporučen postupak EC 7

(Part 2 annex B)

Zahtjevi po EC 7 koji se tiču postupka ispitivanja, te uređaja i aparata za

ispitivanje

Priprema uzorka za ispitivanje stjenskog materijala

HRN.B.B7.110 (1988) ASTM D4543-85

• promjer veći od 50 mm • definira uvjete za pripremu uzoraka

stijene u sklopu opisa pojedinih metoda ispitivanja

Identifikacija i opis stjenske mase

ISO 14689 BS 5930:1981 (Točka 44) ISRM Suggested methods

• za većinu pokusa dovoljna je jezgra intaktne stijene duljine 50 do 200 mm i promjera ne manjeg od 50 mm.

Sadržaj vode SM ISRM1

• temperatura sušenja 105±5 0C. • min. 10 ispitnih uzoraka po uzorku • min. masa ispitnog uzorka 50 g (idealno

100 g) • dimenzije ispitnog uzorka bar 10 puta

veće od najvećeg zrna • Općenito najmanje jedan uzorak na svaki

metar dužine jezgre

Gustoća i poroznost SM ISRM1

• najmanje tri ispitna uzorka po uzorku • minimalne masa ispitnog uzorka 50 g.

(idealno 100 g) • mimenzije ispitnog uzorka bar 10 puta

veće od najvećeg zrna • majmanje jedan uzorak na svaka dva

metra jezgre ili kod svake promjene vrste stijene

Indeks tlaka bubrenja SM ISRM2 • Postupak ispitivanja detaljno opisan u


kod nulte promjene obujma

SM ISRM-a. • EC-7 daje preporuke za minimalne

dimenzije i minimalni broj ispitnih uzoraka

Indeks deformacije uslijed bubrenja za radijalno tlačeni uzorak s osnim predopterećenjem

SM ISRM2

• Postupak ispitivanja detaljno opisan u SM ISRM-a.

• EC-7 daje preporuke za minimalne dimenzije i minimalni broj ispitnih uzorak

Deformacija bujanja za netlačeni uzorak stjenske mase

SM ISRM2

• Postupak ispitivanja detaljno opisan u SM ISRM-a.

• EC-7 daje preporuke za minimalne dimenzije i minimalni broj ispitnih uzorak

Jednoosna tlačna čvrstoća i deformabilnost

HRN.B.B7.126

SM ISRM3

ASTM D 2938-86

• EC7-2 smatra da su kriteriji obrade uzoraka prema SM ISRM suviše strogi te smatra da je bolje obaviti veći broj ispitivanja nego malo pokusa na vrlo kvalitetnim uzorcima. EC7-2 definira što treba izmjeniti kod SM ISRM-a.

• Dmin=50 mm; H/D=2-3 • Daje kriterije točnosti obrade cilindričnih

uzoraka • Minimalni broj pokusa ovisi o

varijabilnosti stijene i dostupnosti usporedivih iskustava za projekte iz druge geotehničke kategorije.

Ispitivanje točkaste čvrstoće SM ISRM4

• Od rezultata dobivenih provedbom barem 10 pojedinačnih ispitivanja, potrebno je izuzeti dvije najviše i dvije najniže vrijednosti. Preostali se rezultati koriste za izračunavanje srednje vrijednosti

• Za izračunavanje srednje vrijednosti potrebno je najmanje 5 pojedinačnih ispitivanja

• Za karakteriziranje stijene i predviđanje drugih parametara čvrstoće potrebno je obaviti bar 10 ispitivanja po sloju

Ispitivanje izravnim Posmikom SM ISRM5

• Preporuča se izmjena SM ISRM u pogledu održavanja normalnog naprezanja tijekom smicanja, brzine smicanja i rekonsolidacije

• Minimalna površina smicanja 2500 mm2. • Preporuča se izvođenje bar 5 ispitivanja

na istom skupu pukotina, prri čemu se svako probno tijelo ispituje pri različitim ali konstantnim normalnim naprezanjima

Brazilski pokus HRN.B.B7.127 SM ISRM6

• Minimalni broj pokusa ovisi o varijabilnosti stijene i dostupnosti usporedivih iskustava

• Za karakteriziranje stijene i predviđanje drugih parametara čvrstoće potreban je veći broj ispitivanja

Ispitivanje troosnim SM ISRM7 • Obično se ne mjeri porni tlak


tlačenjem • Porni tlak i promjena obujma se mjeri u posebnim slučajevima po posebnim postupcima

• Minimalni broj pokusa ovisi o varijabilnosti stijene i dostupnosti usporedivih iskustava

• Za karakteriziranje stijene i predviđanje drugih parametara čvrstoće potreban je veći broj ispitivanja

Postupci ispitivanja stijena in-situ obrađeni u HRN ENV 1997

Pokus HRN /broj/

Preporučen postupak EC 7

(Part 3)

Zahtjevi po EC 7 koji se tiču postupka ispitivanja, te uređaja i aparata za ispitivanje

Ispitivanje dilatometrom za stijensku masu (RDT))

Ne preporuča bilo koji normirani postupak

• Predviđa mogućnost injektiranja bušotine i ponovnog bušeenja s tim da max. debljina ceementne obloge bude manja od 1 mm (max. tlak injekcijske smjese: 3 m)

• Naprezanje do 20MPa • Deformabilnost se mjeri preko promjene volumena

ili direktnim mjerenjem pomoću mjerila duljine (dozvoljeno odstupanje 0,02 mm)

• Volumetrijski princip mjerenja dopušten samo u slaboj stijenskoj masi

• Ako se traži kontinuirani profil onda ispitivanja treba izvesti na razmacima od 1 do 5 m.

• Svrha ispitivanja je određivanje deformabilnosti (dilatometarski modul) i puzanja

Uzimanje uzoraka stijena

Ne preporuča bilo koji normirani postupak

• Norma uvodi tri kategorije metoda uzorkovanja (Kategorije A, B i C). Kategorije definiraju stupanj poremećenje uzoraka.

• Obaveza vizualne identifikacije na terenu • Uvodi pojednostavljenu klasifikaciju po trošnosti s

podjelom na 6 klasa (sviježa stijena; djelomično trošna stijena; srednje trošna stijena; jako trošna stijena; potpuno istrošena stijena; preostalo tlo) (anex K)

• Pored RQD-a uvodi i SCR (postotak tvrde jezgre) i TCR (ukupni postotak jezgre)

• Definira različite tehnike uzorkovanja radi dobivanja pojedinih kategorija uzoraka (A, B ili C)

• Mogućnost korištenja jednostrukih, dvostrukih i trostrukih sržnih cijevi

• Za kategorije uzoraka A i B, rupa se mora očistiti prije uzimanja uzoraka

• Treba zabilježiti brzinu napredovanja sržne cijevi tijekom uzorkovanja

• Definira zahtjeve za transport i skladištenje uzoraka

Mjerenje podzemne vode u tlu i stijeni

Ne preporuča bilo koji normirani

postupak

• Ne tretira mjerenje negativnih pornih tlakova • Dva osnovna ssustava mjerenja: otvoreni i zatvoreni.• Piezometri zatvorenog sustava trebaju se baždariti

prije svake upotrebe • Točnost mjerenja od 1 kPa za tlakove do 100 kPa ili

2 kPa za tlakove veće od 100 kPa

Ivan Vrkljan

10 Klasifikacija stijenskih masa

Klasifikacija stijenskih masa nezamjenjiv je element empirijskog pristupa

projektiranju geotehničkih građevina. Opisani su danas najčešće korišteni klasifikacijski sustavi-RMR klasifikacija

Bieniawskog i Bartonov Q-sistem. Prikazan je i način korištenja klasifikacije za određivanje elemenata podgradnih sustava kao i mehaničkih

svojstava stijenske mase.

10-Klasifikacija stijenskih masa.doc


10 Klasifikacija stijenskih masa

10.1 Uvod.................................................................................................................................3 10.2 RMR-Gemehanička klasifikacija (Rock Mass Rating system) ...............................................5

10.2.1 Primjena geomehaničke klasifikacije...........................................................................7 10.3 Q sistem..........................................................................................................................10

10.3.1 Primjena Q-sistema..................................................................................................13 10.4 Veza Q-sistema i RMR klasifikacije..................................................................................16 10.5 Rječnik ...........................................................................................................................16 10.6 Literatura ........................................................................................................................17

10 Klasifikacija stijenskih masa 3

10.1 Uvod

«....when you can measure what you are speaking about, and express it in numbers, you know something about it, but when you can not express it in numbers, your knowledge is of a meagre

and usatisfactory kind....» Lord Kelvin (1824-1907) Barton, Lien, Lunde, 1974

Iako su tehnike ispitivanja stijena i stijenskih masa dostigle zavidan nivo, ostaje još uvijek mnogo problema pri primjeni teorija na rješavanje praktičnih inženjerskih problema. U takvim okolnostima pojavile su se klasifikacije kao kompromis između korištenja teorijskih rješenja i potpunog ignoriranja svojstava stijenske mase. Sve klasifikacije uključuju nekoliko ključnih parametara stijenske mase i pridruživanje pojedinog parametra nekoj od unaprijed određenih klasa. Svakoj od klasa pridružena je odgovarajuća numerička vrijednost. Zbrajanjem pridruženih numeričkih vrijednosti za svaki od parametara stijenske mase, dobije se konačna numerička vrijednost koja obilježava ponašanje tretirane stijenske mase. Ciljevi inženjerskih klasifikacija su:

• identificirati najznačajnije parametre koji utječu na ponašanje stijenske mase, • podjelu stijenske mase na strukturne regione u kojima stijenska masa ima slično ponašanje, • osigurati bazu za razumjevanje karakteristika svake od klase, • uporediti iskustvo sa svojstvima stijenske mase na jednoj lokaciji sa svojstvima na nekoj drugoj

lokaciji, • ponašanje stijenske mase opisati numeričkim vrijednostima kako bi se mogle obaviti analize, • osigurati temelje za komunikaciju između geologa i inženjera.

Identifikacija i klasifikacija stijenskih masa predstavljaju prvi korak u procesu definiranja njihovog ponašanja. Bienawski (1989, p 1) pravi razliku između ovih pojmova na slijedći način: Klasifikacija se definira kao postupak grupiranja objekata na bazi njihovih međusobnih odnosa. Identifikacija znači svrstavanje neidentificiranih objekata u odgovarajuću klasu koja je prethodno ustanovljena klasifikacijom. Klasifikacija se može bazirati samo na jednom svojstvu i tada se naziva jednovarijantna (univariate). Ako se klasifikacija bazira na dva ili više svojstava, tada se naziva dvovarijantna (bivariate) ili viševarijantna (multivariate). Što je više parametara u igri to je i slika o proučavanim objektima bolja. Međutim i tu se mora postići kompromis između broja parametara i zahtjeva koji se postavljaju pred klasifikaciju. Osnovni princip kod stvaranja klasifikacijskog sustava je da treba koristiti samo one parametre koji imaju najveći utjecaj na ponašanje stijenske mase, te da se ti parametri mogu odrediti na jednostavan način. U samim počecima inženjerske geologije, ime stijene se koristilo kao indikacija mehaničkih svojstava. Naravno da su se pri tome dešavala vrlo velika iznenađenja. Slijedeći korak bilo je uvođenje tzv. klasifikacije trošenja (weathering classification). Po ovoj klasifikaciji, uz ime stijene su se dodavali termini - svježa (frech), ili jako trošna (highly weathered). Međutim i ova je klasifikacija pokazala niz nedostataka što je dovelo do uvođenja pokusa s ciljem mjerenja određenih parametara. Prva kvantitativna klasifikacija bila je bazirana na jednom parametru - jednosnoj tlačnoj čvrstoći. Stijene su bile klasificirane od slabih do jakih. Ova klasifkacija može poslužiti za razdvajanje stijena koje se mogu ripati od onih koje se moraju minirati. Kasnije spoznaje, da diskontinuiteti imaju odlučujuću ulogu u ponašanju stijenske mase, dovele su do klasifikacije koja je bazirana na tzv. RQD parametru (Rock Quality Designation). RQD indeks razvio je Deere, 1967. Ubrzo je postalo jasno da klasifikacije bazirane na jednom parametru ne mogu dati odgovarajuću sliku o stanju stijenske mase. Tako je došlo do uvođenja klasifikacija s dva (bivariate) i više (multivariate) parametara.


Deere i Miller su 1966. god. predložili klasifikacijski sistem koji je uzimao u obzir jednoosnu tlačnu čvrstoću i Young-ov modul. Ova klasifikacija ima dva osnovna nedostatka: jednoosna tlačna čvrstoća i modul elastičnosti nisu parametri koji imaju dominantan utjecaj na ponašanje stijenske mase; modul elastičnosti se ne može odrediti jednostavnim postupcima na terenu. Od viševarijantnih klasifikacijskih sustava u praksi se najčešće korite: • Terzaghijeva klasifikacija (1946)

• Lauferova klasifikacija (1958)

• Modiffikacija Lauferove klasifikacije kao dio NATM pristupa (New Austrian Tunneling Method)

• RSR (Rock Structure Rating, Wickeham i dr. 1972)

• Geomehnička klasifikacija Bieniawskog (RMR-Rock Mass Rating System)

• Q-klasifikacija Bartona (Rock Tunnelling Quality Indexs, Q)

Treba naglasiti da klasifikacija stijena ne može i ne smije zamjeniti kompletnu proceduru projektiranja. Međutim, kompletna procedura projektiranja zahtjeva detaljno poznavanje stanja naprezanja i svojstava stijenske mase te uvjete tečenja vode što obično nije slučaj u ranoj fazi projektiranja. Kod primjene klasifikacijskih sistema, stijenska masa se podjeli u strukturne regione, i svaki se region klasificira odvojeno. Granice strukturnih regiona obično se podudaraju sa glavnim strukturnim obilježjima kao što su rasjedi ili s granicama različitih tipova stijena. U nekim slučajevima značajne promjene u gustoći pojave diskontiniteta tražit će da se u jednom tipu stijene izdvoji više strukturnih regiona. Danas se najčešće koriste Gemehanička klisfikacija Bieniawskog i Q-klasifikacija Bartona.

Slika XXX Strukturni regioni tunela Sv. Rok


10.2 RMR-Gemehanička klasifikacija (Rock Mass Rating system) RMR sistem razvijen je u Južnoj Africi, 1973. god. Detalje ovog sistema objavio je Bieniawski, 1976. god. Tijekom godina sistem se razvijao te je Bieniawski 1989 godine obajvio sistem u kojem se određenim parametrima pridružuju druge vrijednosti bodova u odnosu na verziju iz 1976. Kako se još uvijek neka druga istraživanja vezuju na klasifikaciju iz 1976 godine, treba razlikovati ove dvije varijante: RMR (1976) i RMR (1989) U nastavku će biti opisana verzija iz 1989 godine. Ovaj sistem uzima u obzir šest parametara: 1. jednoosnu tlačnu čvrstoću,

2. indeks kvalitete jezgre (rock qualiti designation index-RQD),

3. razmak diskontinuiteta (diskontinity spacing),

4. stanje diskontinuiteta,

5. uvjete podzemne vode,

6. orijentaciju diskontinuiteta.

Tablica XXX RMR-Gemehanička klisfikacija (Rock Mass Rating system) (Bieniawski 1989) A. Klasifikacijski parametri i njihovi bodovi

Parametri Vrijednosti parametara Indeks čvrstoće u točki >10 4-10 2-4 1-2 Preporča se ispitati

jednoosnu tlačnu č. Čvrstoća intaktne stijene (MPa)

Jednoosna tlačna čvrstoća 250 100-250 50-100 25-50 5-25 1-5 <1 1

Bodovi 15 12 7 4 2 1 0 RQD (%) 90-100 75-90 50-75 25-50 <25

2 Bodovi 20 17 13 8 3

Razmak diskontinuiteta >2 m 0,6-2 m 200-600 mm 60-200 mm <60 mm 3

Bodovi 20 15 10 8 5

Stanje diskontinuiteta (vidi E)

Vrlo hrapave površine Nisu kontinuirani Zijev=0 mm Zidovi nisu rastrošeni

Neznatno hrapave površine Zijev<1 mm Stijena u zidovima neznatno rastrošena

Neznatno hrapave površine zijev<1 mm Stijena u zidovima jako rastrošena

Skliski ili ispuna<5 mm debljine Zijev 1-5 mm Kontinuirani

Mekana ispuna >5 mm debljine ili Zijev>5 mm Kontinuirani

4

Bodovi 15 10 7 4 0 Dotok na 10 m duljine tunela (l/m) nema <10 10-25 25-125 >125

Odnos tlaka pukotinske vode i većeg glavnog naprezanja

0 <0,1 0,1-0,2 0,2-0,5 >0,5

Podz

emna

vod

a

Općeniti uvjeti kom pletno suho vlažno mokro kapanje tečenje

5

Bodovi 15 10 7 4 0

B. Korekcija bodova s obzirom na orijentaciju diskontinuiteta (vidi F) Orijentacija diskontinuiteta Vrlo povoljna Povoljna Dobra Nepovoljna Vrlo nepovoljna

Tuneli i rudnici 0 -2 -5 -10 -12 Temelji 0 -2 -7 -15 -25 Bodovi Kosine 0 -5 -25 -50 -60


C. KATEGORIZACIJA STIJENSKE MASE NA OSNOVI UKUPNOG BROJA BODOVA Ukupni bodovi 100-81 80-61 60-41 40-21 <21 Oznaka kategorije I II III IV V

Opis VRLO DOBRA STIJENA

DOBRA STIJENA

POVOLJNA STIJENA slaba stijena VRLO SLABA

STIJENA

D. ZNAČENJE POJEDINIH KATEGORIJA Ukupni bodovi 100-81 80-61 60-41 40-21 <21 Oznaka kategorije I II III IV V

Srednje vrijeme 20godina za 15 m raspona

1 godina za 10 m raspona

1 tjedan za 5 m raspona

10 sati za 2,5 m raspona

30 min za 1 m raspona

Kohezija stijenske mase (kPa) >400 300-400 200-300 100-200 <100 Kut trenja (stupnjevi) >45 35-45 25-35 15-25 <15

E. Vodič za klasifikaciju stanja diskontinuiteta Duljina diskontinuiteta (m) Bodovi

<1 6

1-3 4

3-10 2

10-20 1

>20 0

Zijev diskontinuiteta Bodovi

nema zijeva 6

<0,1 mm 5

0,1-1,0 mm 4

1-5 mm 1

>5 mm 0

Hrapavost diskontinuiteta Bodovi

vrlo hrapavi 6

hrapavi 5

neznatno hrapavi 3

glatki 1

skliski 0

Ispuna diskontinuiteta Bodovi

nema ispune 6

tvrda ispuna<5 mm 4

tvrda ispuna>5 mm

2

mekana ispuna<5 mm

2

mekana ispuna>5 mm

0

Rastrošnost zidova diskontinuiteta Bodovi

nerastrošeni 6

neznatno rastrošeni 4

umjereno rastrošeni

2

jako rastrošeni 1

potpuno rastrošeni 0

F. Efekt orijentacije diskontinuiteta u tunelogradnji

Pružanje okomito na os tunela Pružanje paralelno s osi tunela Iskop u smjeru nagiba diskontinuiteta 45-900

Iskop u smjeru nagiba diskontinuiteta 20-450 Nagib 45-900 Nagib 20-450

Vrlo povoljno Povoljno Vrlo nepovoljno dobro Iskop u smjeru suprotnom od nagiba diskontinuiteta 45-900

Iskop u smjeru suprotnom od nagiba diskontinuiteta 20-450 Nagib 0-200 bez obzira na pružanje

Dobro Nepovoljno Dobro

Pružanje= Pravac nagiba+900 (Strike)

Pravac nagiba (Dip Direction;

Azimuth)

Nagib (Dip)

Sjever (North)

Reversno pružanje= Pravac nagiba-900

(Reverse strike)


10.2.1 Primjena geomehaničke klasifikacije Geomehanička klasifikacija prevenstveno je namjenjena definiranju podgrade tunela i drugih podzemnih građevina u građevinarstvu. Postoji više modifikacija RMR sistema koje su napravljene s ciljem da se područje primjene RMR sistema proširi i na druge građevina. Četiri najpoznatije modifikacije su: 1. MRMR-Modified Rock Mass rating system for mining MBR (Modified Basic RMR) objavili su

Cummings i dr. (1982) 3. SRM (Slope Mas Rating), Romana 1985 4. QTBM (Q sistem prilagođen strojnom iskopu tunela) (Barton, 2000) Kako je RMR klasifikacija tijekom vremena postala opće prihvaćena, počela se koristiti i kao polazište za određivanje mehaničkih parametara stijenske mase. Primjećujući da se često RMR klasifikacija nekritički primjenjuje, Bieniawski 1989, upozorava da RMR sistem treba koristiti u slučajevima za koje je i razvijen a ne kao odgovor na sva projektne probleme. Preporuke za iskop i podgrađivanje tunela

Slika XXX Vrijeme stabilnosti u odnosu na raspon za različite vrijednosti RMR

Bieniawski je 1989 objavio preporuke za iskop i podgrađivanjetunela na osnovi vrijednosti RMR (tablica xxx). Preporuke u tablici xxx odnose se na tunel potkovičastog oblika, raspona 10 m koji je iskopan miniranjem u stijenskoj masi s primarnim vertikalnim naprezanjem <25 MPa (ekvivalentna dubina <900 m). Tablica XXX Preporuke za iskop i podgrađivanje tunela raspona 10 m prema geomehaničkoj klasifikaciji Kategorija stijenske

mase Iskop Sidra (promjer 20 mm, adheziona) Mlazni beton Čelični lukovi

Vrijeme stabilnosti (sati)

Ras

pon

(m)

Trenutni lom

Nije potrebno podgrađivanje Primjeri tunela Primjeri rudnika


I-Vrlo dobra stijenska masa RMR: 81-100

Puni profil, napredovanje 3 m Općenito nije potrebna podgrada osim mjestimičnog sidrenja

II-Dobra stijenska masa RMR: 61-80

Puni profil, napredovanje 1-1,5 m. Kompletna podgrada 20 m od čela iskopa

Mjestimično sidrenje svoda. Sidra duljine 3 m na razmaku 2,5 m. Mjestimično čelična mreža.

50 mm u krovu po potrebi Nepotrebno

III-Povoljna stijenska masa RMR: 41-60

Iskop u dvije faze. Napredovanje u svodu 1-3 m. Započeti podgrađivanje nakon svakog miniranja. Kompletna podgrada 10 m od čela iskopa

Sistematsko sidrenje u svodu i zidovima. Sidra duljine 4 m na razmaku 1,5-2 m. Čelična mreža u svodu.

50-100 mm u krovu i 30 mm na zidovima Nepotrebno

IV-Slaba stijenska masa RMR: 21-40

Iskop u dvije faze. Napredovanje u svodu 1-1,5 m. Započeti podgrađivanje nakon svakog miniranja. Kompletna podgrada 10 m od čela iskopa

Sistematsko sidrenje u svodu i zidovima. Sidra duljine 4-5 m na razmaku 1-1,5 m. Čelična mreža u svodu i zidovima

100-150 mm u krovu i 100 mm na zidovima

Lagani do srednji lukovi na razmaku 1,5 m po potrebi

IV-Vrlo slaba stijenska masa RMR:<20

Razrada profila, napredovanje u svodu 0,5-1,5 m. Podgrađivanje uporedo s iskopom. Nanošenje mlaznog betona odmah nakon iskopa

Sistematsko sidrenje u svodu i zidovima. Sidra duljine 5-6 m na razmaku 1-1,5 m u krovu i zidovima. Čelična mreža u svodu i zidovima. Sidrenje podnožnog svoda.

150-200 mm u krovu, 150 mm na zidovima i 50 mm na čelu

Srednje teški do teški lukovi na razmaku 0,75 m s čeličnim platicama i predbijanjem po potrebi. Zatvaranje podnožnog svoda.


Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće Polazeći od pretpostavke da za stijensku masu vrijedi Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće, Bieniawski (1989) je uspotavio vezu između RMR i Coulomb-Mohrovih parametara (kohezija i kut trenja). Vrijednosti kuta trenja i kohezije za pojedine kategorije stijenske mase dani su u tablici 3.1. Treba naglasiti da se radi o parametrima vršne čvrstoće. Deformabilnost stijenske mase Bieniawski (1989) preporuča sljedeću vezu RMR i modula deformabilnosti:

Estijenske mase=2*RMR-100 (GPa) (za RMR>50)

Serafim i Pereira (1983) predložili su odnos između in situ modula deformabilnosti i RMR klasifikacije Bieniawskog.

[ ]GPaERMR

m

−

= 4010

10 Ovaj odnos temeljen je na povratnim analizama pomaka temelja brana i dobro odgovara boljoj kvaliteti stijenske mase. Međutim za mnoge stijene lošije kvalitete čini se da je prognozirani modul previsok. U ranijim verzijama Hoek-Brownovog općenitog kriterija, Hoek i suradnici uspostavili su ovisnost deformacijskog modula stijenske mase i RMR-a. U posljednjoj verziji ovog kriterija (Hoek, Carranza-Torres i Corkum, 2002), autori uspostavljaju vezu deformacijskog modula i indeksa GSI (Geological Strength Indeks) te uvode efekt oštećenja stijenske mase usljed miniranja preko faktora (D) na sljedeći način:

( ) ( )( ) ( )100101002

1 40/10 =<

−= −

ciGSIci

mDGPaE σ

σ

( ) ( )( ) ( )10010.2

1 40/10 ⟩

−= −

ciGSI

mDGPaE σ

GSI-Geological Strength Indeks D-faktor koji uključuje oštećenje stijenske mase usljed miniranja i naponske relaksacije


10.3 Q sistem Q sistem su razvili Barton, Lien i Lunde, 1974 na Norveškom geotehničkom institutu. Indeks kvalitete stijene Q, služi za određivanje kvalitete stijenske mase i elmenata podgradnog sustava u tunelogradnji. Numerička vrijednost indeksa Q varira na logaritamskoj skali u granicama od 0,001 do 1000. Indeks Q definiran je izrazom:

SRFJ

JJ

JRQDQ w

a

r

n

**=

Ovaj sistem uzima u obzir slijedećih šest parametara: RQD-Indeks kvalitete jezgre,

Jn-broj familija pukotina,

Ja-koeficijent alteracije pukotina,

Jr-koeficijent hrapavosti pukotina,

Jw-faktor koji uzima u obzir vodu u pukotinama,

SRF-faktor koji uzima u obzir naponsko stanje.

Ako se analizira struktura gornje jednadžbe, vidi se da je indeks Q funkcija tri parametra: Veličine bloka RQD/ Jn Posmične čvrstoće među blokovima Jr/Ja Aktivnog naprezanja Jw/ SRF Tablica XXX prikazuje klasifikaciju pojedinačnih parametara koji dovode do indeksa Q.


Tablica XXX Klasifikacija pojedinačnih parametara korištenih u Q-klasifikaciji (Barton. 2007.)

Opis Vrijednost 1. Indeks kvalitete jezgre RQD A vrlo slaba 0-25 B slaba 25-50 C povoljna 50-75 D dobra 75-90 E odlična 90-100 Napomene:

• Kada se izmjeri RQD<10 (uključujući i 0) kod izračunavanja vrijednosti Q uzima se da je RQD=10 • Dovoljno je točno da se RQD izrazi u intervalima od 5 (100; 95, 90 i.t.d)

2. Boj familija pukotina (J) Jn A. masivna stijena bez ili s nekoliko pukotina 0,5-1,0 B. jedna familija pukotina 2 C. jedna familija pukotina i slučajne pukotine 3 D. dvije familije pukotina 4 E. dvije familije pukotina i slučajne pukotine 6 F. tri familije pukotina 9 G. tri familije pukotina i slučajne pukotine 12 H. četiri ili više familija pukotina, slučajne pukotine, jako ispucale stijene 15 J. razdrobljena stijena slična zemlji 20

Napomene: • Na križanjima tunela koristi (3,0*Jn) • Za portale koristi (2,0*Jn)

3. Indeks hrapavosti pukotine Jr a) kontakt zidova pukotina i b) kontakt zidova pukotine prije posmika od 10 cm

A. diskontinualne pukotine 4 B. hrapave ili nepravilne pukotine, valovite 3 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

Napomene: • Opis se odnosi na malu i srednju skalu promatranja

b) nema kontakta zidova pukotina pri posmiku

H. glinovita min. ispuna dovoljne debljine da spriječi kontakt stijenki pukotine 1,0 J. pjeskovita, šljunčana ili zdrobljena ispuna dovoljne debljine da spriječi kontakt stijenki pukotine 1,0

Napomene: • Dodaj 1,0 ako je srednji razmak kod mjerodavnog skupa pukotina veći od 3 m • Jr=0,5 za planrne pukotine koje imaju izraženu lineaciju • Jr i Ja klasifikacija primjenjena je an skup diskontinuiteta koji je najnepovoljniji za stabilnost s gledišta orijentacije i

posmične čvrstoće, τ (τ~tan-1(Jr/Ja)

4. Indeks alteracije pukotina Ja Približni

rezidualni kut trenja

(0) a) kontakt zidova pukotina (nema mineralne ispune, samo prevlaka (coating)

A. zbijena, zacijeljena, čvrsta pukotina, nerazmekšavajuća, nepropusna ispuna 0,75 - B. nepromijenjen zid pukotine, površina samo s mrljama 1,0 25-350

C. neznatno promijenjeni zid pukotine. Nerazmekšavajuća mineralna prevlaka pjeskovite čestice, dezintegrirana stijena bez gline itd. 2,0 25-300

D. prašinasta ili pjeskovito-glinovita prevlaka, mali dio glinene frakcije (nerazmekšavajuća) 3,0 20-250

E. prevlaka od glinenih materijala,meka ili s niskim kutem trenja (diskontinualna prevlaka, 1-2mm ili manje debljine) 4,0 8-160

b) kontakt zidova pukotine prije posmika od 10 cm (tanka mineralna ispuna) F. pjeskovite čestice, dezintegrirana stijena bez gline itd. 4,0 25-300


G. jako prekonsolidirana nerazmekšavajuća glinovito mineralna ispuna (neprekinuta, <5mm debljine) 6,0 16-240

H. srednja ili mala prekonsolidacija, razmekšana glinovito mineralna ispuna (neprekinuta <5mm debljine) 8,0 12-160

J. bubriva glinovita ispuna tj. montmorilonit (neprekinuta <5mm debljine). Vrijednosti Ja ovise o postotku bubrivih glinovitih čestica, pristupu vode itd. 8,0-12,0 6-120

c) nema kontakta zidova pukotina pri posmiku (debela mineralna ispuna)

K,L,M zone ili pojasevi dezintegrirane ili zdrobljene stijene i gline (vidi G, H i J za opis uvjeta u pogledu gline) 6,8, ili 8-12 6-240

N zone ili pojasevi prašinaste ili pjeskovite gline, mala frakcija gline (nerazmekšavajuća) 5,0 - O,P,R debela neprekinuta zona ili pojas gline (vidi G,.H i J za opis uvjeta u pogledu gline) 10, 13. ili 13-20 6-240

Napomene: • Rezidualni kut trenja odnosi se na produkte alteracije ako postoje

5. Faktor pukotinske vode JW Približni tlak vode (bara)

A. suhi iskop ili manji priliv (dotok<5 l/min, lokalno) 1,00 <1

B. srednji priliv ili tlak (ispuna ponegdije isprana iz pukotina) 0,66 1,0-2,5 C. veliki priliv ili visoki tlak vode u zdravoj stijeni (pukotine bez ispune) 0,50 2,5-10,0 D. veliki priliv ili visoki tlak vode, značajno ispiranje ispune pukotina 0,33 2,05-10,0 E. iznimno veliki priliv ili tlak vode kod miniranja, opada s vremenom 0,2-0,1 >10 F. iznimno veliki priliv ili tlak vode koji se nastavlja bez zamjetljivog opadanja 0,1-0,05 >10

Napomene: • Faktori od C do F su grubo određeni. Povećaj Jw ako je ugrađena drenaža • Nije razmatrano smrzavanje vode. • For general characterization of rock masses distant from excavation influences, the use of Jw = 1.0, 0.66, 0.5, 0.33 etc. as depth

increases from say 0-5m, 5-25m, 25-250m to >250m is recommended; assuming that RQD /Jn is low enough (e.g. 0.5-25) for good hydraulic connectivity. This will help to adjust Q for some of the effective stress and water softening effects, in combinatian with appropriate characterization values of SRF. Correlations with depth- dependent static deformation modulus and seismic velocity will then follow the practice used when these were developed.

6 Faktor redukcije naprezanja SRF a) oslabljene zone sijeku iskop što može uzrokovati rastresanje stijenske mase pri iskopu

A. učestala pojava rasjed. zona koje sadrže glinu ili kem. raspadnutu stijenu, vrlo rastresena okolna stijena (sve dubine) 10,0 B. jedna rasjedna zona koja sadrži glinu ili kem. raspadnutu stijenu (dubina iskopa ≤ 50m) 5,0 C. jedna rasjedna zona koja sadrži glinu ili kem. raspadnutu stijenu (dubina iskopa ≥ 50m) 2,5 D. učestale rasjedne zone u zdravoj stijeni (bez gline) rastresena okolna stijena (sve dubine) 7,5 E. jedna rasjedna zona u zdravoj stijeni (bez gline, dubina iskopa ≤ 50m) 5,0 F. jedna rasjedna zona u zdravoj stijeni (bez gline, dubina iskopa > 50m) 2,5 G. rastresene otvorene pukotine, jaka ispucanost itd. (sve dubine) 5,0

Napomene • Reduciraj ove vrijednosti SRF-a za 25-50% samo ako relevantne posmične zone ne presjecaju iskop

b) Zdrava stijena, problemi naprezanja σC/σ1 σθ/σ1 SRF

H niska naprezanja, blizu površine >200 >13 2,5 J srednja naprezanja 200-10 13-0,66 1,0 K visoka naprezanja, vrlo zbijena struktura (obično povoljno za stabil., može biti nepovoljno za stabilnost zidova) 10-5 0,66-0,33 0,5-2,0 L gorski udari slabog intenziteta (masivna stijena) 5-2,5 0,33-0,16 5,0-10,0 M gorski udari jakog intenziteta (masivna stijena) <2,5 <0,16 10,0-20,0

Napomene: Za jako anizotropno polje naprezanja (ako je izmjereno):

• kada je 5 ≤ σ1/σ3 ≤ 10, reducirati σC na 0,75 σC • kada je σ1/σ3 > 10, reducirati σC na 0,5 σC

σc -Jednoosna tlačna čvrstoća σ1 i σ3-Veće i manje glavno naprezanje σθ-maksimalno tangencijalno naprezanje (izračunato po teoriji elastičnosti) U slučajevima kad je debljina nadsloja manja od širine raspona tunela, SRF treba povećati od 2,5 na 5 (vidi H) Slučajevi L,M i N su najrelevantniji za projektiranje podgrade dubokih tunela u čvrstim masivnim stijenskim masama, sa RQD /Jn odnosom od oko 50 do 200. For general characterization of rock masses distant from excavation influences, the use of SRF = 5, 2.5, 1.0, and 0.5 is recommended as depth increases from say 0-5m, 5-25m, 25-250 m to > 250m. This will help to adjust Q for some of the effective stress effects, in combination with


appropriote characterization values of Jw. Correlations with depth -dependent static deformation modulus and seismic velocity will then follow the practice used when these were developed. c) zgnječena stijena: plastični tok stijene pod utjecajem visokog naprezanja

N slabi tlak zgnječene stijene 5,0-10,0 O jaki tlak zgnječene stijene 10,0-20,0

Napomene: • Može doći do gnječenja stijene (squeezing) na dubinama H > 350 Q1/3 prema Singhu J. 993. Tlačna čvrstoća stijenske mase može se

odrediti iz izraza SIGMAcm ~5 γ Qc1/3 (MPa) gdje je γ = gustoća stijene u t /m3, i Qc=Qxσc/100, Barton, 2000 d. bubriva stijena, intenzitet ovisi o raspoloživoj vodi

P slabi tlak bubrive stijene 5,0-10,0 R jaki tlak bubrive stijene 10,0-15,0

Dodatne napomene uz tablicu XXX: When making estimates of the rock mass Quality (Q), the following guidelines should be followed in addition to the notes listed in the tables: 1. When borehole core is unavailable, RQD can be estimated from the number of joints per unit volume, in which the number of joints per metre for each joint set are added. A simple relationship can be used to convert this number to RQD for the case of clay free rock masses: RQD = 115 - 3.3 Jv (approx.), where Jv = total number of joints per m3 (0 < RQD < 100 for 35 > Jv > 4.5). 2. The parameter Jn representing the number of joint sets will often be affected by foliation, schistosity, slaty cleavage or bedding etc. If strongly developed, these parallel 'joints' should obviously be counted as a complete joint set. However, if there are few 'joints' visible, or if only occasional breaks in the core are due to these features, then it will be more appropriate to count them as 'random' joints when evaluating J n . 3. The parameters J r and J a (representing shear strength) should be relevant to the weakest significant joint set or clay filled discontinuity in the given zone. However, if the joint set or discontinuity with the minimum value of Jr /Ja is favourably oriented for stability, then a second, less favourably oriented joint set or discontinuity may sometimes be more significant, and its higher value of Jr /Ja should be used when evaluating Q. The value of Jr /Ja should in fact relate to the surface most likely to allow failure to initiate. 4. When a rock mass contains clay, the factor SRF appropriate to loosening loads should be evaluated. In such cases the strength of the intact rock is of little interest. However, when jointing is minimal and clay is completely absent, the strength of the intact rock may become the weakest link, and the stability will then depend on the ratio rock-stress/rock-strength. A strongly anisotropic stress field is unfavourable for stability and is roughly accounted for as in note 2 in the table for stress reduction factor evaluation. 5. The compressive and tensile strengths (σc and σt) of the intact rock should be evaluated in the saturated condition if this is appropriate to the present and future in situ conditions. A very conservative estimate of the strength should be made for those rocks that deteriorate when exposed to moist or saturated conditions. 10.3.1 Primjena Q-sistema Preporuke za podgrađivanje tunela U cilju uspostavljanja veze indeksa Q i potrebne podgrade tunela, Barton i dr. (1974) definirali su dodatni parametar koji su nazvali ekvivalentnom dimenzijom iskopa, De. Ova dimenzija dobije se djeljenjem raspona, promjera ili visine tunela sa veličinom koju su nazvali indeksom podgrade ESR (excavation support ratio). Vrijednosti ESR dobivene su empirijski i prikazane su u tablici xxx.

ESRmtunelaaviilipromjerRasponDe

)(sin,=


Tablica XXX Vrijednosti indeksa podgrade (Barton i dr. 1974)

Kategorija iskopa ESR A Privremeni rudarski otvori 3-5

B Vertikalna okna: • kružni presjek • pravokutni presjek

2,5 2,0

C Stalne rudarske prostorije, hidrotehnički tuneli (nisu uključeni tuneli pod visokim tlakom) , pilot tuneli, tuneli kod razrade profila za veće iskope 1,6

D Skladišta, postrojenja za tretman vode, manje značajni cestovni i željeznički tuneli, prilazni tuneli i slično. 1,3

E Skladišta nafte, strojarnice, glavni cestovni i željeznički tuneli, skloništa, portali, raskrižja 1,0 F Podzemne nuklearne centrale, željezničke postaje, sportski i javni objekti, tvornice i slično. 0,8

U odnosu na kvalitetu stijenske mase i ekvivalentnu dimenziju iskopa, Barton i dr (1974) izdvojeili su 38 kategorija iskopa. Grimsted i Barton su 1993. objavili drugi oblik ovog dijagrama u kojem je izdvojeno 9 kategorija stijenske mase kako bi ukazali na povećanu uporabu mikroarmiranog mlaznog betona. Ovaj drugi oblik Q-ESR dijagrama prikazuje slika xxx.


1. Nepodgrađeno 2. Mjestimično sidrenje 3. Sistematsko sidrenje 4. Sistematsko sidrenje sa 40-100 mm

nearmiranog mlaznog betona 5. Mikroarmirani mlazni beton, 50-90 mm, i

sidrenje

6. Mikroarmirani mlazni beton, 90-120 mm, i sidrenje

7. Mikroarmirani mlazni beton, 120-150 mm, i sidrenje

8. Mikroarmirani mlazni beton, >150 mm, sa armiranim lukovima mlaznog betona i sidrenjem

9. Ljevani beton Slika 3.3 Određivanje podgradnih kategorija na osnovi Q indeksa (Grimsted i Barton, 1993) Slika 3.4 Armirani lukovi (Grimsted i Barton, 1993) Barton i dr. (1980) su prikazali dodatne informacije koje se odnose na duljinu sidara, maksimalni nepodgrađeni raspon i tlak na podgradu u krovu tunela kako bi se dopunile preporuke iz 1974. Duljina sidara u krovu tunela

De=


ESRBL 15,02 +

=

B-širina tunela (m) Maksimalni nepodgrađeni raspon

Maksimalni raspon (nepodgrađeno)=2 ESR Q0,4 Deformabilnost stijenske mase Barton i dr. (1980) upozoravaju da se deformabilnost stijenake mase kreće u širokom rasponu.

10 log10Q<E stijenske mase<40 log10Q

Srednja vrijednost deformabilnosti stijenske mase za Q>1 je

E stijenske mase=25 log10Q (GPa)

Tlak na podgradu Stalni tlak na podgradu u krovu tunela:

)/(0,2 23/1 cmkgQJ

Pr

krov−

=

Kada broj skupova diskontinuiteta padne ispod tri, vrijedi sljedeći oblik gornje jednadžbe:

)/(3

2 231

cmkgJ

QJP

r

nkrov

−

=

Veza Q i brzine P-vala Vrijednost indeksa Q može se grubo odrediti iz brzine P vala (

−

= 10003500

10pV

Q

Vp-brzina P vala (uzdužni val) (m/s) 10.4 Veza Q-sistema i RMR klasifikacije Najpoznatija korelacija RMR i Q sistema je:

RMR=9logeQ+44

Ovu jednadžbu treba shvatiti kao grubu aproksimaciju. 10.5 Rječnik


10.6 Literatura Barton, N., By, T.L., Chryssanthakis, L., Tunbridge, L., Kristiansen, J., Lřset, F., Bhasin, R.K.,

Westerdahl, H. and Vik, G. 1992. Comparison of prediction and performancefor a 62 m span sports hall in jointed gneiss. Proc. 4th. int. rock mechanics and rockengineering conf., Torino. Paper 17.

Barton, N.R. 1987. Predicting the behaviour of underground openings in rock. Manuel RochaMemorial Lecture, Lisbon. Oslo: Norwegian Geotech. Inst.

Barton, N.R., Lien, R. and Lunde, J. 1974. Engineering classification of rock masses for the design of tunnel support. Rock Mech. 6(4), 189-239.

Barton, N., (1978), Recent Experiances with the Q-system of Tunnell Support Design, Norwegian Geotechnical Institute, Publication, Nr. 119, pp.1-9.

Barton, N., (2000), TBM Tunnelling in Jointed and Faulted Rock, Balkema 172.p. Barton, N., (2007), Rock Quality, Seismic Velocity, Attenaution and Anisotropy, Taylor & Francis 729.p. Bieniawski Z.T. 1989. Engineering Rock Mass Classifications. Wiley, New York. 251pages. Bieniawski, Z.T. 1967. Mechanism of brittle fracture of rock, parts I, II and III. Int. J. RockMech. Min.

Sci. & Geomech. Abstr. 4(4), 395-430. Bieniawski, Z.T. 1976. Rock mass classification in rock engineering. In Exploration for rockengineering,

proc. of the symp., (ed. Z.T. Bieniawski) 1, 97-106. Cape Town: Balkema. Bieniawski, Z.T. 1979. The geomechanics classification in rock engineering applications. Proc. 4th.

congr., Int. Soc. Rock Mech., Montreux 2, 41-48. Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, Grimstad, E. and Barton, N. 1993. Updating the Q-System for NMT. Proc. int. symp. on sprayed concrete

- modern use of wet mix sprayed concrete for underground support, Norway. Norwegian Concrete Associatio.


Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock, Balkeme, 215 p 27-47 O.K.

Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ 40-58 O.K

of rock jointing. Proc. 4th congr. Int. Assn Engng Geol., Delhi 5, 221-228.

Singh, B., Goel, R.K., 1999, Rock Mass Classification, A practical approach in civil engineering, Elsevier, 267 p.

Riedmuller, G., Schubert, W., 1999, Critical Comments on quantitative Rock Mass Classifications, Felsbau, 17, Nr.3

Mihalić, S., Kvasnička, P., Jurak, V., 2002, Identifikacija i opis stijena i tala u geotehnici, Priopćenja trećeg savjetovanja Hrvatske udruge za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo, Geotehnika kroz Eurocode 7, Hvar, 2-5. listopada 2002. str. 322-331.

Ivan Vrkljan

11 Principi stabiliziranja

Iskopom stijenske mase (površinskim i podzemnim) poremeti se polje primarnih naprezanja kao i režim podzemnih voda. Novonastalo stanje

naprezanja i tečenje podzemne vode može ugroziti stabilnost iskopa. Opisani su principi stabiliziranje stijenske mase. Tehnike stabiliziranja biti

će opisane u posebnom poglavlju.

11-Principi stabiliziranja.doc


11 Principi stabiliziranja

11.1 Uvod.......................................................................................................................................................... 3 11.2 Djelovanje iskopa na stijensku masu................................................................................................... 3 11.3 Strategija stabiliziranja .......................................................................................................................... 6

11.3.1 Karakteristična krivulja stijenske mase........................................................................................... 8 11.3.2 Armiranje stijenske mase (rock reinforcement)........................................................................... 12 11.3.3 Podupiranje stijenske mase (rock support) ................................................................................... 12

11.4 Rječnik ................................................................................................................................................... 18 11.5 Literatura ............................................................................................................................................... 18

11 Principi stabiliziranja 3

11.1 Uvod Raspravit će se principi stabilizacije za dva slučaja: • Sekundarna naprezanja izazvana iskopom su manja od vršne čvrstoće stijene (u analizama se koristi

prije-lomno područje kompletne naponsko-deformacijske krivulje). • Sekundarna naprezanja premašila su vršnu čvrstoću stijene (u analizama se koristi poslije-lomno

područje kompletne naponsko-deformacijske krivulje-rezidualna čvrstoća stijene). Dvije temeljne metode stabilizacije-armiranje stijene (rock reinforcement) i podupiranje (rock support) razmatrat će se za dva modela stijenske mase: • stijenska masa se ponaša kao kontinuum, • stijenska masa se ponaša kao diskontinuum. 11.2 Djelovanje iskopa na stijensku masu Tri primarna efekta iskopa su: 1. Pomak granice iskopa zbog uklanajnja 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, 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 XXX Tri primarna efekta iskopa na stijensku masu

Intaktna stijena će se pomaknuti prema iskopu

U diskontinuiranoj stijeni blok će kliznuti u iskop

Efekt 1: Pomak i lom stijene Stijenska masa se pomiče u iskop jer je uklonjen dio stijene s kojom je bila u ravnoteži

σ1

σ1

σ3

σ3

σ1

σ3=0

Efekt 2: Rotacija naprezanja Normalna i posmična naprezanja na granici iskopa imaju vrijednost nula te ploha iskopa postaje ploha glavnih naprezanja

Kompleksan režim tečenja podzemne vode

Efekt 3: Tečenje vode Hidraučlički tlak na granici iskopa pada na nulu te iskop djeluje kao dren

Pravci glavnih naprezanja rotiraju kako bi postali paralelni i okomiti na nepodgrađenu plohu iskopa


Efekt 1: Pomak i lom stijene 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 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 neuporedivo manju čvrstoću u stanju jednoosnog tlačenja u odnosu na čvrstoću pri troosnom tlačenju (slika xxx). Inženjer treba tražiti oblike iskopa koji će za posljedicu imati najmanja sekundarna devijatorska naprezanja. Slika XXX Poremećenja polja naprezanja (a) Promjena veličine i orijentacije glavnih naprezanja u zoni utjecaja iskopa (b) Čvrstoća stijene u uvjetima jednoosnog i troosnog tlačenja

σ1

σ1

σ1

Deformacija

σ3 σ3

σ1

σ 1-σ

3

σ1

σ1

σ1

σ1

σ3 σ3

σ1

σ1

σ3

σ3


Efekt 3: Tečenje vode Hidrostatski tlak vode nepovoljno utječe na stabilnsot blokova stijene. Voda također može prouzročiti dezintegraciju i bubrenje nekih stijena. Slika XXX Dreniranje vode u tunelu Sv. Rok Naprijed su navedena tri glavna efekta iskopa na stijensku masu s ciljem da se razumiju njihovi mehanizmi.

Cilj inženjerskih zahvata ne treba biti eliminiranje ova tri primarna efekta već njihovo kontroliranje

11.3 Strategija stabiliziranja Za stabiliziranje stijenske mase, bez obzira na mehanizam po kome se pomak dešava, mogu se primjeniti dvije mjere. • Armiranje stijenske mase (rock reinforcement). Armiranjem se diskontinuirana stijenska masa

počinje ponašati kao kontinuum. • Podupiranje (rock support). Elementi podgrade se ugrađuju u iskop sa svrhom da ograniče pomak

konture iskopa na dopuštenu vrijednost. Armiranjem se inženjerski elementi ugrađuju u stijensku masu. Elementi koji služe za podupiranje stijenske mase ugrađuju se unutar iskopa. Treba napomenuti da tanki sloj mlaznog betona koji se ugrađuje radi zaštite površine stijenske mase ili za spriječavanje ispadanja manjih blokova, ne pripada elementima za podupiranje jer je njegova nosivost beznačajna. U ovom slučaju mlazni beton smatra se elementom armiranja. Kao elementi podgrade, u tunelogradnji se najčešće koristi mlazni beton značajne debljine, čelični lukovi, betonska podgrada od ljevanog 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. Temeljni principi stijenskog armiranja i podupiranja su različiti. Stabiliziranje stijenske mase (rock stabilization) podrazumjeva kombiniranu primjenu armiranja i podupiranja stijene radi postizanja ravnotežnog stanja. Slika XXX Armiranje i podupiranje

Stabiliziranje stijenske maseZadržavanje integriteta iskopa kako je određeno

inženjerskim projektom

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”

Podupiranje stijene (rock support) Postavljanje elemenata na konturi iskopa koji će

spriječiti (ograničiti) pomake stijenske mase u iskop (betonska obloga, čelični lukovi i drugi

tipovi konstrukcija u tunelogradnji)

Kontinuum Ponaša se kao

kompozitni armirani materijal, analogno

armiranom betonu ili plastici armiranoj

staklenim vlaknima

DiskontinuumPonaša se kao

kontinuirani medij koji je krući i i čvršći, pošto je

pomak po diskontinuitetima

spriječen (ograničen)

KontinuumMjenjaju se rubni uvjeti-

ugrađeni elementi apliciraju silu ili naprezanje što

spriječava pomake kontinuuma

DiskontinuumMjenjaju se rubni uvjeti-

ugrađeni elementi apliciraju silu ili naprezanje što

spriječava pomake pojedinačnih blokova


Slika XXX Armiranje i podupiranje

11.3.1 Karakteristična krivulja stijenske mase Kod razmatranja interakcije stijenske mase i podgrade treba početi od deformacija koje se dogode u blizini čela nepodgrađenog tunela (slika 7.6) Slika XXX Radijalni pomak u okolini čela tunela (nije u mjerilu)

Armiranje stijenske mase stijenskim sidrima

Podupiranje stijenske mase betonskom podgradom

Pravac napredovanja tunela

Radijalni pomak dostiže oko trećine konačne vrijednosti na čelu tunela

Radijalni pomak dostiže konačnu vrijednost na oko 4,5 promjera tunela iza čela iskopa Deformacija

čela tunela

Radijalni pomak počinje na nekoj udaljenosti ispred čela iskopa (od pola do dva i pol promjera tunela


Treba primjetiti da radijalni pomak:

• počinje na nekoj udaljenosti ispred čela tunela (oko 2,5 promejra tunela), • dostiže oko trećine konačne vrijednosti na čelu tunela, • dostiže maksimum na udaljenosti 4,5 promjera tunela iza čela iskopa.

Važno je primjetiti da i kod nepodgrađenog tunela, čelo tunela (tunnel face) predstavlja prividni tlak podgrade (apparent support pressure). Ovaj prividni tlak podgrade osigurava stabilnost u periodu od iskopa da ugradnje podgrade. Slika XXX Tlak podgrade pi (misli na prividni a ne stvarnu podgradu) na različitim pozicijema u odnosu na čelo tunela Prividni tlak podgrade je:

• Jednak primarnim naprezanjima (pi = po) na nekoj udaljenosti (oko 2,5 promjera tunela) ispred čela iskopa tunela (dakle u neiskopanom dijelu tunela).

• Jednak oko četvrtine primarnih naprezanja na čelu tunela • Postepeno poprima vrijednost nula na nekoj udaljenosti iza čela tunela.

Plastificiranje stijene u okolini iskopa ne znači da će doći do kolapsa tunela. Slomljeni materijal (failed material) još ima značajnu čvrstoću. Kada je debljina plastificirane zone mala u odnosu na promjer tunela, može se pojaviti manji broj prslina i manji opseg ljuštenja (raveling or spalling) Kada je plastificirana zona velika, doći će razrahljenja stijene što će za posljedicu imati pomake konture iskopa i eventualno do kolapsa tunela. Primarna funkcija podgrade je kontrola pomaka konture iskopa (inward displacement of the walls) radi sprečavanja razrahljenja koje može dovesti do kolapsa tunela. Ugradnjom podgrade (sidra mlazni beton, čelični lukovi) ne može se spriječiti lom (failure) stijene u okolini tunela koja je izložena značajnom preopterećenju, ali će ona imati značajnu ulogu u kontroli deformiranja tunela. Karakteristična krivulja stijenske mase (“ground reaction curve” or “characteristic line”) predstavlja odnos unutarnjeg tlaka podgrade i konvergencije tunela (radijalni pomak konture iskopa). Pretpostavimo da je tunel kružnog poprečnog presjeka polumjera r0 iskopan u stijenskoj masi u kojoj vlada hidrostatsko primarno naprezanje p0, te da na konturu iskopa djeluje jednoliki tlak podgrade pi. Lom stijenske mase koja okružuje tunel desit će se kada je unutarnji tlak podgrade manji od kritičnog tlaka podgrade pcr. Kada

Radi se o nepodgrađenom tunelu. pi - prividni tlak podgrade.

Zona plastificiranja

Napredovanje tunela

Konv

erge

ncija


je unutarnji tlak podgrade veći od kritičnog tlaka podgrade pcr, neće doći do loma stijenske mase i stijenska masa u okolini tunela ponašat će se elastično. Radijalni elastični pomak konture tunela prikazan je donjom jednadžbom. Kada je unutarnji tlak podgrade pi manji od kritičnog tlaka podgrade pcr, desit će se lom stijenske mase i oblikovati će se plastificirana zona polumjera rp u okolini tunela. Radijalni plastični pomak uip je definiran karakterističnom krivuljom između pi = pcr i pi = 0. Tipičnu karakterističnu krivulju stijenske mase prikazuje donja slika. Slika XXX Karakteristična krivulja stijenske mase predstavlja odnos unutarnjeg tlaka podgrade i konvergencije tunela (radijalni pomak konture iskopa).

pi - prividni tlak podgrade a ne tlak stvarne podgrade. Dakle, karakteristična krivulja stijenske mase prikazuje ponašenja nepodgrađenog tunela.

• ground reaction curve • characteristic line • rock mass displacement curve

Pi=p0=primarno naprezanje

uie=elastični pomak

Pcr = Kritični tlak podgrade definiran inicijacijom plastičnog loma stijene u okolini tunela

uip=plastični pomak

Radijalnipomak ui

Tlak

pod

grad

e p i

Zona plastificiranj

Napredovanje tunela

Rad

ijaln

i pom

ak


Slika XXX Interakcija podgrade i stijenske mase Karakteristična krivulja pokazuje:

• Nema pomaka konture iskopa kada je tlak podgrade jednak primarnom naprezanju (pi = po). • Elastični pomak uie za po > pi > pcr • Plastični pomak uip za pi < pcr • Maksimalni pomak kada je tlak podgrade jednak nuli.

Za zadani promjer tunela i zadano primarno naprezanje, oblik karakteristične krivulje stijenske mase ovisi o kriteriju čvrstoće i drugim svojstvima stijenske mase. O kriteriju čvrstoće i svojstvima stijenske mase ovise:

• Kritični tlak podgrade pcr • Polumjer plastificirane zone rp • Oblik karakteristične krivulje u plastičnom području (pi < pcr)

U literaturi se karakteristične krivulje stijene i podgrade javljaju pod različitim nazivima: •Fenner-Pacher curve, •load- deformation curves, •ground reaction curve, •ground response curve, •available support line, •confinement- convergence curve, •rock and support characteristic curve.

p i

u

pi=p0

U1

U2

U3

u

Napredovanje tunela

Stabilan tunel

Podgrađeni tunel

Nestabilan tunel

1/2 D D

U2

U1

U3


11.3.2 Armiranje stijenske mase (rock reinforcement) Armiranje stijene primjenjeno 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 spriječavanja 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. Slika XXX Sidrenje dovodi elemente stijenske mase u stanje troosnog tlačenja Armiranje diskontinuirane stijenske mase ima dvostruki efekt: • poboljšanje mehaničkih i strukturnih svojstava stijenske mase • spriječavanje velikih pomaka kompletnih blokova stijene Ako armiranje spriječava pokretanje blokova i ako diskontinuiteti mogu preuzeti značajna naprezanja, tada armiranje mjenja diskontinuiranu stijensku masu u kontinuiranu stijenu. U praksi se često puta uz sidrenje stijenske mase vrši ugradnja armiranog mlaznog betona po konturi iskopa. Treba naglasiti da su mlazni beton i armatura dio sistema armiranja. Svrha mlaznog betona je da stvori kruti omotač radi spriječavanja lokalnog pomaka i rotacije blokova.

11.3.3 Podupiranje stijenske mase (rock support) Termin “podgrada” (rock support) odnosi se na elemente koji se ugrađuju u iskopanom dijelu radi spriječavanja pomaka granice iskopa. 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. Izmjenjena naprezanja u zoni utjecaja iskopa obično se nazivaju sekundarnim naprezanjima. Veličina i orijentacija sekundarnih naprezanja ne ovisi o 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. Startegija stabilizacije može biti temeljena na ograničavanju pomaka sukladno zahtjevima projekta.

σθ

σθ

σθ

σr

σr

σθ

σθ


Karakteristične krivulje na slici XXX prikazuju ovaj odnos za slučajeve linearno-elastičnog, stabilnog-neelastičnog i nestabilno-neelastičnog ponašanja stijene. Ako karakteristična krivulja presjeca apscisu dijagrama to znači da će tunel biti stabilan i bez podgrade (pi=0). Točka u kojoj karakteristična krivulja stijene presjeca 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 tunal mora obavezno podgrađivati u slučaju nestabilnog-neelastičnog ponašanja stijene jer će se tunel bez podgrade zarušiti. Dakle, podgrada se mora koristiti: • ako karakteristična krivulja presjeca apscisu a rezultirajući maksimalni pomak konture je veći od

dopuštenog, • ako karakteristična krivulja stijene ne presjeca apscisu. 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, • primjenjena tehnika iskopa. Nekada sekundarno stanje naprezanja može premašiti čvrstoću stijene. Ako se primjene neadekvatne tehnike miniranja, inače stabilna stijena, može postati potpuno nestabilna (slika XXX) Kao što je naprijed objašnjeno, armiranjem stijene poboljšavaju se njena mehanička svojstva. To znači da će armiranje utjecati i na oblik karakteristične krivulje stijene (slika xxx). Slika XXX Karakteristična krivulja stijene u (a) različitim tipovima stijene i (b) u istom tipu stijene sa različitim tehnikama iskopa

1-Perfektan iskop 2-Strojni iskop 3-Dobro miniranje 4-Loše miniranje

Radijalni pomak u

1 2

3

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i

pi=p0

1-Elastično ponašanje stijene 2-Stabilna stijena neelastična 3-Nestabilna stijena neelastična

Radijalni pomak u

1 2 3

4

pi=p0

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i

1-Nearmirana stijena 2- Armirana stijena

pi=p0

lni t

lak

podg

rade

pi


Slika XXX Karakteristična krivulja nearmirane i armiranestijene Ako se podgrada mora ugraditi onda se dobra indikacija njene efikasnosti može dobiti ako se na istom dijagramu nacrta i karakteristična krivulja podgrade. Slika xxx prikazuje popustljivu podgradu koja nakon neke deformacije ima stalnu nosivost (elastično-perfektno plastično ponašanje). Presjecište karakterističnih krivulja stijene i podgrade definira ravnotežno stanje. Od ukupne nosivosti podgrade (Ps) angažirana (mobilizirana) je vrijednost (Psm). Do uravnoteženja, podgrada se radijalno deformira za vrijednost (usm). Slika XXX Karakteristična krivulja stijenake mase i karakteristična krivulja podgrade Slika xxx prikazuje tri podgrade različite radijalne deformabilnosti. Treba obratiti pozornost na popustljivu podgradu (2-na slici xxx). Ova podgrada povećava čvrstoću do nekog iznosa pomaka a nakon toga čvrstoća se ne mjenja 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 xxx prikazuje neke karakteristične slučajeva koji ilustriraju utjecaj vremna ugradnje podgrade te krutosti podgrade na veličinu mobiliziranog radijalnog naprezanja podgrade.

Radijalni pomak u

pi=p0

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i

u0 usm

Ps

u

Psm


Slika XXX Karakteristična krivulja stijenake mase i karakteristične krivulje različitih tipova podgrade Slika XXX Utjecaj krutosti i tranutka ugradnje podgrade na mobilizirano radijalno naprezanje podgrade Slika XXX Radijalni pomak desi se i u neiskopanom dijelu tunela Karakteristične krivulje stijene i podgrade ukazuju na nekoliko značajnih činjenica: 1. Podgrada počne djelovati nakon što se desio radijalni pomak (u0). Ovaj pomak je posljedica tri efekta:

• Iskop tunela prouzročit će deformiranje i neiskopane stijene ispred čela tunala do udaljenosti 0,5 do 2,5 promjera tunela

• Obično se podgrada ugradi na nekoj udaljenosti od čela iskopa što će za posljedicu imati daljnje deformiranje granice iskopa

Radijalni pomak u

1

2

3

1-Kruta podgrada 2-Popustljiva podgrada 3-Mekana podgrada

pi=p0

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i

u0

Radijalni pomak u

pi=p0

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i

1

2 3 4 5

1-Podgrada ugrađena suviše rano 2-Podgrada ugrađena suviše kasno 3-Prekruta podgrada 4-prefleksibilna podgrada 5-Podgrada optimalne krutosti pravovremeno ugrađena

u

Napredovanje tunela

Stabilan tunel Podgrađeni tunel

Nestabilan tunel

0,5 do 2,5 D

D


• Podgrada počinje djelovati nakon nekog vremena (beton) ili nakon nekog pomaka (pasivna sidra) 2. Podgradu ne treba ugraditi ni previše rano ni previše kasno (slika xxx) 3. Podgrada ne smije biti ni previše kruta ni previše fleksibilna (slika xxx) 4. Popustljive podgrade su vrlo efikasne Karakteristične krivulje stijene i podgrade na ilustrativan način pokazuju interakciju stijene i podgrade. U praksi nećemo biti u mogućnosti odrediti egzaktan oblik karakteristične krivulje stijene, ali možemo mjeriti pomake granice (radijalne pomake) najčešće kao konvergenciju tunela. Karakteristična krivulja stijene i konvergentna krivulja su povezane jer na različite načine prikazuju isti fenomen. Kod konvergentnih mjerenja, mjeri se promjena razmaka dviju fiksnih točaka na konturi tunela. Na taj način izmjere se samo komponente pomaka u pravcu koji povezuje ove dvije točke i to kao njihov zbroj. Danas su u širokoj uporabi geodetske metode kojima se mjeri vektor prostornog pomaka niza točaka na konturi tunela što daje preciznu i kompletnu sliku deformiranja konture iskopa ili podgrade. Konvergencija se dešava brzo nakon iskopa a usporava se sa približavanjem ravnotežnog stanja podgrade i stijene. Ovo direktno vodi ka metodi opažanja (nekada se naziva Novom Austrijskom tunelskom metodom-NATM) u kojoj se mjerenjma pomaka kontrolira efikasnost ugrađene podgrade. Ako konvergencija pokazuje približavanje ravnotežnom stanju, može se zaključiti da podgrada zadovoljava. Ako konvergencija pokazuje stalni prirast pomaka, podgradu treba pojačavati. Slika XXX Mjerenje konvergencije u tunelu Slika xxx 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).

Vrijeme

u

u ravnotežno stanje

u-promjena razmaka dvije fiksne točka na zidovima tunela


Slika XXX Odnos naprezanja koja na sebe preuzimaju stijenska masa i podgrada Sve što je rečeno o karakterističnim krivuljama kontinuirane stijene i podgrade vrijedi i za slučaj podupiranja diskontinuirane stijene. Sa povećanjem stupnja ispucalosti opada čvrstoća stijenske mase i povećava se deformabilnost (smanjuje modul deformabilnosti) što će za posljedicu imati sve položeniju karakterističnu krivulju stijenske mase (slika xxx). Efekt je sličan reduciranju modula deformabilnosti sa povećanjem gustoće diskontinuiteta. Slika XXX Karakteristična krivulja stijenake mase u diskontinuiranoj stijenskoj masi Na dijagramu sa slike xxx vide se dva granična stanja stijenske mase. Jedno granično stanje odnosi se na idealno elastično ponašenje stijene a drugo na stanje u kojem stijenska masa nema čvrtoće (vodoravna karakteristična krivulja stijenke mase). U oba slučaja radijalni pomak konture iskopa bit će jednak nuli (potpuno spriječeno deformiranje) ako tlak podgrade bude jednak primarnom stanju naprezanja koje je vladalo u stijeni prije iskopa. Naravno da ovo vrijedi i za sve međuslučajeve. Kako se ravnotežno stanje postiže u točkama presjecišta karakterističnih krivulja, jasno je da nema smisla ograničavati pomak na nulu osim u slučaju kada stijenska masa nema čvrstoće. Naime, kada stijena nema čvrstoće, jedino moguće rješenje je da tlak podgrade bude jednak primarnom naprezanju. U svim ostalim slučajevima tlak kojim podgrada mora djelovati na konturi iskopa da bi se postiglo ravnotežno stanje, bit će manji od primarnog naprezanja ako se dopusti radijalni pomak konture iskopa. U praksi se slučaj stijenske mase bez čvrstoće javlja pri izgradnji tunela u potpuno zasićenom tlu sa velikim dotocima vode. U ovim uvjetima iskop tunela moguć je jedino primjenom strojeva za iskop u punom profilu sa zatvorenim štitom ili zamrzavanjem stijenske mase. Postoji i mogućnost konsolidiranja ovakve stijene injektiranjem, ali tada stijenska masa dobiva nova mehanička svojstva te više nije bez čvrstoće.

Radijalni pomak u

Povećanje gustoće pukotina

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i pi=p0

Radijalni pomak u

pi=p0=15 MN/m2

Rad

ijaln

i tla

k po

dgra

de p

i

Stijenska masa

Podgrada 2 MN/m2


11.4 Rječnik

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

support Structure or structural feature built into an underground opening for maintaining its stability

11.5 Literatura Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and

Unwin (Publishers) Ltd, 527 (p. 260-291) Harrison, J.P., Hudson, J.P., (2000) Engineering Rock Mechanics, Illustrative Worked Exsamples,

Pergamon, 506 (p.247-283) Hoek, E., Brown, E.T., (1980), Underground excavation in Rock, The Institute of Mining and

Metallurgy, London, 527 p.245 Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock,

Balkeme, 215 p.99 O.K. Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Hudson, J.A. and Harrison J.P.,1997, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergamon, 444 (p.267-287) NATM, Summercourse July2-July 8, 1998, IACES Bureau of Vienna, University of technology Vienna,

International Association of Civil Engineering Students

Ivan Vrkljan

12 Tehnike stabiliziranja

Prikazani su elementi armiranja i podupiranja koji se primjenjuju u procesu stabiliziranja stijenske mase

12-Tehnike stabiliziranja.doc


12 Tehnike stabiliziranja

12.1 Uvod.............................................................................................................................................................. 3 12.2 Primarna i sekundarna podgrada tunela .............................................................................................. 3 12.3 Stijenska sidra i kablovi ........................................................................................................................ 5 12.4 Mlazni beton ......................................................................................................................................... 13 12.5 Čelični lukovi........................................................................................................................................ 19 12.6 Cjevni kišobran..................................................................................................................................... 20 12.7 Prekoprofilski iskop ............................................................................................................................. 21 12.8 Rječnik ................................................................................................................................................... 22 12.9 Literatura ............................................................................................................................................... 23

12 Tehnike stabiliziranja 3

12.1 Uvod Pojava mlaznog betona kao i nove tehnike sidrenja, revolucionarno su promijenile tehnike građenja podzemnih objekata. Iskop željezničkih tunela u Alpama krajem 19 i početkom 20 stoljeća pogodavalo je stvaranju nove filozofije u tunelogradnji koja se često naziva Novom Austrijskom Tunelskom Metodom (NATM). 12.2 Primarna i sekundarna podgrada tunela Termin podgrada (support) često se koristi za opis procedura i materijala koje se koriste za poboljšanje stabilnosti i održavanje samonosivosti stijenske mase u blizini granica podzemnog iskopa. Primarna svrha podgrađivanja je mobilizacija i konzerviranje čvrstoće stijenske mase tako da ona postane samonosiva (self-supporting). Bilo bi korektnije procedure i materijali korištene u ovom slučaju opisati kao armiranje (reinforcement). Termin podgrada (support) tada može biti rezerviran za slučajeve kada je stijenska masa stvarno poduprta (supported) konstruktivnim elementima koji podnose, u cjelini ili djelomično, težinu individualnih stijenskih blokova izdvojenih diskontinuitetima ili zone razrahljene stijene. 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). Svaka dodatna podgrada ili armiranje primjenjena u kasnijoj fazi naziva se sekundarnom. U rudarstvu se podgrada nekada djeli na privremenu (temporary) i stalnu (permanent). Često se privremena podgrada, djelomični ili u cjelosti, uklanja prije ugradnje stalne podgrade.


Slika XXX Principi armiranja stijene (rock reinforcement) i podupiranja stijene (rock support) U njemačkom govornom području pod primarnom se podgradom podrazumjevaju svi ugrađeni elementi koji stabiliziraju tunel (sidra, mlazni beton, čelični lukovi i sl.). Nakon postavljanja hidroizolacije tunela, ugrađuje se sekundarna betonska obloga (nearmirana ili armirana). Ova je terminologija usvojena i kod nas te će se u nastavku pod primarnom i sekundarnom podgradom podrazumjevati ovi elementi tunela. Primarna podgrada ili armiranje, najčešće sadrže sljedeće konstruktivne elemenate: • stijenska sidra (aktivna i pasivna), • kablove, • armirani mlazni beton, • čelične lukove (punog profila ili rešetkaste), • 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.

Armiranje (reinforcement) Stabilizacijske sile djeluju unutar stijenske mase

Podupiranje (support) Elementi konstrukcije direktno djeluju vanjskim silama na stijensku masu


Sekundarna podgrada ima više funkcija: • pridržava hidroizolaciju, • daje tunelu aerodinamički profil, • preuzima dio naprezanja stijenske mase u slučaju kada se procjeni da primarna podgrada neće u

potpunosti stabilizirati stijensku masu. Postoje slučajevi kada se ne može upotrijebiti primarna podgrada već se ugrađuje jedinstvena podgrada koja ima funkciju i primarne i sekundarne podgrade. Ovaj slučaj se javlja kada se iskop vrši u materijalima sa izrazito niskom čvrstoćom koji se ne mogu stabilizirati osim podgradom koja na sebe preuzima ukupna opterećenja (ukupna primarna naprezanja). Obično se u ovim slučajevima koristi podgrada od prefabriciranih elemeneta a nekada se koristi i podgrada od betona koji su ugrađuje na licu mjesta. Terminologija koja se koristi za opis elemenata podgrade i armiranja nije jedinstvena. Tako Hoek (2003) pod terminom rockbolt podrazumjeva mehanička prednapregnuta sidra dok za injektirana pasivna sidra koristi termin-dowel. S druge strane Stillborg (1994) pod terminom rockbolt podrazumjeva sve tipove pasivnih i aktivnih sidara (sa mehaničkim usidrenjem, injektirana i frikcijska). Slika XXX Primarna pdgrada ili armiranje i sekundarna podgrada 12.3 Stijenska sidra i kablovi Armiranje stijenske mase sidrima i kablovima najefikasniji je i najekonomičniji način za podgrađivanje iskopa u rudarstvu i građevinarstvu. Koristi se za kontrolu svih tipova nestabilnosti izuzev u ekstremno slabom i mekanom tlu. Stijensko sidro (rock bolt)-element za armiranje obično formiran od punog ili cjevnog čeličnog profila koji se ugrađuje u stijensku mase sa ili bez prednaprezanja. Kablovi (cablebolts)-element za armiranje obično formiran od čeličnih žica koji se ugrađuje u stijensku masu sa ili bez prednaprezanja. Prednosti stijenskih sidara:

• mogu se koristiti kod bilo koje geometrije iskopa, • jednostavno i brzo se ugrađuju,

Sekundarna podgrada: • beton (nearmiran ili

armiran)

Primarna podgrada ili armiranje: • sidra • mlazni beton


• relativno jeftina, • ugradnja može biti potpuno mehanizirana, • raspored i duljina mogu se tijekom ugradnje mjenjati ovisno o lokalnim prilikama, • jednostavno se kombinbiraju s drugim načinima podgrađivanja (mlazni beton, čelična pletiva,

betonske obloge i dr.). Klasifikacija stijenskih sidara: Ovisno o tome dali se isdro tijekom ugradnje prednapinje ili ne, razlikujemo:

• aktivna (prednapregnuta), • pasivna (neprednapregnuta).

Slika XXX Aktivno i pasivno sidro Prema načinu prijenosa sile sa sidra na stijensku masu i obrnuto, razlikuje se:

• sidra s mehaničkim usidrenjem, • injektirana sidra, • sidra koja nose trenjem (frikcijska).

Slika XXX Dijelovi stijenskog sidra

dijelovi sidra:

• sidrena šipka • podložna pločica • zglob • navrtka

T

Pasivno sidro Aktivno sidro


Sidra s mehaničkim usidrenjem Rotacijom sidrene šipke konusni dio na kraju sidra se širi pritiskajući zid bušotine. Konusni dio je nazubljen i, ako tvrdoća stijene dopusti, izbočeni dijelovi se utiskuju u stijenu. Na taj se način mobilizira posmična čvrstoća kontakta čelika sidra i stijene. Slika XXX Sidro s mehaničkim usidrenjem (Stillobrg, 1994) Ovaj tip sidra se ne preporučuje u vrlo tvrdoj stijenskoj masi. Ako se koriste kao trajni sitem armiranja moraju nakon ugradnje biti injektirana radi zaštite od korozije. Prednosti sidara s mehaničkim usidrenjem:

• jeftina • djeluju odmah nakon ugradnje • koriste se u srednje tvrdoj i tvrdoj stijenskoj masi

Nedostaci sidara s mehaničkim usidrenjem:

• ograničena uporaba u vrlo tvrdoj stijeni • mogu izgubiti efikasnost armiranja usljed vibracija izazvanih miniranjem

Injektirana sidra Slika XXX Injektirano sidro (Stillobrg, 1994)

Injekcijska smjesa

Sidrena šipka

Podložna pločica Navrtka

Ekspanzijska glava

Sidrena šipka

Podložna pločica Navrtka

Kuglasti zglob


Sidra se injektiraju smjesom na bazi cementa ili ljepilima na bazi epoksija. Prednosti injekcijske smjese na bazi cementa:

• efikasna su u vrlo tvrdoj stijenskoj masi Nedostaci injekcijske smjese na bazi cementa:

• punu nosivost postiže nakon nekoliko dana, • teško je kontrolirati i zadržati kvalitet injekcijske smjese, • ne mogu se koristiti u bušotinama u koje dotiče voda, • prednaprezanje je moguće samo u slučaju primjene specijalne procedure.

Prednosti injekcijske smjese na bazi epoksija:

• efikasna su u vrlo tvrdoj stijenskoj masi, • djeluju odmah nakon ugradnje, • jednostavniji je postupak prednaprezanja u odnosu na cementnu injekcijsku smjesu.

Nedostaci injekcijske smjese na bazi epoksija:

• bušotina mora biti točnih dimenzija kako bi mješanje komponenti bilo uspješno i kako bi se postigla dobra popunjenost prostora između šipke i stijene,

• ograničeno vrijema uporabe ljepila, • uvjeti u podzemlju mogu loše djelovati na postojanost ljepila.

Slika XXX Injektirani kabl (Stillobrg, 1994)

Injekcijska smjesa

Dvostruki čelični kabl


Samobušaća injektirana sidra Kod ovih sidara sidrena šipka je ujedno i bušaća šipka. Nakon završenog bušenja se kroz sidrenu šipku izvrši injektiranje prostora između šipke i stijenke bušotine. Primjenjuju se u teškim geološkim uvjetima kada se ne može ostvariti stabilnost bušotine. Slika XXX Samobušaće sidro Hoek (2003) prikazuje istraživanja ovisnosti čvrstoće i deformabilnosti injekcijske smjese i vodocementnog faktora (težinski odnos vode i cementa) Hyett-a i drugih. Istraživanja pokazuju pad čvrstoće i deformabilnosti s povećanjem vodocementnog faktora. Slika XXX Odnos vodocementnog faktora i srednje jednoosne tlačne čvrstoće i deformacijskog modula injekcijske smjese nakon 28 dana (Portland cement) (Hoek, 2003).


Slika XXX prikazuje kriterije čvrstoće iste injekcijske smjese. Slika XXX Anvelope Mohrovih krugova za vršnu čvrstoću injekcijske smjese različitih vodocementnih faktore (nakon 28 dana) (Hoek, 2003 Sidra koja nose na trenje (frikcijska sidra) Danas se uglavnom koriste dva tipa frikcijskih sidara:

• split set sidra, • swellex sidra.

Slika XXX Frikcijsko split set sidro (Stillobrg, 1994)

Glava sidra

Razrezana elastična čelična cijev


Prednosti split set sidara:

• jednostavna ugradnja, • djeluju odmah nakon ugradnje, • jednostavna oprema za ugradnju, • lagana primjena žičanog pletiva.

Nedostaci split set sidara:

• relativno skupa, • bušotina mora imati točan promjer, • teškoće pri ugradnji duljih sidara, • ne mogu se koristiti kao trajna sidra bez posebne antikorozione zaštite.

Slika XXX Frikcijsko swellex sidro (Stillobrg, 1994) Prednosti swellex sidara:

• jednostavna ugradnja, • djeluju odmah nakon ugradnje, • mogu se koristiiti u različitim stijenskim masama, • jednostavna oprema za ugradnju, • lagana primjena žičanog pletiva.

Nedostaci swellex sidara:

• relativno skupa, • ne mogu se koristiti kao trajna bez posebne antikorozione zaštite, • potreba za visokotlačnom pumpom.

Glava sidra

Ekspandirajuća čelična cijev


Popustljiva sidra Ako se očekuju veći radijalni pomaci konture tunela ugrađuje se tzv. popustljiva podgrada. Sidra se također mogu izvesti s popustljivom glavom koja dopušta pomake do 20 cm. Sidro kod graničnog opterećenja popusti i održava nosivost tijekom pomaka glave sidra. Slika XXX Popustljivo sidro Slika XXX Sidra i mlazni beton

Rad

ijaln

i tla

k pp

odgr

ade

p i

Radijalni pomak u

karakteristična krivulja stijenske mase

karakteristična krivulja sidra


12.4 Mlazni beton Prvi stroj za prskanje suhog materijala koristio je Carl Ethan Akeley za prskanje žičane oplate kod proizvodnje modela životinja (Pennsylvanija1907). 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 termin za sve pneumatski primjenjene žbuke i betone (suhi i mokri postupak). ACI 506R-85 definira mlazni beton (shotcrete) kao žbuku ili beton pneumatski nabačen velikom brzinom na površinu. Termin mlazni beton (shotcrete) odnosi se i na suhi i na vlažni postupak Dvije su osnovne tehnike ugradnje mlaznog betona:

• suhi postupak • mokri postupak

Suhi postupak Kod suhog se postupka suha mješavina cementa i agregata dovodi na mlaznicu zračnim transportom. Na mlaznici se mješavini agregata i cementa dodaju voda i aditivi. Energiju prskanja daje zrak kojim se agregat i cement transportiraju od stroja za doziranje do mlaznice. Slika XXX Mlaznica kod suhog postupka

Voda

Suha mješavina

• Napravi se suha mješavina pijeska, agregata i cementa

• Suha mješavina se istresa u stroj (dray shotcreting machine). Stroj dozira suhu mješavinu koja se zračnim transportom velikom brzinom dovodi na mjesto ugradnje.

• Vlažnost pijeska i agregata treba biti 3-6%. Ako je smjesa suha, javlja se problem prašine. Veća vlažnost od 6 % može izazvati začepljenje cijevi.

• Voda se mješavini dodaje na mlaznici.


Mokri postupak Kod mokrog se postupka mješavina agregata, cementa i vode napravi u mješalici za beton i ako gotov beton se gumenim crijevima dovodi na mlaznicu zračnim transportom ili pumpama za beton. Energiju prskanja daje zrak kojim se transportira gotov beton do mlaznice. Ako se koriste betonske pumpe, energiju prskanja daje komprimirani zrak koji se dodaje na mlaznici. Slika XXX Mlaznica kod mokrog postupka Slika XXX Pravila ispravnog prskanja mlaznog betona

Beton Komprimirani

zrak

Aditiv

Koriste se dvije osnovne tehnike:

• vlažna mješavina se dovodi na mjesto ugradnje zračnim transportom

• vlažna mješavina se dovodi na mjesto ugradnje pumpama za beton

Kut prskanja

Ispravno

Neispravno

Ekstremni odskok

Visoki odskok

Niski odskok


Armiranje mlazneg betona Primarna podgrada se aktivira tek nakon određene deformacije tunelskog otvora. Zbog toga podgrada mora biti duktilna (ductile). Nearmirani mlazni beton je krti materijal i njegovo deformiranje za posljedicu ima krti lom (nagli gubitak čvrstoće). Da bi se poboljšala prilagodljivost mlaznog betona deformacijama tunelskog otvora, on se mora armirati. Slika XXX Ponašanje armiranog i nearmiranog betona Mlazni beton armiran žičanim pletivom ili varenim čeličnim mrežama Uobičajeno se mlazni beton armira varenim čeličnim mrežama (weld mesh) i žičanim pletivom (chainlink mesh). Slika XXX Varena čelična mreža i žičano pletivo

σ

ε

Nearmirani beton Krti materijal (brittle)

Armirani beton Duktilni materijal (ductile)


Prednosti žičanih pletiva:

• lagano se prilagođivaju neravnoj površini iskopa, pa je potrošnja betona manja Nedostataci 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.

Nedostataci varenih mreža:

• teško se prilagođivaju neravnoj površini iskopa pa je potrošnja betona veća Mikroarmirani mlazni beton Klasično se mlazni beton armira s armaturnim mrežama (varenim ili pletenim). Ranih 70’ rade se prvi pokusi s armiranjem betona čeličnim vlaknima (sfrs- steel fibre reinforced concrete). Od tada se mikroarmirani beton koristi i u podzemlju i na površini kao zamjena za čelične varene mreže i žičana pletiva. Mikrovlakna mogu biti i plastična (polipropilenska). Za ugradnju mikroarmiranog mlaznog betona koriste se i suhi i mokri postupak. Slika XXX Čelična mikrovlakna i beton pripremljen za ugradnju


Tablica xxx Usporedba suhog i mokrog postupka

Faktor Suhi postupak Mokri postupak

Oprema Manja investicija

Relativno jednostavno održavanje

Manje opreme na terenu

Do 60% manja potrošnja zraka

Mješavina

Spravlja se na licu mjesta ili u betonari

U uvjetima visoke vlažnosti ne može se daleko transportirati

Ne može se koristiti vlažan agregat

Mješanje u betonari

Prihvatljiv vlažan agregat

Kapacitet Rijetko pređe 5 m3 na sat 2-10 m3 na sat uz uprabu ručnih mlaznica

Odskok 15-40% od vertikalnog zida 20-50% iz kalote Manji odskok. s korektnom mješavinom. može biti manji od 10%

Kvalitet Visoka čvrstoća zbog malog vodocementnog faktora

Lošija homogenost kvalitete

Teško se postižu visoke čvrstoće zbog visokog vodocementnog faktora

Kvaliteta homogenija

Brzina prskanja Visoka: bolja adhezija; lakše se nanosi na kalotu Općenito adekvatna za podzemne radove

Aditivi Prašinasti, dodaju se suhoj mješavini Općenito su tečni

Prašina Puno prašine. može se smanjiti uporabom polu-mokrog postupka (5-15% vlage)

Vrlo malo prašine. Dobra vidljivost Ne postoji problem laminacije zbog prašine

Slika XXX Ugradnja mlaznog betona u tunelu i na kosini Na koji će način mlazni beton sudjeluje u stabiliziranju stijenske mase (kao elemenat armiranja ili kao elemenat podgrađivanja) ovisi o njegovoj debljini. Tanka ljuska nearmiranog mlaznog betona (naprimjer 100 mm) nije sposobna preuzeti velika radijalna opterećenja bez loma te ne može imati ulogu konstruktivnog elementa podgrađivanja (structural support). Međutim , ona će spriječiti pokretanje manjih blokova u iskop te tako dovesti stijensku masu u stanje prostornog naprezanja. Kako stijenska

Godar-E-Landar u Iranu (1993)


masa u troosnom stanju naprezanja ima znatno veću čvrstoću od one u jednoosnom, malzni beton će efektivno povećati čvrstoću stijenske mase. Na taj će način mlazni beton postati elementom armiranja stijenske mase (reinforcement). Da bi mlazni beton imao funkciju podgradnog elementa (structural support) morao bi imati odgovarajuću debljinu. Djelovanje sustava za armiranje koji se sastoji o stijenskih sidara i ljuske mlaznog betona je koncepcijski analogno djelovanju žbica na kotaču bicikla. Kada biciklist optereti kotač, silu koja je posljedica njegove težine preuzimaju samo vlačno opterećene žbice (žbice iznad osovine kotača). Tanke žbice ne mogu preuzeti bilo koje tlačno naprezanje. Alternativa je kotač sa žbicama koje imaju značajnu tlačnu čvrstoću, kao što je to slučaj kod teretnih vozila (u ovom slučaju opterećenje prezimaju žbice ispod osovine koatča). U ovom slučaju kotač teretnih vozila analogan je teškoj betonskoj oblozi koja djeluje kao podgrada (support). . Slika XXX Analogija armiranja (reinforcement) i podupiranja (support) sa kotačima bicikla i teškog vozila

Armiranje stijenske mase: • sidra (opterećena vlačno) • mlazni beton

Podupiranje (support): • teška betonska obloga

(opterećena tlačno)


12.5 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. Zbo 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 XXX Zazori u mlaznom betonu i popustljive brave na čeličnim lukovima

Rad

ijaln

i tla

k pp

odgr

ade

p i

Radijalni pomak u

karakteristična krivulja stijenske mase

karakteristična krivulja popustljive podgrade


Slika XXX Puni i rešetkasti čelični lukovi 12.6 Cjevni kišobran Cijevni se kišobran ugrađuje u neiskopani dio tunela te se tako oblikuje zaštitna kupola prije iskopa tunela. Ovisno o geotehničkim uvjetima i stupnju rizika u odnosu na dopušteno slijeganje površine terena, primjenjuju se različite tehnike formiranja kišobrana:

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 XXX Iskop pod zaštitom cijevnog kišobrana

Vereina Nord, Švicarsaka, Željeznicki tunel. L=19.052 m, Nadsloj 1200 m

Rešetkasti čelični lukovi Javorova Kosa, 2000.

Napredovanje iskopa

Čelične cijevi promjera 80-200 mm

neiskopani dio tunela


Slika XXX Ugradnja cijevnog kišobrana u tunelu Sv. Marko (autocesta Rijeka-Zagreb) 12.7 Prekoprofilski iskop U teškim geotehničkim uvjetima mogu se očekivati veliki radijalni pomaci tunela te postoji opasnost da primarna podgrada (mlazni beton) uđe u prostor koji je predviđen za sekundarnu betonsku oblogu. Da se to nebi desilo, često se promjer iskopa tunela povećava za očekivani radijalni pomak. Ovim pomacima treba prilagoditi konstrukciju sidara i armiranog mlaznog betona. Slika XXX prikazuje sidro sa popustljivom glavom. U mlaznom se betonu ostavljaju uzdužni prorzi koji se zatvaraju tijekom radijalog deformiranja tunela. Slika XXX Planirani prekoprofilski iskop koji dopušta radijalni pomak podgrade (u) Slika XXX prikazuje projektirani prekoprofilski iskop od 70 cm u tunelu St. Gothard (Švicarska).

u

Svijetli profil tunela

Sekundarna podgrada

Tunel Sv. Marko


Slika XXX Podgrada u tunelu St. Gothard prilagođena očekivanom pomaku od 70 cm 12.8 Rječnik 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 Support-Structure or structural feature built into an underground opening for maintaining its stability

(ISRM, 1975). 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).

Secondary lining-The second-placed, or permanent, structural lining of a tunnel which may be of concrete, steel or masonry (ISRM, 1975).

Ground-arch-The theoretical stable rock arch that develops some distance back from the surface of the opening and supports the opening(ISRM, 1975).

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).

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”

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)

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)

GOTHARD BASE TUNNEL

• Željeznički tunel

• Nova alpska transverzala

• Duljina tunela: 57 km

Beton 1,20 m

Mlazni beton 0,55 m

Prekoprofilski iskop 0,70 m

Svijetli profil tunela

Čelični lukovi TH 44/70 na razmaku 0,33 m

Sidra 12 m 24 kom/m’


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).

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).

12.9 Literatura

Vandewale, M., (1990), Tunnelling the World, N.V.Bekaret S.A, 229 p.

Stillobrg, B., (1994) Rock Bolting, Second edition, Trans Tech Publications, 145 p.

Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and Unwin (Publishers) Ltd, 527 (p. 260-291)

Hoek, E., (2003) Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/

Normiranje Europske norme:

• EN 1537 Execution of special geotechnical work-Ground anchors • EN 1538 Execution of special geotechnical work-Diaphragm walls • prEN 12715 Final draft Execution of special geotechnical work-Grouting • prEN 12716 Execution of special geotechnical work-Jet Grouting

Britanske norme:

• BS 8081 : 1989 Ground anchorages

Ivan Vrkljan

13 Principi i tehnike iskopa

Iskop podzemnih prostora vrši se razaranjem stijene za što se koriste

različite tehnike. Danas se najčešće koriste klasične metode iskopa (miniranje) i iskop strojevima različitih konstrukcija. Prikazani su osnovni

principi modernih tehnika miniranja kao i osnovni elementi strojeva različiitih konstrukcija i namjena. Prikazane su i neke druge tehnike koje se

koriste u posebnim prilikama.

13-Principi i tehnike iskopa-sigurnosna kopija.doc

13 Inženjerska mehanika stijena 2

13 Principi i tehnike iskopa

13.1 Uvod.................................................................................................................................3 13.2 Miniranje ..........................................................................................................................3

13.2.1.1 Prespliting (pre-split) metoda..................................................................................6 13.2.1.2 Glatko miniranja (smooth-wall blasting)..................................................................8

13.3 Strojni iskop (Tunnel-Boring Machines)............................................................................10 13.3.1 Strojevi za ikop u punom profilu(krtice) (Full face tunnel boring machines) ................16

13.3.1.1 Strojevi za iskop čvrste stijenske mase ..................................................................17 13.3.1.2 Strojni iskop u teškim geološkim uvjetima (Machine drive in loose ground) ............22

13.3.1.2.1 Hidroštit .......................................................................................................22 13.3.1.2.2 Štit kod kojega iskopano tlo služi za stabiliziranje čela iskopa (EPB-Earth Pressure Balanced shield) .................................................................................................24 13.3.1.2.3 Štit za iskop različitih geoloških formacija (Mixed Face Shields or Mixshield)..26

13.3.2 Strojevi s pokretnom glavom (partial face tunnel boring machines; roadheader) ...........27 13.3.2.1 Glodači (roadheader or tunnel miner) ....................................................................27 13.3.2.2 Strojevi sa diskovima na pokretnoj glavi (mobile tunneller) ....................................28

13.3.3 Raise borer ..............................................................................................................29 13.3.4 Blind shaft borer (bušenje) .......................................................................................29

13.4 Iskop rezanjem stijena (chain saw machines) .....................................................................30 13.5 Iskop hidrauličkim čekićima i hidrauličkim lopatama .........................................................30 13.6 Iskop bagerima ................................................................................................................31 13.7 Hidrauličko razaranje stijena (splitting) .............................................................................32 13.8 Korištenje ekspanzivnih materijala za razaranje stijena (non explosive demolition) ..............34 13.9 Klasifikacije stijenskih masa s obzirom na mogućnost kopanja ...........................................35

13.9.1 Regulativa u građevinskoj praksi ..............................................................................36 13.9.2 Svojstva stijene i stijenske mase bitna za procjenu mogućnosti kopanja .......................36 13.9.3 Klasifikacijski sustavi ..............................................................................................38

13.10 Literatura ....................................................................................................................40

Principi i tehnike iskopa 3

13.1 Uvod 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 kamanolomima. Kod izgradnje podzemnih prostora primjenjene 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 podrazumjevavaju tehnike miniranja. Pored klasičnih metoda, za iskop se koriste strojevi različitih konstrukcija kao i razne druge tehnike. Slika XXX Različite tehnike iskopa tunela 13.2 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 potuno 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 ikopa. Kada se eksploatacija približi završnoj konturi, količina miniranog materijala prestaje biti

Miniranjem i glodačima može se postići proizvoljan oblik poprečnog presjeka Strojevima za iskop u punom profilu može se dobiti kružni i eliptični poprečni presjek tunela


presudna i pažnju treba posvetiti očuvanju kvalitete stijenske mase koja mora osigurati dugotrajnu stabilnost stiejnske 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 podrazumjeva ograničenja sljedećih efekata miniranja:

• vibracije koje mogu oštetiti postojeće građevine, • štete koje uzrokukju leteći fragmenti stijene, • buka se mora svesti na dopuštenu mjeru, • količina prašine se mora svesti na dopuštenu mjeru.

Miniranje podrazumjeva sljedeće radnje:

• Bušenje minskih bušotina udarnim ili udarno-rotacionim bušenjem, • punjenje minskih bušotina eksplozivom i nihovo povezivanje detonatorima radi inicijacije

paljenja sa projektiranim vremenskim pomakom, • paljenje (detoniranje) eksplozivnog punjenja.

13.2.1 Miniranje radi stvaranja površinskih i podzemnih prostora

Miniranje kod podzemnih gradnji je alat za rezanje a ne bombaška operacija (Svanholm at al.,1977. u Singh i Goal, 1999, p. 207)

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).


Slika XXX (a) Ručno bušenje čekićima i dlijetom; (b) Stroj na tračnicama za bušenje u željezničkom tunelu Gothard (Švicarska, L=14 900 m, 1882); (d) Strojno bušenje sa tri bušilice na jednoj razupori u željezničkom tunelu Simplon (Švicarska-Italija, L=19 089 m, dvije tunelske cijevi, 1906) Slika XXX (a) Povezivanje minskih bušotina detonirajućim štapinom (b) Iskop punog profila tunela miniranjem u kvalitetnoj stijenskoj masi


Slika XXX Prva miniranja u tunelu Mala Kapela (Sjeverna strana, 2002) 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 jdnim imenom nazivaju konturnim miniranjem (contour blasting):

• prespliting (pre-split) metoda, • glatko miniranja (smooth-wall blasting).

13.2.1.1 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. Konturne bušotine se izvode na malom razmaku a količina eksploziva treba biti dovoljna samo za stvaranje pokotine 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 11.4). Za stabilnost kosine je naročito bitno da stijenska masa bude čim manje poremećena miniranjem. Na taj se način značajno smanjuju troškovi održavanja.


Slika XXX Osnovni princip prespliting tehnike miniranja Za uspješno prespliting miniranje treba ispuniti slijedeće uvjete:

• Konturne bušotine moraju biti paralelne i u ravnini projektiranoj završne plohe iskopa • 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 raspdanje u prah (pulverization) svesti an 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 kvalitno bušenje (pravilna dubina i nagib bušotina čime će se ostvariti uvjet njihove paralalnosti u ravnini konture iskopa

Konturne bušotine koje se prve detoniraju radi stvaranja pukotine po projektiranoj konturi iskopa. Ove su bušotine na manjem razmaku, manjeg su promjera i sa manjom količinom eksplpziva u odnosu na ostale.

Ove su bušotine ne većem razmaku, s većom količinom eksploziva. Pale se nakon što su konturne mine stvorile konturnu pukotinu.

Presjek

Tlocrt

Konturna pukotina Stijenska masa fragmentirana nakon stvaranja konturne pukotine


Pored toga treba voditi računa i o slijedećem:

• Konturne bušotine moraju biti dovoljno udaljene od slobodne površine terena kako se konturno miniranje nebi 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 XXX). Ako su diskontinuiteti skoro okomiti na ravninu konturnih bušotina, njihov utjecaj na ravnost plphe 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 naprazanja dovoljno velika i ako je pravac najmanjih glavnih naprazanja u ravnini konturnih bušotina, prespliting miniranje neće biti efikasno.

Slika XXX (a) i (b) Utjecaj orijentacije diskontinuitata u odnosu na konturu iskopa na ravnost konturne plohe; (c) Utjecaj orijentacije glavnih in situ naprezanja na efikasnost prespliting miniranja Ova se metoda općenito ne koristi za miniranje u podzemlju. 13.2.1.2 Glatko miniranja (smooth-wall blasting) Glatko miniranje razvijeno je u Švedskoj 1950-tih i 60-tih. U prethodnom su poglavlju 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 naprazanja. Međutim, polje naprazanja 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 11.6 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

σ1

σ3


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. 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. Slika XXX Princip glatkog miniranja an primjeru iskopa tunela kružnog poprečnog presjeka Za uspješno glatko miniranje treba ispuniti sve uvjete izvođenja konturnih bušotina koji su navedeni za prespliting miniranje. Slika XXX Jasni tragovi minskih bušotina, govore o kvalitenom miniranju ali i o kvalitetnoj stijenskoj masi

Tangencijalno naprezanje je na konturi iskopa najveće glavno naprezanje

Kontura iskopa tunela

Centralni iskop formiran «grubim» miniranjem

Konturne bušotine koje se detoniraju nakon miniranja centralnog dijela


13.3 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 tunala 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 perma gore)

Slika XXX (a) Stroj za iskop tunela u punom profilu; (b) Stroj sa pokretnom glavom; (c) raise borer; (d) blind shaft borer Ovisno o tome koristi li se ili ne koristi štit, strojevi se djele na:

• strojevi sa štitom (shield TBM), • strojevi bez štita.

Ovisno o materijalu u kojem se tunel kopa, strojevi se mogu podjeliti u dvije skupine:

• strojevi za iskop stijena (rock machines), • Strojevi za iskop u tlu (soft ground machines).


Tablica XXX Klasifikacija strojeva za iskop tunela (AITES / ITA Working Group No.14) Tablica XXX Usporedba različitih tipova strojeva velikih promejra (Barla, Pelizza)


Slika XXX (a) Stroj sa štitom i stroj bez štita Što je zapravo štit? Štit je čelični cilindar koji ima promjer tunela i pod čijom se zaštitom vrši iskop. Koristi se za iskop tunale 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 (Konda, xxx). 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 XXX. 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).

štit


Slika XXX Princip iskopa tunela pod zaštitom štita 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.

Kazalo: 1- Čelo iskopa 2-Štit 3-Hidraulika za potiskivanje štita 4- Segmenti betonski obloge 5-Pumpani mort Napomene: Ako se radi o vrlo lošem tlu, pumpani mort nije potreban jer samo tlo u kojem kopamo pupuni prostor koji ostane nakon klizanja štita.

1

2

3 4 5

Napredovanje iskopa prati klizanje štita za širinu jednog betonskog segmenta. Štit potiskuju snažne hidrauličke preše koje se nalaze između kčelične konstrukcije štita i betonske obloge.

Umetanje novih segmnenata obloge pod zaštitom štita. Nakon što hidrauličke preše oslobode prostor, ugrađuju se segmenti betonske obloge.


Kod otvorenih se štitova stabilnost čela postiže jednom od sljedećih mjera:

• zrakom pod tlakom, • metalnim pločama, • ostavljanjem rampe.

Slika xxx Otvoreni štitovi različite izvedbe

Otvoreni štit s rotirajućim teleskopskim glodačima i pločama za stabiliziranje čela. Proizvođač: Alpine

Iskop pod zaštitom otvorenog štita. Stabilnost čela osigurava komprimirani zrak (Compressed air shield). Les Vignes tunel (1993-1995). Prospekt tvrke Herrenknecht

Kombinirana metoda iskopa pod otvorenim štitom (glodač, bager) Olympia 2004 Athen. Prospekt tvrtke Herrenknecht


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. 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 xxx Zatvoreni štit Slika xxx Betonska obloga tunela oblikovana na licu mjesta (princip klizne oplate) Slika xxx Obloga od prefabriciranih elemenata

Zatvoreni štit za iskop tunela u punom profilu D=14,87 m Groene Hart Tunnel, Nizozemska; Željeznica Amsterdam-Rotterdam L=7.176 m, Proboj: 17.01.2004. WT JanuaryFebruary 2004 Masa stroja: 1.900 t., duljina 120 m NFM tehnologies of France (Wirth group)

Jednoslojna obloga je od pumpanog betona Hochtief System-Putzmeister-1 Razvoj počeo 1985 sa komponentama Putzmeister. Korišten na projektima: Lyon, Freundstein, Essen, Milan, Japan


13.3.1 Strojevi za ikop 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 riješivi mogi 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. Trenutno najveći stroj za iskop tunela u punom profilu je stroj njemačke tvrtke Herenknecht promjera 15,43 m koji radi na iskopu tunela duljine 9 km koji povezuje otoke Changxing i Pudong u Kini. Obično se misli da stroj za iskop tunala 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 cijelinu, dobiju se različiti oblici poprečnog presjeka tunela. Slika xxx Spajanjem više strojeva mogu se dobiti različiti oblici poprečnog presjeka iskopa (multi-circular face shield tunnel)


Slika XXX Stroj za iskop eliptičnog poprečnog presjeka tunela Klasifikacija strojeva za iskop tunela u punom profilu Strojevi ovog tipa kosiste se u izrazito čvrstim eruptivnim stijenama a iso tako i u talozima jezera mora i rijeka gdje se tlo sastoji od potpuno saturiranog materijala niske čvrstoće sa uklopcima koreijenja, 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.

Medij u kojem se kopa Vrsta štita Stijena Štit za iskop stijenske mase (Rock mass shield)

Glina i prah, pijesak, šljunak Štit kod koga se čelo iskopa stabilizira bentonitnom suspenzijoM (Slury Shield)

Glina i prah Štit kod koga iskopano tlo služi za stabiliziranje čela iskopa (EPB-Earth Pressure Balanced Shield)

Sve vrste tla (sa blokovima stijene) Štit za iskop različitih geoloških formacija (Mixed Face Shield) 13.3.1.1 Strojevi za iskop čvrste stijenske mase 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 XXX prikazuje jedan radni ciklus ovog tipa stroja:


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

• strojevi bez štita • 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 ispucaloj 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 XXX 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. Vrlo čvrste stijene i stijene koje sadrže minerale visoke tvrdoće, znatno će povećati trošenje diskova na reznoj glavi što će za posljedicu imati velike troškove i smanjeno napredovanje.


Slika XXX Jedan radni ciklus stroja bez štita za iskop tunela u čvrstoj stijenskoj masi Slika XXX Iskop strojem bez štita

Početno stanje

Iskop Nosači stroja uvučeni

Završen jedan ciklus iskopa Nosači stroja izvučeni Skupljanje elemenata za razupiranje

Povlačenje tijela stroja naprijed Nosači stroja izvučeni

Izvlačenje elemenata za razupiranje Razupiranje

Iskop čvrste stijenske mase strojem bez štita. Vidi se idealan oblik iskopa i sidra koja služe sa stabilizaciju potencijalnih klinova Lesotho projekt


Slika XXX Iskop u vrlo kvalitetnoj stijenskoj masi koja je stabilna bez osiguranja. Jasno se vidi rasjed (prospekt tvrtke Kawasaki) Idelan iskop strojem krije opasnost prikrivanja klinova stijene koji se ograničeni prirodnim diskontinuitetima. Slika xxx Ispadanje klinova u kaloti i boku tunela koji je kopan krticom u čvrstoj stijenskoj masi

Diskontinuiteti oblikuju klinove u kaloti i boku tunela što je dovelo do ispadanja klinova. Ispadanje klinova ugrožava sigurnost ljudi i oprema te dovodi do zastoja u napredovanjau iskopa


U Hrvatskoj je ovaj tip stroja korišten za iskop dva tunela:

• Tunel za dovod pitke vode na Braču. (d=2,3 m.; L= 8,5 km; proizvođač stroja: Demag; 1971-1976)

• Tunel HE Zakučac 2 (proizvođač stroja: Robins, USA) Slika XXX Channel tunnel. Rijetko viđena slika stroja u podzemlju (Robbins, USA) (World Tunnelling, No Longer an Island, Europe of the End of the Tunnel)


13.3.1.2 Strojni iskop u teškim geološkim uvjetima (Machine drive in loose ground) Kada se radi o upotrebi strojava za iskop tunale u punom profilu onda se pod teškim geotehničkim uvjetima podrazumjevaju 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. 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) • Štit za iskop različitih geoloških formacija (Mixed face shield)

13.3.1.2.1 Hidroštit U literaturri se za ovaj način stabiliziranja čela iskopa koriste različiti termini:

• Slury shield, • Hydro shield, • Bentonite TBM.

Stabiliziranje čela iskopa bentonitnom suspenzijom u praksu uveli Japanci 1974. Od tada se ova tehnologija koristi vrlo uspješno. Transport iskopanog tla vrši se hidrauličkim putem pumpanjem mješavine bentonitne suspenzije i tla. Na površini se iskopani materijal izdvaja iz suspenzije te se suspenzija ponovo koristi. U inženjerskoj se praksi bentonitna suspenzija često naziva isplakom. Bentonitnu suspenziju čini mješavina bentonita, vode i aditiva. Bentonit je prirodna mješavina minerala u kojoj prevladavaju minerali smektitske grupe (najčešće montmorilonit). Tipičan problem kod upotrebe ovog stroja jekontrola količine iskopa.


Slika xxx Shematski prikaz hidroštita Slika XXX Hidroštitovi za iskop tunela ispod Tokijskog zaljeva (Trans-Tokyo Bay Highway, D=14,14 m (Kawasaki)). Rezni alat kod hidroštita (Teeth Cutter (Cemented carbide blade attached)).

1-Rezna glava 2-Štit 3-Hidraulika za potiskivanje

stroja 4-Segmenti podgrade 5-Pumpani beton 6-Transport mješavine tla i

isplake 7-Cjevovod s isplakom 8-Glavni pogon stroja 9-Radni prostor (prostor pod

tlakom mješavine tla i suspenzije koja održava stabilnost čela iskopa

10-Separator za razdvajanje tla i isplake

11-Rezervoar s isplakom 12.Deponij iskopanog

materijala

1

2 3 4 5

8

6

7

11

10

12

9


Slika xxx Stroj za iskop tunela u punom profilu Slika XXX Hidroštit u tvornici i nakon proboja tunela 13.3.1.2.2 Štit kod kojega iskopano tlo služi za stabiliziranje čela iskopa (EPB-Earth Pressure

Balanced shield) Ovu su tehnologija u praksu uveli Japanci. U Japanu se javljaju vulkanska tla koja su homogena i imaju sitne čestice što pogoduje primjeni ove tehnike bez posebne pripreme tla. U Europi se rijetko nađu ovakva tla koja bi mogla poslužiti za stabiliziranje čela tunela bez posebne pripreme jer prirodna tla nemaju dovoljnu fluidnost. Ako tlo nema dovoljnu fluidnost ono se mora pripremiti dodavanjem različitih polimera. Iz radnog prostora (working chambre) iskopani materijal se obično izvlači s pužnim transporterom (screw conveyers). Ova tehnologija korištena je u Lille-u, Lisabonu, Milanu. U Milanu je bio problem gubljenja bentonitne suspenzije. Kod većeg tlaka, u radnom prostoru može doći do prodora tla kroz pužni transporter. Tijekom iskopa tunela ispod rijeke Anacosta u Washingtonu, 1985. došlo je od prodora 27 m3 pijeska. U Japanu su na više projekata korištene klipne pumpe firme Putzmeister. Korištenjem pumpi moguće je izračunati količinu iskopanog tla te na taj način procjeniti dali se ostvaruje prekoprofilski iskop. Na ovaj način smanjuje se rizik koji prekoprofilski iskop nosi sa sobom.

Stroj za iskop tunela u punom profilu D=14,87 m Groene Hart Tunnel, Nizozemska; Željeznica Amsterdam-Rotterdam L=7.176 m Proboj: 17.01.2004. WT JanuaryFebruary 2004 Masa stroja: 1.900 t., duljina 120 m NFM tehnologies of France (Wirth group) Prodan Shanghai Tunnel Engineering company


Slika xxx Shematski prikaz EPB štita Slika XXX Transport iskopanog tla gumenim transporterima i pumpama Slika XXX EPB štit. Transport iskopanog materijala pumpama (prospekt tvrtke Putzmeister)

Kazalo: 1- Rezna glava 2-Štit 3-Hidraulika za potiskivanje stroja 4-Betonski segmenti podgrade 5-Pumpani beton 6-Pužni transporter 7-Gumeni transporter 8-Glavni pogon stroja 9-Radni prostor (prostor pod tlakom

tla koje održava stabilnost čela iskopa)

10-Dodavanje aditiva 9

1

2 3 4 5

8 6

7 10


13.3.1.2.3 Štit za iskop različitih geoloških formacija (Mixed Face Shields or Mixshield) Koriste se kod promjenjivih geoloških uvjeta. Stroj mora biti sposoban kopati sve geološke materijale kroz koje tunel prolazi. Treba naglasiti da je on ipak prvenstveno namjenjen iskopu tunela u tlu i nikada se ne koristi za iskop tunela koji cijelom dužinom prolazi kroz stijensku masu. Na reznoj se glavi nalaze diskovi koji se koriste za razaranje stijena a isto tako i rezni elementi koji se koriste kod hidroštita i EPB štita. Po konstrukciji je ovaj stroj identičan hidroštitu s tim što je opremljen čeljustima za drobljenje blokova stijene koji su preveliki za transport pumpama. Za stabilizaciju čela koristi se bentonitna suspenzija. Mješavina tla i suspenzije transportira se pumpama na površinu terena gdje se suspenzija odvaja od tla i vraća u sustav. Slika XXX Mixshield, Tunel ispod rijeke Elbe, Hamburg, 1998, D=14,2 m. Čeljusti za drobljenje

ulomaka stijena (prospekt tvrtke Herenknecht)


13.3.2 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)

13.3.2.1 Glodači (roadheader or tunnel miner) Ovaj tip stroja 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 XXX Glodač tvrtke Westfalia Lünen koji je Hidroelektra koristila za iskop tunele Chiffa i Harbil u Alžiru, 195-1993. Slika XXX Glodač u radu. Vide se tragovi zubiju na čelu tunela


13.3.2.2 Strojevi sa diskovima na pokretnoj glavi (mobile tunneller) Mobile tunneller koristi 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 XXX Mobile tunneler; Poprečni profil tunele izgrađenog ovim tipom stroja Stroj je originalno razvijen 1983 za iskop stijene jedneoosne tlačne čvrastoće od 150-430 MPa (Mount Isa). Druga je verzija korištena za iskop 1400 m tunele u stijeni čvrstoće 150-250 MPa (Pasminco). Proizvodi se različite širine. Najveći je problem stvara velika potrošnja diskova.


13.3.3 Raise borer Ovaj se način strojnog kopanja koristi uglavnom kod iskopa okana i tunala malog promjera (mikrotuneli). Iskop se uvjek vrši iz podzemne prostorije prema površini terena ili prema drugoj podzemnoj prostoriji koja se nalazi na višem nivo. Kada se radi o strojnom iskopu, iskopu uvijek prethodi izrada pilot bušotine za smještaj osovine kojom se rotacija sa stroja prenosu na reznu glavu. Iskopani materijal pada na niži nivo. Slika XXX Raise borer tehnika iskopa okana (prospekti tvrtke Sandvik i Skanska) 13.3.4 Blind shaft borer (bušenje) Kod ove se tehnike koristi sličan stroj i rezna glava kao kod raise borer tehnike. Razlukuju se po tome što se iskop u ovom slučaju vrši prema dolje. Transport iskopanog materijala vrši se zračnim transportom kroz osovinu. Slika xxx Blind shaft borer tehnika gradnje okna (prospekti tvrtke Sandvik)


13.4 Iskop rezanjem stijena (chain saw machines) Primjena: •Mekane i srednje tvrde stijene Prednosti: •Nema vibracija od miniranja •Nema velike buke •Mali prekoprofilski iskop •Malo poremećenje stijene 13.5 Iskop hidrauličkim čekićima i hidrauličkim lopatama Iskop hidrauličkim lopatama uglavnom podrazumjeva ručni iskop glinovitih stijena niske čvrstoće (tvrda tla-mekane stijene) kojes e mogu kopati na ovaj način. Slika XXX Iskop hidrauličkim lopatama pod zaštitom otvorenog štita; Indeco MES 7000 čekić na Fiat-Hitachi bageru Željeznički tunel Col Albani u Italiji (WT, September, 1997) 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 izbjagava miniranje stijenske mase.


13.6 Iskop bagerima Bageri se tradicionalno koriste za iskop mekših stijena i tvrdih tala. Slika XXX Iskop bagerom u tunelu Moffat (U.S.A.); Bager prilagođen iskopu tunela Slika XXX Iskop bagerom pod zaštitom otvorenog štita (WT, August 1997); Otvoreni štit s pločama za stabiliziranje čela iskopa Slika xxx Kombinirani iskop bagerom i hidrauličkim čekićem u tunelu Sv. Rok

1

3 2


13.7 Hidrauličko razaranje stijena (splitting) Princip hidrauličkog frakturiranja stijene pri izradi tunela prikazan je na donjim slikama. Slike prikazuju tehnologiju japanske tvrtke Fujima Corporation. Ova se tehnologija koristi u uvjetima kada vibracije tijekom iskopa moraju biti svedene ana minimalnu mjeru zbog opasnosti od oštećenja okolnih objakata ili zbog opasnosti da se inicara odron stiejnskoj blokova na površini terena. Stijenska masa u okolini tunala nije oštećena radovima u tunelu što je vrlo povoljno za stabilnost tunela. Slika XXX Iskop tunela hidrauličkim frakturiranjem na jednoj lokaciji u Japanu (Fujita Corporation) Slika XXX Zarezi dijele stijenu na blokove koji će biti hidraulički frakturirani. Vide se tragovi konturnih zareza koji formiraju gotovo idealan oblik tnela. (Fujita Corporation)

• Za izradu zareza korištena krunica promjera 102 mm

• Bušotine unutar bloka imale su promjer 54 mm

• dužinabušotina: 1,1 m • Dužina sonde: 1,0 m • Stijenska masa: granit jednoosne

tlačne čvrstoće 200 MPa


Slika XXX Tehnologija iskopa hidrauličkim frakturiranjem (Fujita Corporation)

Obilježavanje

Izrada zareza kontinuiranim bušenjem

Razaranje stijene vodom pod visokim tlakom

Sekundarno razaranje hidrauličkim čekićem

Izradom zareza (slots), oblikuju se blokovi stijene (u ovom slučaju 6 blokova). Zarezi se izvode kontinuiranim bušenjem rupa na način da jedna preklapa drugu. Da bi se to moglo izvesti, bušaći pribor (boring bit) mora biti čvrsto vođen sa posebnom vodilicom ( SAB- road, Spining Anti-Bond). Zarezi će omogućiti razaranje stijene hidrauličkim frakturiranjem

U svakom od blokova izbuši se veliki broj bušotina u koje se umaće gumane sonde. Visokotlačnim pumpama sonde se napune vodom pod tlakom što razara stijenu. Istovremeno se koristi do 20 sondi kje su priključene na dvije hidrauličke jedinice.

Kako raspucala stijena nije prilagođena uobičajenim načinima utovara (bager, utovarivač), ona se mora sekundarno usitniti što se obično postiže upotrebom hidrauličkih čekića.

Na čelu tunela obilježe se zarezi (slots) i bušotine. Zarezi podjele čelo na željeni broj blokova (u ovom slučaju 6 blokova).


13.8 Korištenje ekspanzivnih materijala za razaranje stijena (non explosive demolition) Često se za sekundarno razaranje stijena koristi svojstvo nekih amterijala da povećavaju volumen kada dođu u dodir s vodom. Još su se davno u kamenolomima korsistili drveni klinovi koji bi se u suhom stanju stavljali u bušutine. 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.

Kalcijev oksid hidratacijom prelazi u kalcijev hidroksid pri čemu mu se povećava volumen. Mehanizam hidratacije: CaO+H2O= Ca(OH)2 + 15,6 Kcal/mol 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 sredsvu. Slika XXX Punjenje bušotina plastičnim bubrivim materijalom; Fragmentirana stijena


Slika XXX Brzina bubrenja dva tipa bubrivog materijala tvrtke Yoshizawa iz Japana (1MPa=10 kg/cm2); Primjer fragmeniranja stijenskog bloka 13.9 Klasifikacije stijenskih masa s obzirom na mogućnost kopanja Istraživanja stijenske mase pri gradnji nekog objekta uglavnom su usmjerena ka rješavanju problema njihove stabilnosti tijekom građenja i eksploatacije. Međutim, svakodnevno se susrećemo s problemom kopanja (razaranja) stijenske mase koji vrlo često postaje značajniji od problema stabilnosti. Tipični primjeri su problemi iskopa u urbanim sredinama gdje se ne mogu primjeniti tehnike miniranja zbog njihovog štenog djelovanja na ljude i susjedne objekte. Iskopi uz naftovode, plinovode, vodovode kao i iskop druge tunelske cijevi u uvjetima prometa kroz prvu, često isključuju miniranje kao način razaranja stijene. U ovim prilikama se pristupa strojnom iskopu. Miniranje je uglavnom efikasno u stijenskim masama vrlo različitih geoloških i geotehničkih svojstava. Međutim, u slučaju uporabe strojeva treba biti vrlo obazriv kako bi se izbjegle situacije koje obično završe na sudu. Naime, efikasnost uporabe odabranog stroja ovisi o brojnim svojstvima stijenske mase što se obično zaboravlja, a vrlo često oni koji odabiru strojeve (najčešće izvoditelji) malo znaju o ovoj problematici. Tehnološki razvoj strojeva omogućio je efikasno korištenje strojeve i u sredinama koje su nekada bile predodređene isključivo za miniranje. Na žalost, u praksi se i danas ponekad pozivamo na Privremene tehničke propise iz 1957. godine u kojima se govori o iskopu ašovom, pijukom, trnokopom, ćuskijama, uporabi baruta i slično, dok je za iskop čvrste stijene predviđeno isključivo miniranje. Pozitivan pomak napravljen je u Općim tehničkim uvjetima za radove na cestama, u kojima se govori o tri kategorije tla kod širokog iskopa (OTU, 2001). U ovom je poglavlju naglasak dan na iskope vezane uz građevinske zahvate. Kada se radi o rudarskim iskopima, treba znati da se tu radi o količinama i prostranstvima koje se građevinarstvu gotovo nikada ne pojavljuju. Masovnost iskopa i velike površine zahvaćene iskopom, rudarima otvaraju mogućnost uporabe strojeva koji se u građevinarstvu ne koriste (veliki bageri vedričari, veliki rotorni bageri i slično). Kod procjene mogućnosti kopanja neke stijenske mase moraju se u vidu imati dvije glavne komponente: svojstva stijene (stijenske mase) i svojstva stroja. Povećanjem snage stroja (na primjer-težina hidrauličkog čekića) otvara se mogućnost efikasnog kopanja i one stijenske mase koju lakši hidraulički čekić ne može kopati. Danas su opće prihvaćene dvije osnovne metode pri procjeni efikasnosti uporabe nekog stroja u određenoj geološkoj formaciji:

1. direktne metode kod kojih se vrši probni iskop odabranim strojem na lokaciji gdje će se vršiti iskop,


2. indirektne metode kod koji se procjenjuje efikasnost odabranog stroja na osnovi poznavanja geoloških i geotehničkih svojhtava stijenskih msa.

Direktne metode su vrlo efikasne ali se u građevinskoj praksi rijetko koriste. Češće se koriste u rudarstvu s obzirom na velike količine iskopanog materijala. Indirektne metode su izazov kako za getehničare i geologe tako i za proizvođače opreme. U nastojanju da se broj neugodnih iznenađenja svede na najmanju moguću mjeru, razvijeni su različiti klasifikacijski sustavi koji trebaju pomoći u sveobuhvatnom opisu i definiranju parametara stijenskih masa bitnih za efikasno kopanja (razaranje). 13.9.1 Regulativa u građevinskoj praksi Građevinska norma GN 200, donesena odmah nakon Drugog svjetskog rata, sve geološke formacije dijeli u sedam «kategorija zemljišta». Ova je norma odavno prevaziđena i potpuno neprimjerena novim tehnologijama iskopa. Nažalost, svjedoci smo da se još i danas projektanti pozivaju na normu u kojoj se govori o iskopu ašovom, pijukom, trnokopom, ćuskijama, upotrebi baruta i slično. OTU za radove na cestama (2001), široki iskop djeli u tri kategorije. Kategoriji A pripadaju sve čvrste stijene koje se razaraju isključivo miniranjem. Tlo iz kategorije C može se kopati bagerom, buldozerom i slično dok se u kategoriji B nalaze slabe stijene koje se mogu kopati strojevima uz djelomično miniranje. U ovim Uvjetima još uvijek se rabe neki stari, nestručni, termini kao što su ilovača, kamenita tla, zdravo stanje stijene i slično. Iz opisa pojedinih kategorija se može vidjeti da je ova kategorizacija temeljena na sljedećim elementima: litološkom opisu, kvalitativnoj procjeni mehaničkih svojstava i površnom opisu inženjerskogeoloških značajki stijenske mase. Niti jedan od parametara u kategorizaciji nije kvantificiran. Zato nije ni čudo što se, vrlo često, izvoditelji radova spore sa investitorima oko kategorije iskopa. OTU (2001) opisuje kategorije stijene na ovaj način: Pod materijalom kategorije “A” razumijevaju se svi čvrsti materijali, gdje je potrebno miniranje kod cijelog iskopa. Toj skupini pripadaju sve vrste čvrstih i veoma čvrstih kamenih tala kompaktnih stijena (eruptivnih, metamorfnih i sedimentnih) u zdravom stanju, uključujući i moguće tanje slojeve rastresitog materijala na površini, ili takve stijene s mjestimičnim gnijezdima ilovače i lokalnim trošnim ili zdrobljenim zonama. U ovu se kategoriju ubrajaju i tla koja sadrže više od 50% samaca većih od 0,5 m3, za čiji je iskop također potrebno miniranje. Pod materijalom kategorije “B” razumijevaju se polučvrsta kamenita tla, gdje je potrebno djelomično miniranje, a ostali se dio iskopa obavlja izravnim strojnim radom. Toj skupini materijala pripadaju: flišni materijali, uključujući i rastresiti materijal, homogeni lapori, trošni pješčenjaci i mješavine lapora i pješčenjaka, većina dolomita (osim vrlo kompaktnih), raspadnute stijene na površini u debljim slojevima s miješanim raspadnutim zonama, jako zdrobljeni vapnenac, sve vrste škriljaca, neki konglomerati i slični materijali. Pod materijalom kategorije “C” podrazumijevaju se svi materijali koje nije potrebno minirati, nego se mogu kopati izravno, upotrebom pogodnih strojeva - buldozerom, bagerom, ili skreperom. U ovu kategoriju spadala bi:

• sitnozrnata vezana (koherentna) tla kao što su gline, prašine, prašinaste gline (ilovače), pjeskovite prašine i les,

• krupnozrnata nevezana (nekoherentna) tla kao što su pijesak, šljunak odnosno njihove mješavine, prirodne kamene drobine - siparišni ili slični materijali,

• mješovita tla koja su mješavina krupnozrnatih nevezanih i sitnozrnatih vezanih materijala. 13.9.2 Svojstva stijene i stijenske mase bitna za procjenu mogućnosti kopanja


Razaranja stijene alatima prikazanim na slici XXX, komplaksan je proces. Pri odabiru stroja za konkretan slučaj iskopa, postavljaju se sljedeća pitanja:

• koji će biti učinak stroja, • koji rezni alat je nabolji, • koji je najbolji položaj reznog alata na glavi stroja, • kako potrošnju reznog alata svesti na minimum, • kako izbjeći oštećenja nosača reznog alata, • kako vibracije svesti na minimum.

Pri odabiru adekvatne tehnologije iskopa mora se voditi računa o stijenskoj masi kao sustavu koji se sastoji od intaktne stijene i diskontinuiteta te o činjenici da je stijenska masa anizotropna, nehomogena i prirodno napregnuta. To se vrlo često zanemaruje te je do danas zadržan pragmatičan pristup empirijske procjene brzine razaranja na osnovi poznavanja jednoosne tlačne čvrstoće stijene. Ovaj pristup je u praksi ponekad imao uspjeha zbog povezanosti čvrstoće s ostalim mehaničkim svojstvima stijene ali se najčešće pokazuje kao potpuno krivi jer zanemaruje inženjerskogeološka svojstva stijenske mase. Strukturna i druga svojstva stijenske mase te petrografska svojstva stijene, često su za iskop bitnija od čvrstoće intaktne stijene. U praksi se stijena izrazito visoke jednoosne tlačne čvrstoće kopa vrlo efikasno ako je intenzivno ispucala (više skupova s malim razmakom diskontinuiteta). S druge strane, stijena povoljne čvrstoće teško će se kopati ako je masivna, s malo diskontinuiteta. Thuro i dr. (2002) prikazuju parametre stijene i stijenske mase bitne za definiranje svojstava stroja i potrošnju reznog alata (tablica XXX). Mineralni sastav i intaktna stijena kontroliraju tzv. osnovnu mogućnost kopanja, a stijenska masa kontrolira opću mogućnost kopanja (Thuro i dr. 2002). Slika XXX Princip rada najčešće korištenih reznih alata s naznakom jednoosnih tlačnih čvrstoća stijena koje je moguće razarati (Hudson i Harrison, 2000)

Zubi glodača σu<70 MPa

Žrvanjska kruna σu=275-415 MPa

Mlaz vode σu=sve čvrstoće

Diskovi σu=70-275 MPa


Tablica XXX. Parametri bitni za definiranje svojstava stroja i potrošnju reznog alata (Thuro i dr. 2002)

Parametri intaktne stijene određeni u laboratoriju Parametri bitni za Jednoosna tlačna čvrstoća UCS (MPa) stroj (rezni alat) Rad razaranja po jedinici volumena Wz (kJ/m3) stroj (rezni alat) Modul elastičnoati E (GPa) (stroj) (rezni alat) Vlačna čvrstoća (MPa) stroj (rezni alat) Suha gustoća, poroznost D(g/cm3), P(%) stroj rezni alat Ekvivalentni sadržaj kvarca Equ (%) rezni alat Indeks abrazivnosti stijene RAI=Equ x UCS rezni alat Paremetri čije se utjecaj još uvijek ne može kvantificirati Primarna (in situ) naprezanja σ1; σ2; σ3 stroj (rezni alat) Dotok vode i kemizam vode Q (m3/s), kemijski sastav stroj (rezni alat) Bubrenje stijena (deformacija, naprezanja) h(%),σ (MPa) stroj (rezni alat) Parametri stijenske mase Razmak diskontinuiteta Stupanj ispucalosti

Razmak diskontinuiteta (cm) RQD (%) stroj

Anizotropija, Folijacija Kut (0) u odnosu na os tunela ili orijentaciju kosine stroj

Parametri koji se mogu kvantificirati indirektnim metodama Stupanj uklještenja UCS, RAI stroj rezni alat Kvalitet cementacije UCS, RAI stroj rezni alat Stupanj trošenja i hidrotermalna alteracija Suha gustoća, porozitet stroj rezni alat Utjecaj stijena osjetljivih na vodu Udio glina stroj (rezni alat) Utjecaj nehomogenosti stroj rezni alat (zagradom je naglašen indirektan utjecaj)

13.9.3 Klasifikacijski sustavi Klasifikacijski sustavi stijenskih masa za procjenu efikasnosti kopanja nekim strojem, mogu se podijeliti u dvije skupine: (a) sustavi koji su prvenstveno namijenjeni za procjenu stabilnosti tunela (RMR-Rock-Mass Rating, Bieniawskog i Q sustav Bartona) i (b) sustavi razvijeni samo za probleme kopanja (razaranja). Logično je nastojanje da se opće prihvaćene RMR (Bieniawski, 1976; 1989) i Q klasifikacija (Barton i dr. 1974) koriste za procjenu mogućnosti kopanja. Tako je Weaver još 1975 napravio modifikaciju RMR klasifikacije za procjenu podobnosti ripanja stijenske mase. Američka vojska preporuča ju kao prihvatljivu (U.S. Army Corps of Engineers, 1983). U ovoj klasifikaciji Weaver posebnu važnost daje brzini seizmičkih valova i razmaku diskontinuiteta. Caterpillar je iskoristio ovu klasifikaciju za odabir snage buldozera prema ukupnom zbroju bodova Weaver-ove klasifikacije. Brojni su i drugi pokušaji korištenja Q i RMR klasifikacije u originalnim i modificiranim oblicima. Nažalost niti jedna od njih nije široko prihvaćena. Publicirani su rezultati brojnih istraživanja rezultat kojih je modifikacija postojećih klasifikacija kako bi se mogle koristiti kod problema kopanja


Tablica 3.2 Mogućnost ripanja u funkciji brzine seizmičkih valova za buldozer Caterpillar D10

(Caterillar, 1983; Hudson i Harrison, 2000)

Površinsko tlo Glina Morenski materijal Magmatske stijene

Granit Bazalt Žične stijene

Sedimentne stijene Šejl Pješčenjak Prahovnjak Glinjak Konglomerat Breča Kaliće Vapnenac

Metamorfne stijene Škriljavac Slejt

Minerali i rude Ugljen Željezna rudača

U Catterpilaru su zaključili da će se mogućnost ripanja dobro procjeniti na osnovi seizmičkih brzina ako već postoji korelacija brzine i postignutih učinaka u istoj stijenskoj masi. Oni su izradili dijagrame za procjenu mogućnosti kopanja buldozerima DL8 (250kW), DL9 (343 kW) i D10 (522 kW) . Kod širokih (površinskih) iskopa, mnogi istraživači značajnu ulogu daju brzini prostiranja seizmičkih valova. Srednja seizmička brzina ovisi o čvrstoći stijene, uslojenosti, stupnju ispucalosti, stupnju trošenja, dakle o svim faktorima koji direktno određuju učinkovitost ripanja. Općenito, manje brzine ukazuju na bolju efikasnost ripanja. Međutim, samo srednja brzina seizmičkih valova ne korelira dobro s mogućnošću ripanja. Na primjer, trošan ili slabo ispucali granit koji se teško ripa ima slične brzine kao i prahovnjak koji se lako ripa. Kod nas je česta pojava okršenih površinskih zona u kojima su brzine male a mogućnost ripanja zanemariva. Basarir i Carpuz (2004) daju klasifikacijsku sustav za pogodnost ripanja lapora u rudnicima lignita. (marl type cola measure rocks). Istraživanja su proveli na šest rudnika lignita u Turskoj. Klasifikacijski sustav se temelji na svojstvima stijenske mase i intaktne stijene, učincima ripanja na terenu i specifičnoj energiji stijena (specific energy values of rocks). Svojstva stijenske mase opisana su s četiri parametra: jednoosnom tlačnom čvrstoćom, brzinom seizmičkih P valova, razmakom diskontinuiteta i tvrdoćom određenom Schmidtovim čekićem. Svako svojstvo je bodovano posebno a klasa ripabilnosti se određuje na osnovi ukupnog broja bodova (tablica XXX).

Brzina prostiranja seizmičkih valova km/s

0 1 2 3

Pogodno za ripanje Zanemariva mogućnost ripanja Ripanje nije moguće


Tablica XXX Ripability rating chart (Basarir i karpuz, 2004)

Klasa Parametar 1 2 3 4 5 Brzina P-valova, m/s 0-800 800-1000 1000-2000 2000-2500 >2500 Bodovi 0-5 5-15 15-20 20-30 30 Indeks čvrstoće u točki, MPa <0,1 0,1-0,5 0,5-1 1-2 >2 Jednoosna tlačna čvrstoća, MPa <5 5-15 15-25 25-45 >45 Bodovi 0-5 5-18 18-25 25-35 35 Srednji razmak diskontinuiteta, m <0,50 0,5-1 1-1,5 1,5-2,5 >2,5 Bodovi 0-3 3-10 10-14 14-20 20 Tvrdoća određena Schmidtovim čekićem <15 15-35 35-45 45-50 >50 Bodovi 0-2 2-7 7-10 10-15 15

Specifična energija određuje se u laboratoriju na blokovima stijene i predstavlja rad potreban za iskop jediničnog volumena stijene. Ovo je uobičajeni način za procjenu djelotvornosti stroja sa pokretnom glavom i stroja za iskop tunela u punom profilu (krtica). Kako za određivanje specifične energije treba imati na raspolaganju posebnu laboratorijsku opremu, Basarir i Carpuz (2004) daju korelaciju specifične nergije i jednoosne tlačne čvrstoće u sljedećem obliku SE=0,2UCS+2,41 (MPa) Cjelokupan klasifikacijski sustav za procjenu podobnosti ripanja stijenske mase prikazan je u tablici XXX. Uvođenje koncepta specifične energije u ovaj sustav je glavni doprinos ovog sustava u odnosu na druge slične sustave. Tablica XXX Klase ripabilnosti lapopra (Basarir i karpuz, 2004)

D8 D9 D10 D11 Klasa Bodovi

Specifična energija, MJ/m3

Učinak, m3/h

Assessed class

Učinak, m3/h

Assessed class

Učinak, m3/h Assessed class

Učinak, m3/h Assessed class

1 0-20 <3,75 >1300 Vrlo lako >1500 Vrlo lakoa >6000 Vrlo lakoa >100000 Vrlo lakoa

2 20-55 3,75-5,25 900-1300 Lako 1000-1500

Lako 4300-6000 Vrlo lakoa 7000-10000 Vrlo lakoa

3 55-70 5,25-7,00 400-900 Srednje 450-1000 Srednje 1900-4300 Vrlo lakoa 3000-7000 Vrlo lakoa

4 70-85 7,00-9,00 250-400 Teško 285-450 Teško 1200-1900 Lako 2000-3000 Vrlo lakoa

5 85-95 >9,00 <250 Vrlo teškob

<285 Vrlo teškob

<600 Teško <8000 Lako

6 95-100 - 0 Miniranje 0 Miniranje <150 Vrlo teškob

<250 Teško

a U ovim slučajevima, upitno je koristiti dozere D10 i D11, pošto će i i D8 biti visoko djelotvoran b Na ovim terenima nema potrebe koristiti dozere D8, D9 i D10, jer će svi imati vrlo slab učinak 13.10 Literatura Babendererde, S., Babendererde L., 1996, Tunnel Boring Machines, Balkeme, p. 130, 260 p.

Babendererde, S., Babendererde L., 1996, Tunnel Boring Machines, Balkeme, p. 130, 260 p. (Wagner H., Schulter, A., editors)

Barla, G., Pelizza, S., TBM tunnelling in difficult ground conditions

Barton, N., 2000, TBM Tunnelling in Jointed and Faulted Rock, Balkema, 172 p.

Barton, N.R., Lien, R. and Lunde, J. 1974. Engineering classification of rock masses for the design of tunnel support. Rock Mech. 6(4), 189-239.

Basarir, H., Karpuz, C., A Rippability classification system for marls in lignite mines, Engineering geology 74 (2004) 303-318.

Bieniawski Z.T. 1989. Engineering Rock Mass Classifications. Wiley, New York.

Božić, B., 2001, Minerski priručnik, Izdavač: dr.sc. Branko Božić, 122 str.


Caterpillar. 2000. Handbook of Ripping, 7th ed. Catterpillar Tractor Co., Peoria, III., 1983.

GN 200. Prosečne norme u građevinarstvu, II deo, Niskogradnja, Norma 200-Zemljani radovi i sondaže.

Hanamura, T., 1996, State of the Art of the Japanese TBM Technology, New Developments, Tunnel Boring Machines, Balkeme, p. 130, 260 p. (Wagner H., Schulter, A., editors)

Herrenknecht, M., 1998, Inovation in Machine driving tunnelling by M., WT March 1998, pp. 79-80)

Hudson, J.A. and Harrison J.P. 2000. Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles, Pergamon.

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Tests, (1978), Suggested Methods for the Quantitative description of Discontinuities in Rock Masses, In: Int. Your. Rock Mech. Min. Sci. and Geomech. Abstr. Vol. 15, pp 319-368.

Izvještaj o kategoriziranju stijenske mase na zelenom otoku 2 u zračnoj luci Dubrovnik, 2003, Dokumentacija Instituta građevinarstva Hrvatske (Autori: Ivan Vrkljan i želimir Ortolan)

Kolić, D., Hörlein, N., Steiner, H., 2006, Tunel za instalacije ispod glavnog kolodvora u Grazu, Austrija Priopćenja 4. Savjetovanja HGD-a, Ojačanje tla i stijena, Opatija, 5.-7. listopada 2006.

Konda, T., Shield Tunnelling Method Kramadibrata, S., 1996, The influence of rock mass and intact rock properties on the design of surface

mines with particular reference to the excavatability of rock, PhD thesis, School of Civil Engineering, XXXX

Krsnik, J., 1989, Miniranje, Rudarsko-geološko-naftni fakultet Svaučilišta u Zagrebu, 179 str.

Microtunnelling by. Paul Hayward, WT March 1997, pp.77-81)

OTU. 2001. Opći tehnički uvjeti za radove na cestama knjiga II – Zemljani radovi, odvodnja, potporni i obložni zidovi, Hrvatske ceste - Hrvatske autocest, Zagreb.

Rock Mechanics in Japan, Vol. VI, 1991. str. 59) Thuro, K., Plinninger, R.J. and Spaun G. 2002. Drilling, Blasting And Cutting – Is it Possible to Quantify

Geological Parameters Relating to Excavatability? Engineering Geology for Developing Countries - Proceedings of 9th Congress of the International Association for Engineering Geology and the Environment. Durban, South Africa, 16 - 20 September 2002 - J. L. van Rooy and C. A. Jermy, editors.

U.S. Army Corps of Engineers. 1983. Rock Mass Classification Data Requirements For Rippability, CECW-EG Washington, DC 20314-1000 ETL 1110-2-282; Technical Letter No. 1110-2-282 30 June 1983, Engineering and Design.

Vervoort, A., De Wit, K., 1997, Use of rock Mass Classifications for Dreging, Int. J. Rock Mech. Min. Vol.34, No 5, pp.859-864.

Ivan Vrkljan

14 Stabilnost kosina i potporne građevine

Ovim poglavljem želi se čitatelje upoznati s okruženjem u kojem je nastala znanstvena i inženjerska disciplina- inženjerska mehanika stijena. Također

se želi pokazati pozicija inženjerske mehanike stijena u odnosu na druge srodne discipline-mehaniku stijena, mehaniku tla, stijensko inženjerstvo,

inženjersku geologiju. Daju se i osnovni podaci o Međunarodnom društvu za mehaniku stijena i Hrvatskoj udruzi za mehaniku stijena.

14-Stabilnost kosina i potporne gradevine.doc


14 Stabilnost kosina i potporne građevine

14.1 Uvod.................................................................................................................................3 14.2 Mehanizmi loma kosina .....................................................................................................3 14.3 Faktor sigurnosti kod metoda graničnog ravnotežnog stanja..................................................4 14.4 Ravni lom .........................................................................................................................9

14.4.1 Analiza ravnog loma ................................................................................................11 14.5 Lom po zakrivljenoj plohi ................................................................................................19

14.5.1 Faktor sigurnosti ......................................................................................................20 14.5.2 Analiza statičke određenosti .....................................................................................21 14.5.3 Metode koje pretpostavljaju kržnu plohu loma ...........................................................25

14.5.3.1 Bishopova metoda ...............................................................................................25 14.5.3.2 Aproksimativna metoda lamela.............................................................................29 14.5.3.3 Dijagrami kružnog loma Hoeka i Braya.................................................................29

14.5.4 Metode koje pretpostavljaju nepravilnu plohu loma....................................................35 14.5.4.1 Janbuova metoda .................................................................................................35


14 Stabilnost kosina i potporne građevine 3

14.1 Uvod 14.2 Mehanizmi loma kosina Lom kosina dešava se po jednom od sljedeća dva modela: • Slika xxx (a) prikazuje nestabilnost stijenske mase koja se ponaša kao ekvivalentni kontinuum • Slika xxx (b) prikazuje nestablnost stijenske mase koja se ponaša kao diskontinuum. Slika xxx Modeli loma kosine. (a) stijenska masa ponaša se kao ekvivalentni kontinuum (b) stijenska masa ponaša se kao diskontinuum Postoji i međuslučaj kada ploha loma prolazi djelomično kroz stijensku masu koja se ponaša kao ekvivalentni kontinuum a djelomično slijedi plohu (plohe) diskontinuiteta. Većina lomova u tlu dešava se po modelu koji opisuje lom kontinuuma dok je većina klizanja u stijenskoj masi posljedica nepovoljne orijentacije diskontinuiteta. U stijenskoj masi ploha loma uglavnom prati diskontinuitete pošto je njihova čvrstoća neuporedivo niža od čvrstoće intaktne stijene. U mediju koji se ponaša kao homogeni kontinuum ploha loma prolazi kroz točke najvećeg posmičnog naprezanja. U stijenskoj masi koja se ponaša kao diskontinuum, ploha loma slijedi mjesta najmanje posmične čvrstoće. Na relativno blago nagnutim kosinama (Ψf<450) u slaboj stijeni i tlu formirat će se zakrivljena klizna ploha (kružna kao specijalan slučaj općenito zakrivljene klizne plohe). Na strmijim kosinama klizna ploha je skoro ravna. Četiri osnovna modela netabilnosti stijenske mase prikazani su na slici xxx.

(a) (b)


Model loma kosine Primjer Napomena

Lom

po

zakr

ivlje

noj

ploh

i (c

urvi

linea

r slip

)

Lom

po

kruž

noj p

lohi

je

spe

cija

lan

sluč

aj

ovog

mod

ela

lom

a

Rav

ni lo

m

(Pla

ne fa

ilure

)

Dis

kont

inui

tet r

eba

biti

prib

ližno

par

alel

an

ploh

i kos

ine

(±20

0 )

Klin

asti

lom

(w

dge

failu

re)

Pre

vrta

nje

(to

pplin

g)

N

e m

ože

se a

naliz

irati

stab

ilnos

t m

etod

ama

gran

ično

g ra

vnot

ežno

g st

anja

Pored ova četiri osnovna modela loma, treba spomenuti i odron (rockfall) koji stvara velike probleme naročito na prometnicama

Slika 2.2 Četiri osnovna modela loma kosine 14.3 Faktor sigurnosti kod metoda graničnog ravnotežnog stanja Uvjeti graničnog ravnotežnog stanja (condition of limiting equilibrium) opisuju stanje u kojem su sile koje nastoje izazvati klizanje (sile poremećenja, driving force, disturbing force) uravnotežene silama koje se suprotstavljaju klizanju (otporne sile, resisting force). Kako bi se mogla iskazati stabilnost kosina koje


nisu u stanju granične ravnoteže uveden je indeks koji se uobičajeno naziva faktor sigurnosti (factor if safety). Faktor sigurnosti može se definirati kao odnos otpornih sila i sila poremećenja. Slika xxx Analiza stabilnosti bloka na nagnutom diskontinuitetu Slika xxx prikazuje blok stijene na nagnutom diskontinuitetu. Na blok djeluju sljedeće sile: • Vlastita težina bloka (W) • sila koje je posljedica tlaka vode u vlačnoj pukotini (V) • sila koje je posljediva tlaka vode na kliznoj plohi (U) • Sila prednapinjanja sidra (T) • Otporna sila na kliznoj plohi (R) Granično stanje ravnoteže definirano je sljedećim odnosom:

( ) φβψβψ tansincoscossin TUWcATVW +−+=−+ ili

( ) φθψθψ tancoscossinsin TUWcATVW +−+=−+

Jedna komponenta sile sidrenja reducira sile poremećenja. Druga njena komponenta povećava normalnu silu na kliznu plohu te na taj način i otpornu silu (R). Najmanja sila sidrenja potrebna za stabiliziranje bloka ima položaj definiran kutem

β=Ф gdje je Ф-kut trenja. Faktor sigurnosti sidrenog bloka na nagnutom diskontinuitetu definiran je jednadžbom:

( )θψ

φθψsinsin

tancoscosTVWTUWcAF

−++−+

=

Ova jednadžba je korektna za uvjete graničnog ravnotežnog stanja (F=1). Za drge vrijednosti F postoje neki teorijeki problemi koji će se raspraviti u nastavku. Faktor sigurnosti veći od jedan pokazuje da je blok stabilan.

V

W

W cos ψ

W sin ψ

R

ψ

β θ

ψ

U T


Faktor sigurnosti može se povećati: • smanjenjem tlaka vode u vlačnoj pukotini i na kliznoj plohi, • povećenjem sile sidrenja. Kao što se vidi, smanjenjem vlastite težine smanjuju se i otporna sila i sila koja nastoji izazvati klizanje. Zato utjecaj težine na faktor sigurnosti treba pažljivo analizirati za svaki poseban slučaj. Faktor sigurnosti kod metoda graničnog ravnotežnog stanja može se izračunati za sljedeće modele loma: • Lom po zakrivljenoj plohi loma (curvilinear slip) • Ravni lom • Klinasti lom Na naprijed opisan način ne može se izračunati faktor sigurnosti za slučajeve: • prevrtanja, • odrona. U gornjoj jednadžbi faktor sigurnosti za sidrenu kosinu definiran je je kao:

θsinTporemcenjaSilesileOtporneF−

=

gdje je T sila sidrenja. To znači da je pretpostavljeno da sila T umanjuje sile poremećenja. Međutim, djelovanje sile sidrenja moguće je uključiti na način da ona povećava otporne sile.

poremcenjaSileTsileOtporneF θsin+

=

Ove dvije jednadžbe daju različite rezultate. Koju od njih koristiti?. Londe preporuča da je opravdano koristiti prvu jednadžbu kada se koristi aktivno sidro (sidro je prednapregnuto prije nego se desi bilo kakav pomak). Kod pasivnog sidra (sidro nije prednapregnuto već samo injektirano) otporna sila javlja se tek nakon što se pomak desio. U ovom slučaju Londe smatra da je druga jednadžba primjerenija.


Slika xxx Aktivno i pasivno sidro Za nesidrenu kosinu sa jasno izraženim kritičnim diskontinuitetom i izmjerenim piezometarskim nivoima, sa dosta pouzdanosti se mogu izračunati sile poremećenje 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 T. I tlak vode na kliznoj plohi ovisi o pokretima i može se smanjivati ili povećavati ovoisno 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. Londe preporuča da se za tipične probleme koriste sljedeće vrijednosti parcijalnih faktora sigurnosti:

T

Aktivno sidro

T

Pasivno sidro

T


Parametar Parcijalni faktor sigurnosti

Naziv Oznaka

karakteristične vrijednsoti

Oznaka Vrijednost Proračunska

vrijednost parametara

Kohezija c fc 1,5 cd=c/fc Kut trenja tanΦ fΦ 1,2 tanΦd=tanΦ/fΦ

Porni tlak u fu 2,0 ud=ufu

Težine i sile W fw 1,0 Wd=Wfw

Napoemne: Eurokod 7, parcijalne faktore sigurnosti naziva parcijalnim koeficijentima Faktori koji odgovaraju otpornim silama (fc i fΦ) su faktori umanjenja (karakteristična vrijednost kohezije i kuta trenja se djeli s vrijednosti parcijalnog faktora sigurnosti) Razmotrimo slučaj bloka na nagnutom diskontinuitetu. Stanje granične ravnoteže definirano je izrazom:

( ) φβψβψ tansincoscossin TUWcATVW +−+=−+ Koristeći parcijalne faktore sigurnosti iz gornje tabele, ova jednadžba dobiva oblik:

( )2,1

tansin2cos5,1

cos2sin φβψβψ TUWAcTVW +−+=−+

Ako se gornja jednadžba rješi po T dobije se potrebna sila sidrenja

βφβ

φφψψ

cos2,1

tansin

5,12,1tan22

2,1tancossin

+

−++

−

=AcUVW

T

U nekim slučajevima, pristup koji preporuča Londe i pristup s jedinstvenim faktorom sigurnosti, dat će vrlo različite vrijednosti sile sidrenja (sile se mogu razlikovati dva puta). (Hoek i Bray, 1977). Hoek i Bray (1977) (p.396) preporučaju da se za sidrenu kosine koristi Londeov pristup s parcijalnim faktorima sigurnosti za izračunavanje potrebne sile sidrenja.


Primjer:

Faktor sigurnosti Aktivno sidro Pasivno sidro

Sila

sidr

enja

T (k

N)

( )00

00

45cos45sintan45sin45cos

TWTWF−

+=

φ

( )

0

000

45sin45costan45sin45cos

WTTWF ++

=φ

5 F=1,7 F=1,35 10 F=∞ F=2,2 15 F=-2,9 F=2,9

20 F=-1,7 F=3,7

Čvrstoća diskontinuiteta: τ=σ tan300 W=10 kN 14.4 Ravni lom Ravni lom može se smatrati specijalnim slučajem klinastog loma koji se češće javlja u prirodi. Jednostavne analize ravnog sloam pogodne su za obavljenje parametarskih analiza kojima se može procejniti utjecaj pojedinih parametara na stabilnost kosine. Slika xxx Ravni lom kosine

Ψ=450

TΨ

W

Ψ

c=0 Φ=300


Uvjeti za nastajanje ravnog loma Da bi se dogodio ravni lom trebaju biti zadovoljeni sljedeći geometrijski uvjeti: • pružanje diskontinuiteta po kome će se desiti klizanje treba biti

približno paralelno pružanju lica pokosa (±200) • nagib diskontinuiteta treba biti manji od nagiba pokosa • nagib diskontinuiteta treba biti veći od kuta trenja na plohi

diskontinuiteta (za statičko stanje bez vode u vlačnoj pukotini i diskontinuitetu)

• moraju postojati granične plohe sa zanemarivom posmičnom čvrstoćom.

Nestabilnost kosine može, ali ne mora, prouzročiti pojavu vlačne pukotine na licu pokusa ili na gornjoj plohi pokosa. Slika xxx prikazuje tipične ravne modele loma. Kod dvodimenzionalnih analiza stabilnosti, uobičajeno je da se razmatra stabilnost lamele jedinične debljine (širine). To zanči da je površina klizne plohe predstavljena njenom duljinom a volumen kliznog tijela njegovom površinom u dvodiemnzionalnom pikazu. Slika xxx Lamela jedinične širine u dvodimenzionalnim analizama

Granične bočne plohe sa zanemarivom posmičnom čvrstoćom

Lamela jedinične širine Vlačna pukotina

Lice kosine (slope face)

Gornja ploha kosine

Nožica kosine (toe of slope)


Vlačna pukotina na gornjoj plohi

kosine Vlačna pukotina na licu kosine Klizanje bez vlačne pukotine

Opć

enit

sluč

aj

Pos

eban

sluča

j (kl

izna

pl

oha

prol

azi n

ožic

om

poko

sa)

Slika xxx Ravni lomovi sa i bez vlačne pukotine 14.4.1 Analiza ravnog loma Geometrijski elementi Ukoliko pokos sačinjava stijenska masa s izraženim ravnim diskontinuitetima (ravnine slojevitosti ili drugi diskontinuiteti) te ako njihov položaj u odnosu na položaj lica pokosa zadovoljava uvjete ravnog loma, onda će ovi diskontinuiteti u potpunosti kontrolirati lom pokosa. Položaj ovih diskontinuiteta u principu nije teško identificirati na terenu. Ukoliko diskontinuiteti nisu izraženi tada je definiranje geometrije i položaja klizne plohe težak zadatak. Prvo treba pretpostaviti oblik klizne plohe. U relativno blago nagnutim pokosima (Ψf<450) u slaboj stijeni i tlu formirat će se zakrivljena klizna ploha (kružna kao specijalan slučaj općenito zakrivljene klizne plohe). Ovaj slučaj bit će kasnije tretiran. U strmim stijenskim pokosima klizna ploha je skoro ravna i njen nagib može se dobiti izjednačavanjem drugog izvoda jednadžbe za faktor sigurnosti nesidrene kosine po Ψp sa nulom. Za suhu kosinu, kritičan nagib klizne plohe je (p.165).

( )φψψ += fp 21

gdje je Φ-kut trenja diskontinuiteta.

Ψf Ψp

H

H


Vlačna pukotina • Ukoliko je već došlo do klizanja, položaj vlačne pukotine može se utvrditi na gornjoj plohi pokosa ili

na licu pokosa. • Ako je gornja ploha pokrivena nasipnim materijalom, vlačna pukotina može ostati nevidljiva. • U slučaju da je vlačna pukotina nevidljiva ili da u vrijeme analiziranja stabilnosti još nije ni formirana

(faza projektiranja iskopa), može se izračunati njen položaj koji daje najmanji faktor sigurnosti. (Hoek i Bray, 1977, p.161).

( )pfHz ψψ tancot1−=

( )fpfHb ψψψ cotcotcot −=

Jedandžba je izvedena iz jednadžbe koja definira faktor sigurnosti pod pretpostavkom suhe kosine (nema vode u vlačnoj pukotini i na kliznoj plohi). Točnost gornje jednadžbe se smanjuje s povećanjem visine vode u vlačnoj pukotini.

( ) fp HzHb ψψ cotcot −−= Voda • Vlačna pukotina je vertikalna i ispunjena je s vodom do dubine zw • Voda ispunjava diskontinuitet i curi iz njega u nožici pokosa Posmična čvrstoća diskontinuiteta Većina diskontinuiteta ima nelinearan kriterij čvrstoće. Kako će se u analizama koje slijede koristiti linearni, Coulomb-Mohrov kriterij, objasnit će se način dobivanja Coulomb-Mohrovih parametara iz nelinearnog kriterija. Kohezija i kut trenja definirani na ovaj način obično se zovu trenutačnom (instantaneous) ili prividnom (apparent) kohezijom odnosno kutem trenja.

Ψf Ψp

z

H

b


σn

Slika xxx Određivanje prividnih vrijednosti kohezije (c) i kuta trenja(Φ) iz nelinearnog kriterija čvrstoće diskontinuiteta Da bi se iz nelinearnog kriterija odredile prividne vrijednosti kohezije i kuta trenja, potrebno je odrediti prosječno normalno naprezanje na kliznoj plohi. Tangenta povučena kroz točku koja odgovara zadanom normalnom naprezanju predstavlja Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće diskontinuiteta:

φστ tannc += c,Φ-prividna kohezija i prividni kut trenja izračunati iz nelinearnog kriterija čvrstoće diskontinuiteta. Kod izračunavanja normalnog naprezanja na kliznoj plohi (σn), treba voditi računa da se radi o efektivnim noramalnim naprezanjima. Efektivno normalno naprezanje za nesidrenu kosinu sa vlačnom pukotinom na gornjoj plohi je (Hoek i Bray, 1977, p.167):

AVUW pp

n

ψψσ

sincos −−=

Utjecaj potresa Raspodjela ubrzanja u stijenskoj masi izloženoj opterećenju od potresu ili miniranja je vrlo kompleksna. Isti potres generirat će različite magnitude potresa na različitim lokacijama. Praksa pokazuje da jaki potresi mogu u mekanim površinskim materijalima prouzročiti spektakularne posljedice dok rudari u podzemlju isti potres ne registriraju. Odgovor stijenske mase na ubrzanje ovisit će od: • magnitude • pravca djelovanja ubrzanja • trajanja • frekvencije ubrzanja

Pos

mič

no n

apre

zanj

e τ


Ф

σn

c

tangenta


Izgleda da veći broj nametnutih ubrzanja (veliki broj miniranja) jače oštećuje stijensku masu nego jedan događaj (potres). S obzirom na činjenicu da međudjelovanje ovih faktora, a i oni sami, nisu dovoljno razumljivi, uvode se pojednostavljene pretpostavke koje omogućavaju jednostavno uključivanje efekta potresa u analize stabilnosti. Tradicionalna metoda uključivanja ubrzanja, koje je prouzročeno potresom ili snažnim miniranjem u analize stabilnosti, je zamjena ovog djelovanja ekvivalentnom statičkom silom koja djeluje vodoravno prema licu kosine

αW gdje je (α) vodoravno ubrzanje koje se izražava kao dio ubrzanja gravitacije (g). Ova pseudo-statička analiza je konzervativna (daje veće opterećenje od realnog) te je njen rezultat na strani sigurnosti. Kako se ni ostali ulazni parametri ne mogu odrediti sa više pouzdanosti, nema smisla uvoditi sofisticirane analize djelovanja potresa (p.183). Hoek (1976) preporuča još jedno pojednostavljenje na način da se dinamički faktor sigurnosti (Fd) izračuna iz vrijednosti statičkog faktora sigurnosti (Fs):

Fd=Fs-2,3α Primjer:

Fs=1,5 α=0,15g Fd=1,5-2,3 x 0,15=1,16

Utjecaj miniranja jednostavno je utvrditi postavljanjem instrumenata prije miniranja i mjerenjem efekata miniranja. Više instrumenata na različitim lokacijama dat će potpun uvid u raspodjelu ubrzanja. Kod potresa je to gotovo nemoguće jer se nazna kada će on nastupiti. Zato se podaci o vjerojatnom potresu na lokaciji kosine, trebaju tražiti u seizmološkim službama koje imaju zabilježene prethodne potrese. Sidrenje Ukoliko je faktor sigurnosti kosine manji od jedan, treba razmotriti mogućnost stabiliziranja kosine, jednom od sljedećih metoda: • dreniranjem • djelovanjem vanjskog opterećenja Vanjsko opterećenje može se postići: • ugradnjom stijenskih sidara (rock bolts) ili kablova

usidrenih u stabilnu stijensku masu • podupiranjem pokosa nasipnim materijalom u nožici.

W

α W

T


Optimalni položaj sidra Slika xxx Optimalan položaj sidra PRIMJERI Kosina s vlačnom pukotinom na gornjoj plohi Faktor sigurnosti izračunat je iz uvjeta ravnoteže sila. Pretpostavljeno je da sve sile koje djeluju na klizno tijelo prolaze njegovim težištem (nema momenata koji bi prouzročili rotaciju kliznog tijela). Iako se u stvarnosti momenti javljaju, njihov utjecaj je mali pa je i njihovo zanemarivanje opravdano.

H U

αW

W

Zw Z

T

Sidro θ

Ψf

Ψp

V

Raspodjela tlaka vode

b

τ

σ

Ф

c tan-1(τ/σ)

−= −

σταβ 1tan

β α

V

U

W

R

T

tan-1(τ/σ)

W

U

V

T

R

β β


( )( )( )F

cA W U V T

W V T

p p p

p p p

=+ − − − +

+ + −

cos sin sin cos tan

sin cos cos sin

ψ α ψ ψ θ φ

ψ α ψ ψ θ

AH z

p=

−sinψ

WH z

Hr

p f= −

−

γψ ψ

2 2

21 cot cot

Uz Aw w=

γ2

Vzw w=

γ 2

2

Ako se na terenu izmjeri položaj vlačne pukotine definiran s njenom udaljenosti od vrha pokosa (b), tada se jednostavno može izračunati njena dubina pod pretpostavkom da ona seže do klizne plohe. Ako se ne može izmjeriti položaj vlačne pukotine, njena najnepovoljnija dubina, za suhu kosinu, može se izračunati:

( )pfHz ψψ tancot1−=

Udaljenost vlačne pukotine od vrha pokosa:

( ) fp HzHb ψψ cotcot −−=

Posmična čvrstoća diskontinuiteta:

τ σ φ= +tg c

Značenje pojedinih simbola u naprijed prikazanim jednadžbama dano je u tablici xxx.


Kosina bez vlačne pukotine Faktor sigurnosti izračunat je uz iste pretpostavke koje su opisane u prethodnom slučaju a odnose se na uključivanje efekta potresa, posmične čvrstoće i geometrije pokosa.

( )( )( )F

cA W U T

W T

p p

p p

=+ − − +

+ −

cos sin cos tan

sin cos sin

ψ α ψ θ φ

ψ α ψ θ

gdje je:

AH

p=

sinψ

( )WHr

p f= −γ

ψ ψ2

2cot cot

UHw W

p=

γψ

2

4 sin

Posmična čvrstoća diskontinuiteta

τ σ φ= +tg c

Značenje pojedinih simbola u naprijed prikazanim jednadžbama dano je u tablici xxx.

H U

αW

W Zw/2 Zw

T

Sidro θ

Ψf

Ψp

Raspodjela tlaka vode

Pretpostavljena, izračunata ili izmjerena piezometarska linija


Tablica xxx Simboli i jedinice u prikazanim jednadžbama

Oznaka Opis Jedinice F Faktor sigurnosti Neimenovan broj H Visina kosine m Ψf Kut nagiba pokosa Stupanj Ψp Kut nagiba diskontinuiteta Stupanj Z Dubina vlačne pukotine m Zw Dubina vode u vlačnoj pukotini ili na diskontinuitetu m α Vodoravno ubrzanje kod potresa Dio ubrzanja (g) γr Jedinična težina stijene 0,027 MN/m3

γw Jedinična težina vode 0,01 MN/m3

W Težina kliznog bloka MN A Površina kontakta bloka i mase na diskontinuitetu m2

U Rezultantna sila tlaka vode MN V Vodoravna rezultantna sila tlaka vode u vlačnoj pukotini MN C Kohezija na diskontinuitetu MN/m2

Φ Kut tranja na diskontinuitetu Stupanj T Sila sidrenja MN θ Kut nagiba sidra mjeren u smjeru suprotnom od smjera okretanja

kazaljke na satu stupanj


14.5 Lom po zakrivljenoj plohi U praksi se češće javljaju kosine u nehomogenom i anizotropnom materijalu što će za posljedicu imati pojavu klizanja duž kliznih ploha proizvoljnog oblika (curvilinear slip). U homogenim kosinama mogu se koristiti metode koje analiziraju granično stanje na plohama klizanja kružnog oblika.

Metode Autori Napomene

Rez

ulta

ntne

met

ode

Taylor (1937 i 1948); Frohlich, (1951). Šuklje (1969)

Met

ode

kod

kojih

se

razm

atra

ravn

otež

a cj

elok

upno

g kl

izno

g tij

ela.

Prim

jenj

ive

su

sam

o na

hom

ogen

e ko

sine

.

Gra

fičke

m

etod

e

Fellenius, 1927; 1936

Kruž

ne p

lohe

kliz

anja

Anal

itičk

mm

etod

e

Bishop, 1954

Janbu (1954)

Morgenstern i Price 1965)

Met

ode

lam

ela

Kliz

ne p

lohe

pro

izvo

ljnog

ob

lika

Anal

itičk

e m

etod

e

Nonveiller (1965)

Met

ode

kod

kojih

se

kliz

no ti

jelo

dije

li na

lam

ele

uz

određe

ne p

retp

osta

vke

o dj

elov

anju

sila

na

gran

ični

m p

ovrš

inam

a iz

međ

u dv

ije la

mel

e.

Naj

jedn

osta

vnije

su

one

met

ode

koje

zan

emar

uju

utje

caj m

eđul

amel

arni

h si

la.

Napomene: • Sve navedene metode pretpstavljaju linearan kriterij čvrstoće loma na kliznoj plohi (Coulomb-Mohrov kriterij)

τ=σ’ tanΦ’+c’. • Razmatraju se samo statički uvjeti. • Pretpostavlja se da je na cijeloj kliznoj plohi mobiliziran isti dio raspoložive posmične čvrstoće (pretpostavlja se isti

koeficijent sigurnosti za cijelu kliznu plohu) • Metode ne uzimaju u obzir: primarno stanje naprezanja; promjenu čvrstoće s deformacijom (progresivni lom kao

posljedica pada čvrstoće nakon dostizanja vršne vrijednosti). • Sve metode modeliraju klizno tijelo, odnosno lamele, kao kruto tijelo.

Slika xxx Metode graničnog ravnotežnog stanja


Prva u nizu analitičkih metoda koje uzimaju u obzir međulamelarne sile predstavio je 1954 godine Bishop na konferenciji o stabilnosti zemljanih materijala u Stockholmu (Bishopova metoda). Ova metoda u pojednostavljenom obliku široko se koristi još i danas. Kod analitičkih metoda Bishopa, Janbua, Morgensterna i Pricea i Nonveillera razmatraju se uslovi ravnoteže za svaku od lamela posebno i za cijelokupno klizno tijelo. Metode se razlikuju međussobno po različitim pretpostavkama o djelovanju međulamelarnih sila, kao i po redoslijedu i tehnici proračuna (Sarač, 1976, p.10). Kod ovih metoda određuje se faktor sigurnosti za više pretpostavljenih (potencijalnih) kliznih ploha. Mjerodavnom (kritičnom) smatra se klizna ploha s minimalnim faktorom sigurnosti). Izbor potencijalnih kliznih ploha najviše se zasniva na iskustvu i intuiciji ako istražnim radovima nije jasno dokazana potencijalna klizna ploha. 14.5.1 Faktor sigurnosti Faktor sigurnosti predstavlja broj sa kojim je potrebno reducirati stvarnu posmičnu čvrstoću da bi se dostiglo stanje granične ravnoteže na plohama loma (bio zadovoljen kriterij čvrstoće). Faktor sigurnosti definiran je kao odnos raspoložive posmične čvrstoće prema potrebnoj za održavanje ravnoteže Faktor sigurnosti predstavlja odnos raspoložive posmične čvrstoće prema mobiliziranom posmičnom naprezanju na bazi lamele Stvarna posmična čvrstoća:

τ=σ’ tanΦ’+c’ (c’; Φ’-efektivna kohezija i efektivni kut trenja) Mobilizirana posmična čvrstoća

( )'tan''1 φσττ +== cFFm

odnosno

Fcc m'' =

Fm'tan'tan φφ =


Vrijednosti c’m i Φ’m obično se nazivaju mobiliziranom kohezijom i mobiliziranim kutem trenja.

Mobilizirana posmična čvrstoća izražena preko ukupnih normalnih naprezanja

un −= σσ '

( ){ }'tan1 φστ ucF nm −+′=

σn-ukupno normalno naprezanje u-porni tlak 14.5.2 Analiza statičke određenosti Kod ravninskih problema svaka sila definirana je s tri podatka: dvije komponente i napadnom točkom. Napadna točka definirana je jednom koordinatom jer je druga poznata (naprimjer granica između dvije lamele ima definiranu x koordinatu).

Φ’

Φ’m

τ

σ’

c’m

c’


Na svaku od lamela djeluju sljedeće poznate sile: Poznate sile koje djeluju na svaku od lamela

Oznaka Opis Polje Wi Vlastita težina lamele Ai=qi bi Kontinuirano opterećenje na površini

Gravitacijsko polje

Pi-1; Pi Rezultante tlaka vode na međulamelarnim plohama Ui Rezultanta tlaka vode na bazi lamele

Hidrauličko potencijalno polje

Hi Rezultanta vodoravnih sila (naprimjer-seizmičke sile) P Vertikalno koncentrirano opterećenje na površini Ea Sila koja djeluje na prvu lamelu (naprimjer utjecaj potpornog zida) Eb Sila koja djeluje na posljednju lamelu

Ostale sile

P

1 2 i

n

q

Hi

Wi

Ui

3

Pi-1

Pi

Ea

Eb

bi y

x


FNNS miii

'tan''tan'' φφφ ==

iiimci lFclcS ''' ==

iici SSS φ''' += Ako je sila Ei ili Ei-1 određena iz analize ravnoteže prethodne lamele, onda na lemelu djeluju dvije nepoznate sile: Q’i i E’i.

Nepoznate sile

Oznaka Sila je definirana s sljedećim podacima

Broj nepoznatih za jednu lamelu

Broj nepoznatih za cijelo klizno tijelo (n lamela)

Napomene

Q’i N’i ; XQi ; F 3 3n

E’i

E’ix ; E’iy;YEi ili

E’ix ; υi ;YEi 3 3(n-1)

Sile E’(i-1)x ; E’(i-1)y i njihov položaj YEi

izračunaju se iz ravnoteže prethodne

lamele Ukupan broj nepoznatih 6 6n-3

Analiza statičke određenosti pokazuje da za svaku lamelu imamo 6 nepoznatih veličina a na raspolaganju nam stoje tri uvjeta ravnoteže:

ΣX=0 ΣY=0 ΣM=0

Prema tome, problem je statički neodređen. Za postizanje statičke određenosti trebalo bi uvesti još tri deformacijska uslova. Kako su veze naprezanja i deformacija komplicirane, išlo se na usvajanje drugih pretpostavki koje pojednostavljuju analizu stabilnosti. Različiti autori usvajali su različite pretpostavke i po tome se metode međusobno razlikuju.

Q’i = N’i + S’i

E’i

E’ix

E’iy

E’i-1

E’(i-1)x

E’(i-1)y

YEi XQi

υi

bi

Q’i

Q’i N’i

S’Φi S’ci

Φ’mi


Pretpostavke pojedinih metoda Pretpostavka Janbu (1957) Morgenstern i Price, 1965 Nonveiller, 1965

1 YEi=Y(x) υi=λ υ(x) E’iy=E’ix tan υi 2 XQi (Sila N’ djeluje na polovini baze lamele) 3 Fi=F (konstantna vrijednost faktora sigurnosti za sve lamele)

Janbu uvodi pretpostavku o položaju sile E’i (položaj tzv. tlačne linije). Nonveiller uvodi pretpostavko o veličini sile E’iy. Morgenstern i Price uvode pretpostavku o odnosu sila E’ix. i E’iy (drugim rječima uvode pretpostavku o kutu υ). Svi autori uvode pretpostavku da sila N’i djeluje na polovini širine lamele te da je faktor sigurnosti isti za sve lamele. Uz ove pretpostavke, statička određenost pojedinih metoda prikazana je u donjoj tablici.

Broj nepoznatih veličina nakon uključivanja pretpostavki

Nepoznata veličina Janbu (1957) Morgenstern i Price, 1965

N’i n n E’ix (n-1) (n-1) E’iy (n-1) (n-1) F 1 1

λ 0 1

Ukupan broj nepoznatih 3n-1 3n

Kako se vidi, Janbuov pristup daje statički preodređen problem. Da bi izbjegli statičku preodređenost, Morgenstern i Price uveli su dodatnu nepoznatu konstantu λ.


14.5.3 Metode koje pretpostavljaju kržnu plohu loma 14.5.3.1 Bishopova metoda Bishop je svoju metodu objavio na konferenciji u Oslu1954 godine. Bila je to prva metoda koja je uključila djelovanja međulamelarnih sila. Metoda pretpostavlja kružnu plohu loma. Kako se radi o metodi lamela, moguće je analizirati stabilnost nehomogenih kosina (kosine koje sadrže materiajle različitih posmičnih čvrstoća). Slika xxx Bishopova metoda Za masu tla ograničenu kružnom kliznom plohom i površinom tla, uslov ravnoteže momenata glasi:

∑∑ = RSxW 1

( ) ( )''sec'1'''1 φαφ tgNbcF

tgNlcF

S +⋅=+⋅= 2

αsinRx =

( )''sec'sin1 ϕα

αtgNbc

WF +

Σ= 3

Gornja jednadžba daje faktor sigurnosti, ali se u njoj javlja kao nepoznata-vrijednost efektivne normalne sile na bazi lamele N’. Ovu silu moguće je izračunati iz uvjeta ravnoteže sila u vertikalnom pravcu.

x

W

b

E’(i-1)x

E’ix

E’iy E’(i-1)y

R

N α

S

h

N=N’+U

l

-α

+α

W

E’(i-1)y

E’(i-1)x

U=ul

N’

Φ’m

c’l F N’tan Φ’/ F

S

N


F

FculEEW

Niyyi

αφα

αα

sin'tancos

sin'cos'''

)1(

+

+−−+

=−

4

Kada se ova vrijednost unese u izraz za faktor sigurnosti te izvrše neke transformacije, dobije izraz za faktor sigurnosti u obliku:

( )[ ]

+−+⋅−+Σ

Σ= −

F

EEbuWbcW

F iyyi αφαφ

α tan'tan1

sec'''tan'sin1

)1( 5

Ova jednadžba predstavlja tzv. strogo Bishopovo rješenje. U ovoj jednadžbi nisu poznate sile E’(i-1)y i E’iy. Za izračunavanje ovih sila Bishop predlaže korištenje uvjeta ravnoteže u pravcu tangente na bazu lamele:

( ) ( ) αα cos''sin'' )1()1( ixxiiyyi EEEEWS −+−+= −− 6 Jednadžba strogog rješenja može se napisati u obliku:

{ }mW

F Σ=αsin

1 7

gdje je (m) dio jednadžbe u vitičastoj zagradi jednadžbe za faktor sigurnosti

( )[ ]

+−+⋅−+= −

F

EEbuWbcm iyyi αφαφtan'tan1

sec'''tan' )1( 8

Slijedi:

FmS = 9

Iz jednadžbi za S, ako se primjeni sumiranje za sve lamele kliznog tijela, dobije se:

( ) ( )

−+−Σ=−Σ −− αα tan''sec'' )1()1( iyyiixxi EEW

FmEE 10

Ako nema vanjskih sila onda je jasno da mora biti:

[ ] 0'' )1( =−Σ − ixxi EE 11


Slijedi da sile E’iy i E’(i-1)y moraju zadovoljiti uvjet:

( ) 0tan''sec )1( =

−+−Σ − αα iyyi EEW

Fm

12

Prema tome, koeficijent sigurnosti se određuje prema jednadžbi (5) za strogo rješenje s time da sile E’(i-1)y i E’iy trebaju zadovoljiti uvjet (12). Proračun se provodi iterativnim postupkom. Prvo se pretpostavi da su sile E’(i-1)y i E’iy jednake (E’(i-1)y - E’iy=0) te se uz ovaj uvjet odredi koeficijent sigurnosti po jednadžbi (5). I uz ovu pretpostavku faktor sigurnosti nije dan eksplicitno te se mora računati s nekoliko iteracija. Sa tako određenim faktorom sigurnosti odredi se vrijednost (m) prema jednadžbi (8). Ove vrijednosti (m) uvrste se u jednadžbu (12) te se traže vrijednosti sila E’(i-1)y i E’iy koje zadovoljavaju jednadžbu (12). Sa ovim vrijednsostima se ponovo izračuna faktor sigurnosti po jednadžbi (5). Postupak se iterativno ponavlja sve dok nisu zadovoljene obje jednadžbe (5) i (12). Pored toga trebalo bi provjeriti i uvjete ravnoteže za svaku od lamela. Čak ni strogo Bishopovo rješenje ne zadovoljava sve uvjete ravnoteže prikazane u općem konceptu analiza graničnog ravnotežnog stanja. Rješenje nije jednoznačno jer postoji više različitih raspodjela sila Eiy koje zadovoljavaju jednadžbu (12). Naime, metoda nije zasnovana na ispitivanju svih uslova ravnoteže za svaku lamelu, već je za svaku od lamela zadovoljen uslov ravnoteže sila u vertikalnom pravcu, a zadovoljeni su i konturni uvjeti:

00 =ΣM i [ ] 0'' )1( =−Σ − ixxi EE (13)

Bishop je na osnovi izvršenih proračuna zaključio, da različite rasopodjele sila (E(i-1)y - Eiy) koje zadovoljavaju jednadžbu (12), neznatno utječu na promjenu vrijednosti faktora sigurnosti (manje od 1%). Ukoliko se usvoji pretpostavka:

0')1(

' =−− iyyi EE (14) faktor sigurnosti se može izraziti sljedećom jednadžbom:

( )[ ]

+−+Σ

Σ=

F

buWbcW

Fαφ

αφα tan'tan1

sec'tan'sin1

(15)

Ova jednadžba opisuje tzv. pojednostavljenu Bishopovu metodu zasnovanu na pretpostavci (14). Ukoliko je E1=0, onda su i sve sile Eiy jednake nuli. U praksi se najčešće primjenjuje ova metoda, te se pod Bishopovom metodom uvijek misli na ovu pojednostavljenu formulaciju. Jednadžba (15) za faktor sigurnosti dobije se iz uslova ravnoteže momenata (jednadžba 3) s tim da se nepoznata sila N’ odredi iz uslova ravnoteže sila u vertikalnom pravcu. Ako rezultanta sila koje djeluju na bokove lamela djeluje vodoravno (E’(i-1)y – E’iy=0), onda se sila N’ može izraziti kao:


F

FculW

Nαφα

αα

sin'tancos

sin'cos'

+

+−

= (16)

pa je jednadžba (15) za faktor sigurnosti potpuno točna. To znači da je jednadžba (15) točna ukoliko je razultanta sila koje djeluju na bočne plohe svih lamela vodoravna. U najvećem broju slučajeva to znači da su sve sile Eiy jednake nuli, odnosno da su međulamelarne sile vodoravne. Ovaj uvjet obično nije ispunjen pa je to izvor pogrešaka Bishopove metode. Jednadžba (15) koja definira faktor sigurnosti za pojednostavljenu metodu može se napisati i u drugom obliku.

( )[ ]

+−+Σ

Σ=

F

buWbcW

Fαφ

αφα tan'tan1

sec'tan'sin1

(15)

( )[ ]{ }α

φ α

sin'tan'

WmbuWbc

FΣ

−+Σ= (19)

Ftg

Ftgtg

sekmαφααφ

αα sin'cos

1'1 +

=+

= (20)

Slika xxx Izračunavanje pornog tlaka na osnovi poznavanja hidrauličkog potencijalnog polja

Ekvipotencijala kroz središte baze lamele

Strujnica

hw

u=γw hw

α


14.5.3.2 Aproksimativna metoda lamela Uvjet ravnoteže momenata oko centra zakrivljenosti klizne plohe (jednadžba 3) predstavlja osnov i za aproksimativnu metodu lamela. Jedina razlika između Bishopove i aproksimativne metode lamela leži u načinu određivanja sile N’. Kod aproksimativne metode lamela, normalna sila N’ odredi se iz uslova ravnoteža sila u pravcu okomitom na bazu lamele po izrazu

luWN ⋅−= αcos' (17) Ovakav izraz za N’ implicira pretpostavku da je rezultanta sila koje djeluju na bočne strane lamela paralelna bazi lamele. Ukoliko bi ovaj uvjet bio ispunjen na svim lamelama, izraz za faktor sigurnosti po aproksimativnoj metodi lamela bio bi točan. Kako ovaj uvjet u općem slučaju nije ispunjen za sve lamele, javlja se greška u određivanju faktora sigurnosti. Ako se jednadžba (17) za N’ uvrsti u jednadžbu (3), dobije se faktor sigurnosti po aproksimativnoj metodi lamela u obliku:

( )[ ]α

φαsin

'tancos'W

luWlcFΣ

⋅−+⋅Σ= (18)

Kod ove metode, faktor sigurnosti je dan u eksplicitnom obliku i zbog toga je ovaj pristup vrlo jednostavan. I Bishopova pojednostavljena metoda i aproksimativna metoda lamela primjenjuju se samo na kružne klizne plohe. I jedna i druga metoda kao osnovni uvjet koriste momentnu ravnotežu oko centra rotacije. Razlikuju se jedino po pretpostavci o pravcu djelovanja rezultantne sile na graničnim vertikalnim plohama lamele. Po Bishopovoj metodi ova je rezultanta vodoravna a po aproksimativnoj metodi, ova rezultanta je paralelna bazi lamele. Bishopova metoda daje točnije vrijednosti faktora sigurnosti te aproksimativna metoda lamela nema praktičnu vrijednost jer se gotovo i ne koristi. Naime, Bishopova metoda već kod treće iteracije daje zadovoljavajuću točnost faktora sigurnosti. Ako se analizira jednadžba (16) za normalnu silu N’, vidljivo je da za negativne vrijednosti kuta (α) imenitelj može biti jako malen ili čak negativan. Za male vrijednosti imenitelja, vrijednosti N’ mogu biti nerealno visoke što za posljedicu ima pojavu nerealno visokih otpornih posmičnih sila na ovim lamelama te tako i nerealne vrijednosti faktora sigurnosti. Problem se može javiti i u slučaju kada je brojitelj u jednadžbi (16) negativan što se javlja u slučaju visokih vrijednosti pornih tlakova (u) i niskih vrijednosti faktora sigurnosti. U ovakvim slučajevima treba koristiti egzaktnije metode (Morgenstern i Price i sl.) 14.5.3.3 Dijagrami kružnog loma Hoeka i Braya Dijagrami kružnog loma Hoeka I braya izvedeni su uz sljedeće pretpostavke: 1. Stijenska masa u kosini je homogena po parametrima mehaničkih svojstava. 2. Vrijedi Coulomb-Mohrov kriterij čvrstoće (τ=σ’tanφ’+c’). 3. Lom se dešava po kružnoj plohi loma koja prolazi nožicom kosine. 4. Vertikalna vlačna pukotina formira se na gornjoj plohi kosine. 5. Položaj vlačne pukotine i plohe loma je takav da se za zadanu geometriju kosine i uvjete tečenja

podzemne vode, dobije minimalni faktor sigurnosti. 6. Uvjeti podzemne vode variraju od suhe kosine do potpuno zasićene kosine.


Faktor sigurnosti definiran je kao odnos posmične čvrstoće koja se opire klizanju i posmičnih naprezanja mobiliziranih uzduž plohe loma.

τσ φ

mb

cF F

= +tan

τmb-Posmično naprezanje mobilizirano uzduž plohe loma Za izračunavanje faktora sigurnosti, dijagrami kružnog loma koriste se na sljedeći način (slika xxx): 1. Odredi kojem od pet dijagrama najbolje odgovaraju uvjeti podzemne vode problemu koji rješavaš 2. Izračunaj vrijednost

φγ tanHc

(1)

c-kohezija stijenske mase γ-volumna težina stijenske mase H-visina pokosa Φ-kut trenja stijenske mase

3. Nađi izračunatu vrijednost na kružnom dijelu dijagrama. Slijedi radijalnu liniju koja najbolje odgovara izračunatoj vrijednosti (1) do presjecišta s linijom koj definira kut nagiba pokosa

4. Očitaj odgovarajuće vrijednosti tanΦ/F ili c/ γHF te izračunaj koeficijent sigurnosti Primjer:

tanΦ/F=A→F= tanΦ/A

Ako se želi izračunati visina kosine (H) koja je stabilna s određenim faktorom sigurnosti (F), treba provesti sljedeće korake (slika xxx). 1. Odredi kojem od pet dijagrama najbolje odgovaraju uvjeti podzemne vode na problemu koji rješavaš 2. Izračunaj vrijednost

Fφtan

(2)

3. Nađi izračunatu vrijednost na ordinati dijagrama. Slijedi vodoravnu liniju koja najbolje odgovara

izračunatoj vrijednosti (2) do presjecišta s linijom koj definira kut nagiba pokosa 4. Očitaj odgovarajuću vrijednost c/ γHF na apscisi te izračunaj koeficijent sigurnosti


Primjer:

c/γHF=B→H=c/γFB Slika xxx Uvjeti tečenja podzemne vode u dijagramima kružnog loma Hoeka i Braya Slika xxx (a) Redoslijed koraka pri određivanju faktora sigurnosti koristeći dijagrame kružnog loma Hoeka i Braya; (b) Redoslijed koraka pri određivanju visine kosine za poznati faktor sigurnosti koristeći dijagrame kružnog loma Hoeka i Braya

H

x

Ekvipotencijale

Strujnice

H

Strujnice

Ekvipotencijale

1 2

3

4

4

φγ tanHc

FHc

γ

Fφtan

4

3

φγ tanHc

FHc

γ

Fφtan

2

(a) (b)


Slika xxx Dijagrami kružnog loma (Hoek i Bray, 1977)






14.5.4 Metode koje pretpostavljaju nepravilnu plohu loma 14.5.4.1 Janbuova metoda Prvu metodu koja analizira stabilnost na nepravilnoj plohi loma objavio je Janbu 1954. godine na konferenciji o stabilnosti kosina u Stockholmu. Pojednostavljena varijanta za rutinske proračune predložena je 1956 godine (Janbu, Bjerrum i Kjaernsli, 1956). Primjenu metode za proračun tlaka na potporne konstrukcije i nosivost tla predstavio je Janbu 1957: Detaljno tumačenje metode dao je Janbu (1973). Slika xxx Janbuova metoda

E+∆E

∆x ∆P

∆Q

∆Wγ

T+∆T

E

T

∆yt αt

∆N=σ∆l

∆S=τ∆l α

∆l’ ∆l

ht

yt

y

Zq

Z

q

Rezultanta poznatih vertikalnih sila:

∆W=∆Wγ+q ∆x+∆P

(∆Wγ = γz∆x)

Y

X

P

q

E T

Eb

Ea

Tb

Ta

Q

τ σ

x

y

+α

-α


U poglavlju koje analizira statičku određenost općeg slučaja klizanja po nepravilnoj plohi metodama graničnog ravnotežnog stanja, pokazano je da je sustav statički neodređen ta da se moraju uvesti neke pretpostavke kako bi sustav postao statički određen. Janbu uvodi sljedeće pretpostavke:

• Sila ∆N djeluje u točki u kojoj rezultanta poznatih vertikalnih sila ∆W=∆Wγ+q ∆x+∆P presjeca

osnovicu lamele. • Poznat je položaj djelovanja sile E odnosno elementi tlačne linije ht i αt. Činjenica da je moguće uvesti različite pretpostavke o položaju tlačne linije pokazuje da rješenje nije

jednoznačno. Za svaku od lamela moraju biti zadovoljeni sljedeći uvjeti: Uvjet loma:

( ) '' tanφστ uc −+= (1) Uvjet ravnoteže sila u vertikalnom pravcu:

ατσ tan−+= tp (2)

gdje je dxdTt =

Kombinacija uvjeta ravnoteže u vertikalnom i vodoravnom pravcu:

( ) ( )ατα 2tan1tan +∆−∆++∆=∆ xxtpQE (3)

Uvjet ravnoteže momenata za lamelu ifinitezimalne širine:

dxdQz

dxdEhET qtt −+−= αtan (4)

Jednadžba (4) izvedena je iz sume momenata oko napadne točke sile N, uz zanemarivanje članova drugog

reda. Ukoliko su zadovoljeni uvjeti ravnoteže za svaku lamelu, zadovoljeni su i za cijelo klizno tijelo. Analiza statičke određenosti metoda graničnog ravnotežnog stanja prikazana je u jednom od prethodnih poglavlja. Pokazano je da je Janbuovo rješenje statički preodređeno (ima više uvjeta nego nepoznatih). Ovo ukazuje da nije moguće ispuniti sve uvjete ravnoteže, i da mora postojati jedna od lamela na kojoj jedan od uvjeta ravnoteže neće biti ispunjen. Za cjelokupno klizno tjelo Janbu je postavio sljedeći uvjet ravnoteže vodoravnih sila:

a

b

ab EEE −=∆∑ (5)


Janbu je izveo sljedeće jednadžbe za nepoznate veličine: Faktor sigurnosti:

∑

∑

+−= b

aba

b

a

BEE

AF (6)

gdje je: ( )ατ 2tan1+∆= xA f (7)

αnAA

'

= (8)

( )[ ] xutpcA ∆−++= ''' tanφ (9)

α

αφ

α 2

'

tan1

tantan11

+

+

= Fn (10)

( ) αtanxtpQB ∆++∆= (11)

xPqz

xWp

∆∆

++=∆∆

= γ (12)

Naprezanja na plohi klizanja:

( ) xFA

Ff

∆+==

ατ

τ 2tan1 (13)

ατσ tan−+= tp (14)

Međulamelarne sile:

FABE −=∆ (15)

EEE a Σ∆+= (16)

dxdQzq

dxdEhET tt −+−= αtan (17)

xTt∆∆

= (18)

Prethodne jadnadžbe rješavaju se iterativnim postupkom.


Puna procedura zahtjeva obavljanje iterativnog postupka u tri faze. U praksi se vrlo često koristi pojadnostavljena Janbuova metoda. Pojednostavljena metoda predstavlja u stvari prvu fazu iterativnog postupka koji se primjenjuje u punoj proceduri. Prva faza iterativnog postupka, odnosno pojednostavljeno rješenje, utjecej sila (T) uzima u obzir aproksimativno preko koeficijent (f0) pri čemu je:

00 FfF ⋅= (19) Vrijednost (F0) izračuna se uz pretpostavku da je T=0:

( )[ ]

( )∑

∑

∆+∆+−

∆−+

= b

aba

b

a

xpQEE

nxupc

Fα

φ

α

tan

tan ''

0 (20)

Kod pojednostavljene metode, sile (T) se ne razmatraju te nije potrebno uvoditi pretpostavku o položaju

tlačne linije. Kod ove metode razmatra se samo ravnoteža sila na svakoj lameli a ne i ravnoteža momenata. Zanemarivanje vertikalnih sila na bočnim stranama lamela za posljedicu će imati vodoravan položaj rezultantnih sila na istim plohama. Faktor (f0) kojim se obračunava utjecaj sila (T) Janbu je dao u obliku dijagrama. Ovaj dijagram dobiven je na osnovi brojnih proračuna faktora (F0) i (F) za homogene profile tla (F-faktor sigurnosti po punoj proceduri). Ako se u gornju jednadžbu naprezanje (p) zamjeni izrazom (12)

xPqz

xWp

∆∆

++=∆∆

= γ (12)

i koeficijent (nα) izrazi na drugi način

+=

+

+

=F

tgtgFn φααα

αφ

α 1costan1

tantan112

2

'

(21)

dobije se izraz za izračunavanje faktora sigurnosti po pojednostavljenoj Janbuovoj metodi koja uključuje različita djelovanja na kosinu:

( )

( )[ ]∑

∑

∆+∆+∆+∆+−

+

∆−∆+∆+∆+∆

= b

aba tgPxqWQEE

Ftgtg

tgxuPxqWxc

fFα

φαα

φ

γ

γ

'1cos

'

2

0 (22)


Slika xxx Izračunavanje pornog tlaka na osnovi poznavanja hidrauličkog potencijalnog polja

Veličina Jedinica Opis Ea kN Sila koja potpomaže klizanja Eb kN Sila koja se opire klizanju ∆Wγ kN Vlastita težina lamele (∆Wγ = γz∆x) γ kNm-3 Jedinična težina stijenske mase ∆P kN Koncentrirana vertikalna sila na lameli q kN/m2 Kontinuirano opterećenej na lameli

∆Q kN Vodoravna sila koja se javlja kao vanjska koncentrirana sila na površini tla ili kao volumna sila (vodoravna sila kod pseudo-statičke analize kojom se uključuje efekt potresa ili jakih miniranja)

u kPa Porni tlak ∆x m Širina lamele c’ kPa Efektivna kohezija Φ’ (0) Efektivna kut trenja α (0) Nagib baze lamele

Za prvi pretpostavljeni faktor sigurnosti obično se izabere F0=1.

Ekvipotencijala kroz središte baze lamele

Strujnica

hw

u=γw hw

α


Kako Janbuova metoda ne zadovoljava uvjet ravnoteže momenata, ona se ne preporuča za analizu stabilnosti strmih kosina. Slika xxx Korekcijski faktor f0 u Janbuovoj metodi


14.6 Rječnik 14.7 Literatura Hoek, E., Bray, J.W., (1977) Rock Slope Engineering, revised second edition, The Institute of Mining and

Metallurgy, London, 402 p Hoek, E., Rock Engineering (a course) http://www.rocscience.com/ Sarač, Dž., (1976) Metode proračuna stabilnosti kosina u mehanici tla, Institut za geotehniku i fundiranje

Građevinskog fakulteta u Sarajevu. Hudson, J.A. and Harrison J.P.,1997, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergpamon, 444 p. Hoek, E. 1976. Rock slopes. Proceedings of special conference Rock Engineering for foundations and

slopes, Boulder, Colorado, vol 2. pp.157-171 (Utjecaj dinamičkog opterećenja) Goodman, R.E. and Bray, J.W. 1976. Toppling of Rock Slopes. Proceedings of special conference Rock

Engineering for foundations and slopes, Boulder, Colorado, vol 2. pp.201-234 (Detaljan prikaz prevrtanja)

Brandl, H., Blovsky S., 2002, Protective barriers against Rockfall, str. 3-16Priopćenja trećeg savjetovanja Hrvatske udruge za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo, Geotehnika kroz Eurocode 7, Hvar, 2-5. listopada 2002. 466 strana.

Ivan Vrkljan

15 Temeljenje na stijenskoj masi

Prikazani su osnovni principi temeljenja na stijenskoj masi

15-Temeljenje na stijenskoj masi.doc


15 Temeljenje na stijenskoj masi

15.1 Uvod.................................................................................................................................3 15.2 Inženjersko-geološki uvjeti temeljenja.................................................................................4 15.3 Tipovi temelja ...................................................................................................................6 15.4 Dopušteno opterećenje plitkih temelja .................................................................................6 15.5 Posebni problemi temeljenja ...............................................................................................9 15.6 Rječnik .............................................................................................................................9 15.7 Literatura ........................................................................................................................10

15 Temeljenje na stijenskoj masi 3

15.1 Uvod Dok je nestabilnost pokosa uglavnom posljedica vlastite težine nestabilnog dijela, nestabilnost temelje posljedica je vanjskih opterećenja koja se unose u stijensku masu. Kako opterećenje uvijek izaziva građevina, u analizama temeljenja potrebno je razmatrati interakciju građevine i temeljnog tla. Slika xxx Pojednostavljeni dijagram toka intarakcije građevine i stijenske mase kod problema temeljenja (S.D. Priest citirano prema Hudson i Harrison (1997) Uobičajene građevine prenose u tlo opterećenja koja i slabija stijenska masa preuzima bez većih problema. Kod ovih građevina istraživanjima se treba provjeriti eventalno postojanje spilja u krškim terenima ili sposobnost bubrenja stijena. Velike razvedene građevine kao što su veliki bolnički kompleksi, aerodromski terminali i sl. pokrivaju velike površine te je za očekivati promjenjive uvjete temeljenja. Često su temelji opterećeni velikim silama jedan pored drugog te treba voditi računa o interakciji djelovanja. Industrijski objekti kao što su turbine, reaktori, akceleratori i sl. zahtjevaju izrazito stabilne temelje pod dinamičkim djelovanjima o čemu treba voditi računa tijekom istražnih radova čak ako se radi i o kvalitetnoj stijenskoj masi. Visoke građevine kao što su piloni velikih mostova i tornjevi, generiraju velika vodoravna i vertikalna opterećenja zbog djelovanjem potresa i vjetra. Opterećenja mogu dostići graničnu nosivost (bearing capacity) čak i srednje čvrstih stijena. Temeljenje mostova i vijadukata često zahtjevaju rješavanje dva problema: (a) problem nosivosti i dopuštenih slijeganja kao kod klasičnih problema, (b) problem stabilnosti kosina na kojoj se temelj nalazi. Vrlo često je ovaj drugi problem prioritetan jer u potpunosti kontrolira stabilnost temelja.

Opterećenje građevine definirano iznosom i raspodjelom

Naprezanje i deformacija građevine

Oštećenje ili slom građevine

Opterećenje temelja

Deformiranje stijenske mase

Naprezanje stijenske mase

Slom stijenske mase

Ako su veća od dopuštenih

Ako su veća od dopuštenih


Temeljenje visokih lučnih brana je jedan od najsloženijih i najodgovornijih geotehničkih zahvata. Njihova izgradnja značajno je utjecala na razvoj mehanike stijena a naročito na razvoj velikih terenskih ispitivanja. Kod ovih građevina pojavljuje se problem stabilnosti centralnog dijala brane u koritu rijeke kao i problemi stabilnosti krila brane na svakoj od obala. Vrlo često su inženjerskogeološki uvjeti različiti na jednoj i drugoj obali što značajno komplicira projektiranje ovakvih građevina. Slika xxx Stabilnosti kosina kao prioritetan problem temeljenja mostova i vijadukata Slika xxx (a) Lučna brana Osiglietta u Italiji; Lučna brana Karun 3 u Iranu 15.2 Inženjersko-geološki uvjeti temeljenja Slika xxx prikazuje neke tipične inženjersko-geološke situacije koje se javljaju pri temeljenju građevina na stijenskoj masi.


Tlo pokriva stijensku masu. Površina stijenske mase približno ravna. Idealni uvjeti za temeljenje građevina. površina stijenske mase (bedrock)

Površinu stijenske mase teško je utvrditi. Mehanička svojstva stijenske mase variraju u širokim granicama. Teško odrediti dubinu temeljenja i dopušteno opterećenje.

Krška područja kriju izrazito nepravilne oblike površine stijenske mase, neočekivane nivoe podzemne vode, skrivene neispunjene kaverne.

Stijensku masu predstavlja izmjena slojeva čvrste stijene (pješčenjak, vapnenac) i slabe stijene (lapor, glinac, muljac i sl.). Slojevi čvrste stijene mogu stvarati probleme tijekom izvođenja pilota. Fliš

Rasjedi ispunjeni stišljivom ispunom kompliciraju temeljenje.U zoni rasjeda teško je utvrditi pravu inženejrskogeološku sliku terena. Velika razlika deformacijskih svojstava ispune rasjeda i osnovne stijenske mase može izazvati neugodna diferencijalna slijeganja građevine.

Tlo pokriva teško ispucalu stijensku masu. Ispucalost stijene za posljedicu ima značajno reduciranje njene nosivosti a mogu se javiti i povećana slijeganja kao posljedica zatvaranja pukotina.

Slika xxx Različiti uvjeti temeljenja u stijenskoj masi


15.3 Tipovi temelja

Skica Opis

Plitki temelji Temeljenje u širokom iskopu. Pozornost treba obratiti na stabilnost kosina građevne jame.

Temeljenje na zabijenim ili bušenim pilotima.

Temeljenje teških građevina na bušenim pilotima ili oknima.

Slika xxx Različiti tipovi temelja 15.4 Dopušteno opterećenje plitkih temelja Dopušteni kontaktni pritisak (dopušteno opterećenje stijenske mase) (allowable bearing pressure) temelja je maksimalno naprezanje koje stijena može podnijeti a da se ne ostvare prekomjerna slijeganja niti da stijenska masa dođe u stanje granične ravnoteže. . Pri tome se treba voditi računa da naprezanja ne prekorače dopuštena naprezanja betona temelja. U vrlo kvalitetnoj stijenskoj masi visoke čvrstoće, ovaj drugi uvjet (čvrstoća betona) može biti glavni ograničavajući čimbenik. Pri izračunavanju nosivosti (bearing capacity) temelja po metodama graničnog ravnotežnog stanja mora se voditi računa o složenosti i različitim modelima loma prikazanim na slici xxx. Ne postoji jedinstven pristup određivanj nosivosti stijenske mase. Prikazat će se jedan jednostavan način koji daje informaciju o redu veličine nosivosti stijenske mase. Pokusi na izotropnoj stijeni pokazuju da se granična nosivost dostigne kod slijeganja temelja od 4 do 6% njegove širine.


Razmotrimo model loma prikazan na slici xxx. Homogena stijenska masa na kojoj se kani graditi ima kriterij čvrstoće prikazan gornjom anvelopom Mohrovih krugova na slici xxx. Pretpostavimo da je opterećenje temelja prouzročilo frakturiranje stijene u zoni (A) ispod temelja. Stijenska masa nakon frakturiranja ima manju čvrstoću te je njen kriterij čvrstoće prikazan donjom anvelopom na istoj slici. Pretpostavimo da je najveće vodoravno naprezanje (ph), koje može biti mobilizirano radi podupiranja slomljene zone (A), jednako jednoosnoj tlačnoj čvrstoći stijenske mase. Ova vrijednost određuje manje glavno naprezanje u slomljenoj zoni (A). Veće glavno naprezanje koje stijensku masu u zoni (A) dovodi u stanje granične ravnoteže ima vrijednost (qf). Naprezanja (qf).i (ph) definiraju krug koji tangira kriterij čvrstoće slomljene stijenske mase. Naprezanje (qf).predstavlja graničnu nosivost stijenske mase (bearing capacity). Ova analiza vodi ka zaključku da granična nosivost homogene stijenske mase ne može biti manja od njene jednoosne tlačne čvrstoće. Ako stijenska masa ima konstantan kut trenja (Φ) i jednoosnu tlačnu čvrstoću (qu) (Mohr-Coulombov materijal), granična nosivost stijenske mase je

( )1+= ΦNqq uf (1) gdje je

Φ

+=Φ 245tan 2N (2)

Dopušteni kontaktni pritisak (pa) dobije se djelenjem nosivosti sa faktorom sigurnosti (F)

Fq

p fa = (3)

pa Dopušteni kontaktni pritisak stijenske mase (allowable bearing pressure) qf Granična nosivost stijenske mase (bearing capacity)


Pojava pukotina (cracking)

Drobljenje (crushing)

Stvaranje klinova (wedging)

Raz

voj p

ukot

ina

kao

posl

jedi

ca p

oveć

anja

opt

ereć

enja

stij

ensk

e m

ase.

Ovi

sno

o ra

spod

jeli

napr

ezan

ja n

a te

mel

jnoj

sto

pi i

svoj

stvi

ma

stije

nske

mas

e u

stan

ju lo

ma,

sl

ijega

nja

mog

u do

stić

i naj

veća

dop

ušte

na

Slijeganje usljed zatvaranja pora (punching) U slabo cementiranim sedimentnim stijenama može se desiti nereverzibilno slijeganje bez pojava pukotina i stvaranja klinova usljed loma strukture porozne stijene

Posmični lom (Shear)

Slika xxx Modeli loma stijene ispod temelja građevine (Ladanyi, 1972; Goodman, 1980)


Slika xxx Analiza nosivosti stijenske mase 15.5 Posebni problemi temeljenja • Značajni se problemi mogu javiti u slučaju kada stijenska masa sadrži bubrive i nestabilne minerale. • Kemijski procesi u stijenskoj masi nekada mogu proizvesti spojeve koji su agresivni na beton. • Lako topive stijene, kao što su gips i sol, zahtjevaju poseban tretman kod građevina s izraženim

tečenjem podzemne vode. • Temeljenje na području slijeganja površine terena usljed podzemnog rudarenja. 15.6 Rječnik ultimate bearing capacity, qe, qult (FL-2)—the average load per unit of area required to produce failure by rupture of a supporting soil or rock mass (ASTM: D 653). bearing capacity (of a pile), Qp, Pp (F)—the load per pile required to produce a condition of failure (ASTM: D 653). allowable bearing value (allowable soil pressure), qa, pa(FL-2)—the maximum pressure that can be permitted on foundation soil, giving consideration to all pertinent factors,with adequate safety against rupture of the soil mass or movement of the foundation of such magnitude that the structure is impaired (ASTM: D 653). allowable pile bearing load, Qa, Pa (F)—the maximum load that can be permitted on a pile with adequate safety against movement of such magnitude that the structure is endangered. (ASTM: D 653).

A

qf

ph=qu qu=Jednoosna tlačna čvrstoća stijenske mase

Kriterij čvrstoće stijenske mase nakon sloma (zona A)

σ σt ph

τ

qf

Kriterij čvrstoće stijenske mase

Jednoosna tlačna čvrstoća stijenske mase Nosivost stijenske

mase


Allowable bearing pressures = dopušteni kontaktni pritisak = dopušteno opterećenje stijenske mase bearing capacity=nosivost, granična nosivost bearing resistance=nosivost bearing resistance failure=lom dosezanjem nosivosti 15.7 Literatura Hudson, J.A. and Harrison J.P.,2000, Engineering Rock Mechanics, An introduction to the principles,

Pergamon, 444 p., p.p.298-308 Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, Wiley, New York, pp.288-333 Franklin J.A., Dusseault, M.B., (1989), Rock Engineering, McGraw-Hill Publishing Company, 600 p. Brady, B.H.G., Brown; E.T., (1985), Rock Mechanics for Underground Mining, George Allen and Unwin

(Publishers) Ltd, 527 p. EN 1536 Execution of special geotechnical work-Bored piles EN 1537 Execution of special geotechnical work-Ground anchors EN 1538 Execution of special geotechnical work-Diaphragm walls prEN 12699 Execution of special geotechnical work-Displacement piles prEN 12715 Final draft Execution of special geotechnical work-Grouting prEN 12716 Execution of special geotechnical work-Jet Grouting prEN 12794 Precast concrete foundation piles EN 12063Execution of special geotechnical work-Sheet-pile walls

Ivan Vrkljan

16 Geotehničko projektiranje prema Eurokodu 7

Ideja o ujedinjenoj Europi nametnula je potrebu donošenja skupa usklađenih tehničkih pravila za projektiranje građevina koji bi početno služili kao alternativa različitim

važećim pravilima u raznim državama članicama, a na koncu ih zamijenili. Ova tehnička pravila postala su poznata kao "Konstruktorski Eurrokodovi" (Structural

Eurocodes ). Projektiranja u geotehnici pokriva Eurokod 7 koji uvodi, u većini zapadnoeuropskih zemalja, korištenje metode graničnih stanja sa parcijalnim

koeficijentima u geotehničko projektiranje. Ovaj pristup donosi značajne promjene u odnosu na dosadašnji pristup geotehničkom projektiranju. Članak u kratkim crtama

prikazuje filozofiju Eurokoda 7

16-Geotehničko projektiranje prema Eurokodu 7.doc


16 Geotehničko projektiranje prema Eurokodu 7

16.1 Uvod...................................................................................................................................... 3 16.2 Povijest Eurokodova ............................................................................................................... 3 16.3 Ciljevi Eurokodova ................................................................................................................. 3 16.4 Program Eurokodova .............................................................................................................. 3 16.5 Ostale relevantne norme .......................................................................................................... 4 16.6 Područje primjene Eurokoda 7 ................................................................................................. 4 16.7 Osnove geotehničkog projektiranja .......................................................................................... 5 16.8 Projektni zahtjevi .................................................................................................................... 6 16.9 Proračunske (projektne) situacije ............................................................................................. 8 16.10 Trajnost.............................................................................................................................. 9 16.11 Geotehničko projektiranje proračunom................................................................................. 9

16.11.1 Djelovanja u geotehničkom projektiranju ......................................................................... 9 16.11.2 Svojstva temeljnog tla ................................................................................................... 10 16.11.3 Geometrijski podaci ...................................................................................................... 10 16.11.4 Proračun po graničnim stanjima nosivosti....................................................................... 11

16.12 Geotehnička istraživanja i geotehnički podaci ..................................................................... 13 16.13 Zaključak ......................................................................................................................... 16 16.14 Rječnik ............................................................................................................................ 16 16.15 Literatura ......................................................................................................................... 16

16 Geotehničko projektiranje prema Eurokodu 7 3

16.1 Uvod 16.2 Povijest Eurokodova Rad na uspostavljanju skupa usklađenih tehničkih pravila za projektiranje građevina započelo je Povjerenstvo Europske zajednice (CEC). Ova tehnička pravila postala su poznata kao "Konstruktorski Eurokodovi" (Structural Eurocodes). Rad na Eurokodovima započeo je 1976, a na Eurokodu 7, 1981. Godine 1990., nakon savjetovanja sa zemljama članicama, CEC je prenio rad na daljnjem razvoju, izdanjima i obnavljanju Konstruktorskih Eurokodova na CEN (Euuropean Committee for Standardization), a tajništvo EFTA se složilo da podupre CEN-ov rad. Tehnički odbor CEN / TC 250 je odgovoran za sve Kontruktorske Eurokodove. Prvi dio Eurokoda 7 objavljen je, kao prednorma (ENV), 1994. godine (ENV 1997-1:1994). U daljnjem tekstu prvi dio Eurokoda 7 biti će označen kao EC7-1. Na temelju komentara koji će se prikupiti tijekom perioda pokusnog korištenja, prednorma će se prevesti u europsku normu (European Standard EN 1997-1). Planirana je sljedeća dinamika aktivnosti na prevođenju EC7 iz statusa europske prednorme (ENV) u europsku normu (EN): 2000. (rujan) prva verzija EC 7-1 kao EN; 2002. (siječanj), konačna verzija EC7-1 kao EN na engleskom; 2003. (srpanj), formalno glasanje; 2008. (srpanj), obavezna upotreba. Objavljivanje Eurokoda 7, predstavlja značajan doprinos razvoju građevinarstva, pošto on uvodi metodu graničnih stanja sa parcijalnim koeficijentima u geotehničko projektiranje. 16.3 Ciljevi Eurokodova Konstruktorski Eurokodovi obuhvaćaju skupinu normi za konstruktorsko i geotehničko projektiranje građevina. Ciljevi njihovog donošenja su sljedeći (ENV 1997-1:1994): 1. Oni trebaju poslužiti kao referentni dokumenti za sljedeće svrhe:

• Kao sredstvo da dokažu kako građevine udovoljavaju bitnim zahtjevima Direktive za proizvode u gradnji (CPD). (u Hrvatskoj, npr. Zakon o građenju)

• Kao okvir za izradu usklađenih tehničkih specifikacija za proizvode u gradnji 2. Oni pokrivaju izvedbu i provjere u opsegu potrebnom da naznači kvalitetu proizvoda u gradnji, i radnih

normi, potrebnih da udovolje pretpostavkama projektnih pravila 3. Dok ne bude dostupan usklađeni skup tehničkih specifikacija za proizvode i metode ispitivanja njihovog

ponašanja, neki od Konstruktorskih eurokodova pokrivaju ove aspekte u informativnim dodacima. 16.4 Program Eurokodova Radi se na sljedećim Eurokodovima, od kojih se svaka općenito sastoji od više dijelova (ENV 1997-1:1994):

EN 1991 Eurokod 1 Osnove projektiranja i djelovanja na konstrukcije EN 1992 Eurokod 2 Projektiranje betonskih konstrukcija EN 1993 Eurokod 3 Projektiranje metalnih konstrukcija EN 1994 Eurokod 4 Projektiranje spregnutih konstrukcija EN 1995 Eurokod 5 Projektiranje drvenih konstrukcija EN 1996 Eurokod 6 Projektiranje zidanih konstrukcija EN 1997 Eurokod 7 Geotehničko projektiranje EN 1998 Eurokod 8 Aseizmičko projektiranje konstrukcija EN 1999 Eurokod 9 Projektiranje aluminijskih konstrukcija

Za razne, gore navedene, Eurokodove, CEN/TC 250 je osnovao odvojene pododbore. Eurokod 7, kao prednormu (ENV) odobrio je Europski odbor za normizaciju (CEN) 25. svibnja 1993. kao buduću normu za privremenu primjenu. Eurokodovi su bile 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. Od svih Eurokodova sljedeće su najvažniji za EC7: • EN 1991 Eurokod 1: Osnove projektiranja i djelovanja na konstrukcije • EN 1992 Eurokod 2-Dio 3: Projektiranje betonskih konstrukcija-Betonski temelji • EN 1993 Eurokod 3-Dio 5: Projektiranje metalnih konstrukcija-Piloti • EN 1998 Eurokod 8-Dio 5: Aseizmičko projektiranje konstrukcija-Temelji, potporne konstrukcije i

geotehnički aspekti. Treba primijetiti da EC7 ne pokriva specijalne zahtjeve seizmičkog projekta i zbog toga referenciranje na EC8 Dio 3 je neophodno za situacije koje uključuju opterećenja od potresa.

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 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. 16.5 Ostale relevantne norme TC250 bavi se samo normama za projektiranje konstrukcija. Odgovornost za pripremu normi za ispitivanja bez obzira radi li se o betonu, tlu ili drugim materijalima, je na tehničkim komitetima a ne na TC250. Trenutno nema CEN komiteta za pripremu normi za tlo. Postoji ISO (International Standar Organization) komitet, TC182-Geotechnic in Civil Engineering, koji je pripremio norme ISO 14688 za identifikaciju i klasifikaciju tla i ISO 14689 za identifikaciju i klasifikaciju stijena. Radi izbjegavanja udvostručenja, CEN neće pokretati komitet kada ISO komitet već priprema norme za neko područje. Zbog toga nisu oformljeni CEN komiteti za pripremu normi za geotehničke pokuse. Europski tehnički komitet, ETC5, koji je pokrenulo Međunarodno društvo za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo, pripremilo je preporuke za većinu uobičajenih geotehničkih laboratorijskih pokusa (ISSMGE, 1999). U odsutnosti europskih ili međunarodnih normi za geotehnička ispitivanja, EC7-2 i EC7-3 pozivaju se na različite nacionalne norme za različita laboratorijska i terenska ispitivanja. Slika 1 prikazuje aktivnosti CEN-a I ISO-a na donošenju normi za geotehničko projektiranje, izvođenje i ispitivanje (Orr i Farrell, 1999). CEN tehnički komitet, TC288-Izvođenje specijalnih geotehničkih radova, formiran je radi pripreme normi za izvođenje geotehničkih radova. Kako je pokazano na slici 1, komitet je pripremio ukupno osam normi od kojih je 7 prihvaćeno kao europska norma i jedna kao prednorma (prEN). Planirano je i donošenje normi za armirana tla i za stabilizaciju tla. Neke od ovih normi uključuju neke zahtjeve koji bi trebali biti u EC7 ali su zanemareni u vrijeme pisanja EC7. Ovi zahtjevi će vjerojatno biti pokriveni s EC7 kada se on donese kao europska norma. Kako je EC7 bio pisan prije donošenja ovih normi, on ih ne referira (Orr i Farrell, 1999). 16.6 Područje primjene Eurokoda 7 Ova prednorma primjenjuje se na geotehničke aspekte projektiranja građevina i odnosi se na zahtjeve za čvrstoćom, stabilnošću, upotrebljivošću i trajnosti konstrukcija. Drugi zahtjevi, npr. oni koji se odnose na toplinsku ili zvučnu zaštitu, nisu razmatrani. Eurokod 7 podijeljena je na tri dijela (EC7-1, EC7-2 i EC7-3). 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 ne obuhvaća posebne zahtjeve seizmičkog projektiranja. Eurokod 8 "Aseizmičko projektiranje konstrukcija" daje dodatna pravila za seizmičko projektiranje koja upotpunjuju ili prilagođuju pravila ove prednorme.


Slika 1 Aktivnosti CEN-a i ISO-a na donošenju normi te ISSMGE-a i ISRM-a na donošenju preporuka za

geotehničko projektiranje, izvođenje i ispitivanje

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

16.7 Osnove geotehničkog projektiranja 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 zahtjevanu upotrebu, • može preuzeti sva djelovanja i utjecaje koji se mogu dogoditi tijekom izvedbe i upotrebe.

CEN ISO (ispitivanje)

TC250 Konstruktorski

eurokodovi

TC 288 Izvođenje geotehničkih

građevina

SC7 Euronorma-7

EC7: Geotehničko projektiranje

Dio 1: Opća pravila Dio 2: Projektiranje

podržano laboratorijskim ispitivanjima

Dio 3: Projektiranje podržano terenskim ispitivanjima

Norme za izvođenje EN 1536: Bušeni piloti EN 1537: Sidra EN 1538: Dijafragme EN 12063: Zagatne stijene EN 12699: Utisnuti piloti EN 12715: Injektiranje EN 12716: Mlazno

injektiranje PrEN288008: Mikropiloti

TC 182 • Identifikacija i

klasifikacija tla • Identifikacija i

klasifikacija stijena

ISSMGE (ETC 5)

Preporuke za geotehnička laboratorijska ispitivanja

ISRM

Preporuke za: - laboratorijska

ispitivanja - terenska ispitivanja - opažanja, - projektiranja, - opis stijenske mase


16.8 Projektni zahtjevi 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):

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 gotehničkih 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 1 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.


Tablica xxx. Istraživanje, projektiranje i tipovi građevina u odnosu na geotehničke kategorije (Orr i Farrell,

1999; ENV 1997-1:1994) Geotehnička kategorija GC1 GC2 GC3

Općenito (ENV 1997-1)

Ova kategorija uključuje samo male i relativno jednostavne konstrukcije: - za koje je moguće osigurati

zadovoljenje bitnih zahtjeva na osnovi iskustva i kvalitativnih geotehničkih istražnih radova;

- sa zanemarivim rizikom za vlasništvo ili živote.

Postupci za Prvu geotehničku kategoriju će biti dovoljni samo za uvjete temeljnog tla za koje se iz usporedivog iskustva zna da su zadovoljavajuće jednostavni kako bi se rutinski postupci mogli koristiti za projektiranje i izvedbu temelja. Postupci za Prvu geotehničku kategoriju će biti dovoljni samo ako nema iskopa ispod razine podzemne vode ili ako usporedivo lokalno iskustvo pokazuje da će predloženi iskop ispod razine podzemne vode biti jednostavan

Ova kategorija uključuje uobičajene tipove konstrukcija i temelja bez pretjeranog rizika ili neuobičajenih ili izuzetno teških uvjeta u temeljnom tlu ili uvjeta opterećenja. Konstrukcije u Drugoj geotehničkoj kategoriji zahtijevaju brojčane geotehničke podatke i proračune kako bi se osiguralo da će bitni zahtjevi biti zadovoljeni, no mogu biti upotrebljeni rutinski postupci za terenske i laboratorijske pokuse, kao i za projektiranje i izvedbu.

Ova kategorija uključuje konstrukcije ili dijelove konstrukcija koji izlaze izvan granica Prve i Druge geotehničke kategorije. Treća geotehnička kategorija uključuje vrlo velike ili neuobičajene konstrukcije, konstrukcije koje uključuju rizike veće od uobičajenih, ili neuobičajene ili izuzetno teške uvjete opterećenja i temeljnog tla, kao i konstrukcije u područjima visoke seizmičnosti

Potrebne ekspertize Osoba s odgovarajućim iskustvom Iskusna osoba Geotehničar specijalist

s iskustvom

Geotehnička istraživanja

Kvalitetna istraživanja uključujući sondažne jame

Rutinska istraživanja uključujući bušenja, terenska i laboratorijska istraživanja

Dodatna sofisticirana istraživanja i laboratorijska ispitivanja

Procedure projektiranja

Postupci propisanim mjerama i pojednostavljeni postupci. Proračun stabilnosti i deformacijska analiza mogu biti nepotrebni.

Rutinski proračuni stabilnosti i deformacije temeljeni na projektnim postupcima iz EC7

Sofisticirane analize

Primjeri građevina

- jednostavne jednokatne ili dvokatne kuće ili poljoprivredne zgrade s najvećom silom ispod stupova od 250 kN i 100 kN / m ispod zidova i uz upotrebu uobičajenih tipova plitkih temelja ili pilota.

- potporni zidovi ili zaštite iskopa (razupore) gdje razlika razina terena i dna ne prelazi 2 m

- manji iskopi za drenaže, polaganje cjevovoda i sl.

Uobičajeni tipovi - plitkih temelja - temeljnih ploča - temeljnih pilota - zidova ili drugih potpornih

konstrukcija (za tlo i vodu ) - iskopa - stupova i upornjaka

mostova - nasipa i zemljanih radova - geotehničkih sidara i drugih

sustava zatega - tunela u tvrdim,

nerazlomljenim stijenama bez posebnih zahtjeva za vodonepropusnošću ili drugih zahtjeva

- Vrlo velike zgrade

- Veliki mostovi - Duboki iskopi - Nasipi na slabom

tlu - Tuneli u slabom

ili jako propusnom tlu

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).


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). 16.9 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 - 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.


16.10 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). 16.11 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. 16.11.1 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; • 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=γFFk (1) 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=γGGk+γQQk (2) Vrijednosti γG i γQ dane su u tablici 2. 16.11.2 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 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/γm (3)

ili se procijeni direktno. Kada se Xd procjenjuje direktno, preporuča se korištenje vrijednosti γm kao vodilje za zahtjevanu 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). 16.11.3 Geometrijski podaci Geometrijski podaci uključuju visinu (razinu) i nagib površine terena, razine vode, dubine granica slojeva, dubine iskopa, oblik temelja itd. (ENV 1997-1:1994). Karakteristične vrijednosti geometrijskih podataka (ak) su izmjerene vrijednosti na terenu. Za granična stanja s teškim posljedicama, proračunske vrijednosti geometrijskih podataka (ad) trebaju predstavljati najnepovoljnije vrijednosti koje se u stvarnosti mogu pojaviti (ENV 1997-1:1994). U slučajevima gdje promjene i odstupanja (varijacije) geometrijskih podataka nisu bitne, treba ih uzeti u obzir pri izboru proračunskih vrijednosti svojstava tla ili djelovanja. Parcijalni koeficijenti opterećenja i materijala γF i γm uključuju slobodu za manja odstupanja u geometrijskim podacima. U ostalim slučajevima je općenito preporučljivo da se s ovim nesigurnostima računa neposredno: ad=ak+∆a.


16.11.4 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.

dd RE ≤ (4) 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 Termini MFA i RFA ne nalaze se u EC7 ali mogu biti uključeni u EN verziju. Kada se koristi MFA metoda, proračunski (projektni) efekt djelovanja i proračunska (projektna) otpornost kod projektiranja po graničnim stanjima nosivosti, izvodi se iz sljedećih jednadžbi:

),/,(),,( akmkkFdddd aXFEaXFEE ∆±== γγ (5)

),/,(),,( akmkkFdddd aXFRaXFRR ∆±== γγ (6)

gdje su E() i R() funkcije efekta djelovanja odnosno funkcije efekta otpornosti koje kombiniraju proračunske (projektne) vrijednosti djelovanja (Fd), materijalnih svojstava (Xd) i geometrijskih podataka (ad). Ako je efekt geometrijskih varijacija zanemariv, njegov utjecaj se može uključiti kroz parcijalne koeficijente γF i γm pa je ∆a=0, te se gornje jednadžbe pojednostavljuju. (Orr i Farrell, 1999). U geotehničkom projektiranju prema EC7, uvedena su tri projektna slučaja poznata kao Slučaj A, Slučaj B i Slučaj C. Slučajevi A, B i C su uvedeni kako bi se osigurala stabilnost i odgovarajuća čvrstoća u konstrukciji i temeljnom tlu, u suglasju s Tablicom 9.2 u ENV 1991-1, Eurokod 1 Osnove projektiranja i djelovanja na konstrukcije. Vrijednosti parcijalnih koeficijenata za opterećenje i materijal dani su u tablici 2. Ove vrijednosti su za konvencionalne građevine u trajnim, i privremenim projektnim situacijama. Više vrijednosti razmatraju se u slučajevima abnormalnog rizika i neočekivanog ili posebno teškog tla ili uvjeta opterećenja. Kako je namjera da Eurokodovi postanu skupina harmoniziranih normi za projektiranje konstrukcija, vrijednosti γF za slučajeve A, B i C za stalna i promjenljiva djelovanja (tablica 2.1 u EC7-1) u geotehničkom projektiranju su ista kao i vrijednosti u tablici 9.2 u EC1-1 koji su primjenljivi za projektiranja koja uključuju sve materijale od betona i čelika do tla. Poglavlje 2.4.4(12) EC7-1 zahtjeva da projekt treba provjeriti s obzirom na oba aspekta, konstrukcijski i geotehnički za sva tri slučaja A, B i C odvojeno. Često će samo jedan proračun biti potreban jer će i on jasno pokazati koji je slučaj kritičan u kojoj projektnoj situaciji. Slučaj A primarno se odnosi na promjenljivost-nesigurnost u nepovoljnim promjenljivim djelovanjima, u situacijama gdje su čvrstoća građevine i tla beznačajne. Slučaj A je relevantan u situacijama gdje ravnoteža ovisi primarno o težini, s malim utjecajem čvrstoće tla i gdje su hidrostatske sile često glavno opterećenje (Orr i Farrell, 1999).


Slučaj B bavi se primarno s nesigurnostima djelovanja i zbog toga su parcijalni koeficijenti djelovanja za slučaj B općenito veći od jedan. Cilj slučaja B je da osigura sigurne geotehičke veličine i projekt građevine protiv nepovoljnih odstupanja djelovanja od njihovih karakterističnih vrijednosti, dok su svojstva tla jednaka njihovim karakterističnim vrijednostima. Slučaj B je obično kritičan u konstruktorskom projektiranju elemenata kao što su temelji i potporni zidovi. Slučaj B nije relevantan gdje nije uključena čvrstoća konstrukcije, kao na primjer kod projektiranja kosina. Slučaj C bavi se primarno s nesigurnostima u svojstvima materijala i zbog toga je općenito MFA metoda, s parcijalnim koeficijentima na svojstva tla većim od 1. Cilj slučaja C je da osigura sigurne geotehičke veličine i projekt građevine protiv nepovoljnih odstupanja od svojstava tla i otpornosti od njihovih karakterističnih vrijednosti, dok su stalna djelovanja jednaka njihovim karakterističnim vrijednostima a promjenljiva djelovanja su nešto povećana, ali manja nego u slučaju B,. Slučaj C je obično kritičan kod određivanja veličine elemenata u tlu, kao što su veličina temelja i dubina potpornih zidova. Za situacije gdje je samo uključena čvrstoća tla, kao u slučaju stabilnosti pokosa, slučaj C je jedino relevantan.


Tablica xxx Parcijalni koeficijenti za slučajeve A, B i C (Orr i Farrell,1999)

Parametar Koeficijent Slučaj A Slučaj B Slučaj C Parcijalni koeficijenti opterećenja (γF) Stalno nepovoljno djelovanje γG 1,00 1,35 1,00 Promjenljivo nepovoljno djelovanje γQ 1,50 1,50 1,30

Stalno povoljno djelovanje γG 0,95 (0,90)** 1,00 1,00

Promjenljivo povoljno djelovanje γQ 0 0 0 Udesno djelovanje γA 1,00 1,00 1,00 Parcijalni koeficijenti materijala (γm) tanφ’ γtanφ’ 1,10 1,00 1,25

Efektivna kohezija c‘ γc’ 1,30 1,00 1,60 (1,25)**

Nedrenirana posmična čvrstoća cu γcu 1,20 1,00 1,40 Tlačna čvrstoća qu γqu 1,20 1,00 1,40 Presiometarski granični tlak plim γplim 1,40 1,00 1,40 CPT otpor γCPT 1,40 1,00 1,40 Jedinična težina tla γ γg 1,00 1,00 1,00 Parcijalni koeficijenti otpornosti (γR) Otpor nosivosti γRv * 1,00 1,00 Otpor klizanju γRs * 1,00 1,00 Otpor zemlje γRc * 1,00 1,00 Otpor baze pilota γb * 1,00 1,30 Otpor na plaštu pilota γs * 1,00 1,30 Ukupni otpor pilota γt * 1,00 1,30 Vlačni otpor pilota γst 1,40 1,00 1,60 Otpor sidra na izvlačenje γA 1,30 1,00 1,50 Parcijalni modelski koeficijenti efekta djelovanja i otpora (γE; γsd, γrd) Efekti djelovanja i otpora γsd, γrd 1,00** 1,00 1,00 Napomene: Bold vrijednosti su parcijalni koeficijenti koji su dani ili koji se podrazumijevaju u ENV verziji EC7 Italic vrijednosti su preporučeni parcijalni koeficijenti kojih u ENV EC7 nema ali mogu biti uključene u EN verziju * Parcijalni koeficijenti koji nisu relevantni za Slučaj A ** Vjerojatno će imati ovu vrijednost u EN verziji EC7 Vjerojatno će u EN verziji EC7 biti uvedena još dva slučaja (Slučaj C2 i Slučaj C3)

16.12 Geotehnička istraživanja i geotehnički podaci Sva tri dijela EC7, treba razmatrati kao cjelinu kod procjene zahtjeva za planiranje geotehničkih istraživanja i 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. Slika 2 prikazuje vezu sva tri dijela EC7 s obzirom na planiranje geotehničkih istraživanja i dobivanje geotehničkih podataka za korištenje u projektnim proračunima. Trenutna intencija je da se dijelovi 2 i 3 spoje u jedan dokument (Orr i Farrell, 1999.p).


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). Slika XXX Uloga EC7 u postizanju geotehničkih podataka 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.

Procjena projektnih situacija Odabir geotehničkih kategorija Opći zahtjevi za: • planiranje istraživanja, • dobivanje vrijednosti

parametara

Određivanje karakterističnih i proračunskih (projektnih) vrijednosti za korištenje u projektnim proračunima

Odluka o geotehničkim podacima potrebnim za projektiranje

Izvještaj s • geotehničkim informacijama, • izvedenim vrijednostima

parametara

Osnovni zahtjevi za: • geotehnička istraživanja, • uzorkovanje tla, • opremu za izvođenje

pokusa, • laboratorijske i terenske

pokuse.

Procjena (proračun) izvedenih vrijednsoti svojstava tla (parametara)

POKRIVENO S EC7-1

POKRIVENO S EC7-2 I EC7-3


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 u poglavlju 4.3 Prvog dijela EC7. Proces kojim se dobiju projektne vrijednosti geotehničkih parametara sastoji se od 4 faze kao što to pokazuje slika 2, pri čemu se dobiju sljedeće četiri različite vrijednosti (Orr i Farrell, 1999):

• izmjerene vrijednosti parametara, • izvedene vrijednosti parametara, • karakteristične vrijednosti parametara, • projektne vrijednosti parametara.

Zahtjevi koje treba uzeti u obzir kod izvođenja izvedene vrijednosti parametara iz terenskih i laboratorijskih pokusa za korištenje u geotehničkom projektiranju prema EC7 pokriveni su s EC7-1 i EC7-2. Zahtjevi koje treba uzeti u obzir kod izbora karakterističnih vrijednosti i određivanja projektnih vrijednosti pokriveni su s EC7-1. Izmjerene vrijednosti su vrijednosti izmjerene tijekom pokusa. Izvedene vrijednosti su vrijednosti parametara tla dobivene teorijom, korelacijama ili empirijski iz izmjerenih rezultata pokusa. Izvedene vrijednosti čine osnovu za izbor karakterističnih vrijednosti. Primjer izvedenih vrijednosti su kohezija i kut trenja koji se dobiju iz triaksijalnih pokusa prema Mohr-Coulombovoj teoriji, nedrenirana čvrstoća (cu) dobivena iz pokusa krilnom sondom ili kut trenja i modul elastičnosti dobiven iz SPT pokusa koristeći empirijske odnose. Treba naglasiti da različiti pokusi mogu dati različite izvedene vrijednosti istog parametra na jednoj lokaciji. Karakteristična vrijednost geotehničkog parametra definirana je kao oprezno određena vrijednost koja djeluje na pojavu graničnog stanja. Zbog toga se karakteristična vrijednost mora odabrati uzimajući u obzir aktualnu projektnu situaciju. Proračunska (projektna) vrijednost je vrijednost parametra korištena u projektnim proračunima. Ona se određuje, ili iz karakterističnih vrijednosti primjenjujući parcijalni koeficijent ili drugačije, direktno procjenjujući iz izvedene vrijednosti. U cilju pravljenja razlike između različitih metoda uzorkovanja, one su klasificirane u tri kategorije (ENV 1997-3, 1999): (a) metode uzorkovanja iz kategorije A; (b) metode uzorkovanja iz kategorije B; (c) metode uzorkovanja iz kategorije C. Kada se koriste metode uzorkovanja koje spadaju u kategoriju A to znači da želimo dobiti uzorke kod kojih je u postupku uzorkovanja ili transporta došlo do vrlo malog ili nikakvog poremećaja strukture. Sadržaj vode i šupljina odgovara uvjetima in situ. Komponente nisu promijenjene niti je došlo do promjene kemijskog sastava tla. Kada se koriste metode uzorkovanja koje spadaju u kategoriju B dobivaju se uzorci koji sadrže sve komponente koje je tlo imalo in situ i to u nepromijenjenim omjerima, a tlo je osim toga zadržalo i svoj prirodni sadržaj vode. Može se odrediti opći raspored raznih slojeva ili komponenata tla. Struktura tla je poremećena. Primjenom metoda uzorkovanja koje spadaju u kategoriju C u uzorku dolazi do potpune promjene strukture tla. Opći raspored različitih slojeva ili komponenata tla promijenjen je u takovoj mjeri da se slojevi koji postoje in situ ne mogu precizno odrediti. Sadržaj vode u uzorku ne mora odgovarati prirodnom sadržaju vode u sloju iz kojeg je uzorak uzet.


Poglavlje 2.3(1) EC7-2 opisuje 5 klasa kvalitete uzoraka tla u odnosu na laboratorijska ispitivanja koje ovise o karakteristikama koje ostaju nepromijenjene pri uzorkovanju. Njih ne treba miješati s tri kategorije metoda uzorkovanja koje su opisane naprijed. Pet klasa kvalitete uzoraka su sljedeće: 1. Uzorak gdje nije došlo praktički značajnih promjena karakteristika (neporemećen uzorak) 2. Druga klasa kvalitete: Uzorak kod koga je došlo do malog poremećaja. Poremećaj može utjecati na

rezultat direktnog smicanja i kompresibilnost (lagano poremećen) 3. Treća klasa kvalitete: Uzorak kod koji sadrži sve originalne komponente tla in situ, uključujući i vodu 4. Četvrta klasa kvalitete: Uzorak kod koji sadrži sve originalne komponente tla in situ ali gdje sadržaj vode

ne odgovara vlažnosti in situ. 5. Peta klasa kvalitete: Uzorak kod koga su sadržaj vode i komponente tla promijenjeni tijekom

uzorkovanja tako da on nije podoban za ispitivanja već samo za određivanje granica slojeva Tablica XXX Klase kvalitete uzoraka tla za laboratorijska ispitivanja

Klasa kvalitete uzoraka Svojstva tla

1 2 3 4 5 Veličina zrna x x x x Sadržaj vode x x x Redoslijed slojeva x x x x x Granice slojeva - okvirno x x x x Granice slojeva - precizno x x Atterbergove granice, gustoća zrna, sadržaj organskih materija x x x x Gustoća, indeks gustoće, poroznost, propusnost x x Stišljivost, posmična čvrstoća x

A B Prikladna kategorija uzorkovanja

C 16.13 Zaključak Objavljivanje Eurokoda 7, predstavlja značajan doprinos razvoju građevinarstvu, pošto on uvodi metodu graničnih stanja sa parcijalnim koeficijentima u geotehničko projektiranje. Promjena tradicionalne metode projektiranja predstavlja poteškoće za mnoge inženjere. Zbog toga je bilo mnogo skepticizma u nekim geotehničkim krugovima o opravdanosti uvođenja metoda graničnih stanja i parcijalnih koeficijenata. Međutim, racionalna osnova metode graničnih stanja i prednosti njenog korištenja u geotehničkom projektiranju postajala je sve evidentnija kako je koncept EC7 bio provjeravan (Orr i Farrell, 1999). Eurokodovi će uskoro ući u svakodnevnu potrebu u zemlje Europske unije. Da bi ulazak u Europsku uniju bio čim bezbolniji, potrebno je čim prije upoznati logiku Eurokodova i neke njihove odredbe ugraditi u nacionalnu regulativu. 16.14 Rječnik 16.15 Literatura 1. ENV 1991-1 :1994, Basis of Design and Actions on Structures 2. ENV 1997-1 :1994, Geotechnical Design, Part 1: General Rules 3. ENV 1997-2, 1999, Geotechnical Design, Part 2: Geotechnical design assisted by laboratory testing 4. ENV 1997-3, 1999, Geotechnical Design, Part 3: Geotechnical design assisted by field testing


5. Orr, T.L.L.; Farrell, E. R., 1999, Geotechnical Design to Eurocode 7, Springer-Verlag London Limited, 166 p.

6. ISSMGE (1999) Recommendation of the ISSMGE for geotechnical laboratory testing, DIN, Beuth Verlag, Berlin

7. Szavits-Nossan, A., Ivšić, T., (1995), Eurocode 7, Geotehnika, Građevinski godišnjak ’95, Hrvatsko društvo građevinskih inženjerastr. 154-208.

8. Priopćenja trećeg savjetovanja Hrvatske udruge za mehaniku tla i geotehničko inženjerstvo, Geotehnika kroz Eurocode 7, Hvar, 2-5. listopada 2002. 466 strana.

Ivan Vrkljan

17 Opažanja geotehničkih građevina

Opaženje geotehničkih građevina tijekom građenja i eksploatacije nema

istraživačku svrhu već je to alat kojim se geotehničari služe. Zbog toga su geotehnička opažanja sastavni dio projektiranja. Prikazani su principi i načini mjerenja koji se najčešće koriste u postupku opažanja ponašanja

tunela i drugih podzemnih prostora

17-Opazanja geotehnickih gradevina.doc


17 Opažanja geotehničkih građevina

17.1 Uvod.................................................................................................................................3 17.2 Opažanja i Eurokod 7.........................................................................................................4 17.3 Tehnike opažanja tijekom građenja i eksploatacije tunela .....................................................5

17.3.1 Mjerenje pomaka .......................................................................................................6 17.3.1.1 Mjerenje pomaka konture iskopa (konvergencija) ....................................................7 17.3.1.2 Mjerenje pomaka unutar stijenske mase.................................................................11

17.4 Piezometarska mjerenja....................................................................................................20 17.5 Opažanja naprezanja u mlaznom betonu i betonskoj oblozi.................................................22 17.6 Opažanje sidara ...............................................................................................................23 17.7 Rječnik ...........................................................................................................................26 17.8 Literatura ........................................................................................................................27 17.9 Prilozi .............................................................................................................................29

17.9.1 Mjerna nesigurnost ..................................................................................................29

17 Opažanja geotehničkih građevina 3

17.1 Uvod Svaki geotehnički projekt je u nekom stupnju hipotetski i svaka aktivnost u ili na stijenskoj masi i tlu povezana je s rizikom i iznenađenjima. Ovo je posljedica činjenice da su geotehničke konstrukcije izgrađene od prirodnih materijala koji su nastali različitim procesima. Rijetko je kada rezultat ovih procesa jednoličan materijal. Prirodni materijala (tlo i stijenska masa) su nehomogeni, anizotropni i prirodno napregnuti. Nemogućnost da se istražnim radovima, bez obzira na njihov opseg, utvrde svi značajna svojstva i stanja prirodnih materijala, za posljedicu ima mnoge pretpostavke na kojima se temelji projekt i na osnovi kojih se odabire oprema i tehnologija građenja. Jasno je da se pretpostavljena svojstva i stanja medija mogu značajno razlikovati od stvarnog stanja u prirodi. Terenska promatranja (field observations), uključujući i kvantitativna mjerenja mjernim uređajima, omogućavaju geotehničkom inženjeru da usprkos ograničenjima može projektirati sigurne i efikasne građevine a izvođaču da može raditi sigurno i ekonomično. Zato terenska mjerenja neuporedivo više znače geotehničarima u odnosu na druge projektante koji rade s umjetnim materijalima, čija su svojstva i stanja definirana projektom a tijekom gradnje se samo kontrolira zadovoljavanje postavljenih zahtjeva. Zato getehničar, za razliku od drugih projektanata, mora dobro poznavati principe i tehnike mjerenja. Za geotehničare je instrumentacija alat za rad a ne samo jedna od komponenti istraživanja. U našoj se praksi ustalio izraz-opažanje za ono što u engleskoj literaturi nalazimo kao-monitoring i field observation. Ralph B. Peck u predgovoru Dunicliffove knjige iznosi neka razmišljanja o problematici opažanja koja se često zanemaruju: (Dunnicliff, 1993, str. vii).

• Čovječije oči su najbolji instrument za opažanje ponašanja geotehničke građevine, • Rezultatima mjernje moraju biti pridružene točne informacije o stanju iskopa i ugrađenoj

podgradi jer inače rezultat mjerenja nema smisla, • Treba ocijeniti koje uređaje koristiti i bolje je koristiti čim jednostavnije (ako se pomaci

mogu vidjeti okom ne treba koristiti mikrometar), • Traba motivirati ispitivača da u teškim uvjetima napravi kvalitetnu ugradnju opreme i

izvrši mjerenja mjerenja. Ladanyi (1982), kao glavne probleme mehanike stijena ističe sljedeće: • nemogućnost direktnog mjerenja osnovnih svojstava stijenske mase, • efekt vremena, • modeliranje.


Osnovna svojstva stijenske mase nije moguće direktno mjeriti zbog ograničavajućih faktora mjerila, (scale efects), vremena i novca. Ladanyi nudi i odgovor na pitanje-što činiti u ovakvoj situaciji. "Nemožemo mjeriti, ali ako dovoljno pažljivo promatramo, razvijamo koncepcijske modele, radimo povratne analize, utvrđujemo okvire i klasifikacijske sisteme neprestano promatramo i poboljšavamo ih tijekom dovoljno dugog perioda, možemo se nadati da ćemo eventualno moći utvrditi ova svojstva stijenske mase dovoljno točno za potrebe prjektiranja. 17.2 Opažanja i Eurokod 7 Osnovu filozofije projektiranja prema graničnim stanjima koja je opisana u Eurokodu 1 (EC1) i prihvaćena u Eurokodu 7 (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. 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. Rezultati opažanja geotehničkih građevina koriste se za:

• potvrditu da relevantno granično stanje nije premašeno, • dobivanja parametara tla i stijena povratnim analizama.

Da bi metoda opažanja dala očekivene rezultate, moraju biti zadovoljena sljedeća četiri zahtjeva i to prije početka gradnje:

• moraju se uspostaviti prihvatljive granice ponašanja,

• mora se ocijeniti raspon mogućeg ponašanja i pokazati da postoji prihvatljiva vjerojatnost da će ponašanje biti unutar prihvatljivih granica,

• mora se načiniti plan praćenja ponašanja, koji će pokazati je li ponašanje unutar prihvatljivih granica; praćenjem se to mora jasno pokazati i to dovoljno rano te u dovoljno kratkim vremenskim razmacima da bude moguće uspješno poduzimati uvjetovane mjere; vrijeme odziva uređaja i postupci za analizu rezultata moraju biti dovoljno brzi u odnosu na mogući razvitak događaja u sustavu,

• mora se načiniti plan uvjetovanih mjera, koje se mogu usvojiti ako praćenje pokaže da je ponašanje izvan prihvatljivih granica.


Tijekom gradnje praćenje se mora provoditi prema planu, a ako zatreba mora se provesti i daljnje ili zamjenjujuće praćenje. Rezultati praćenja moraju se ocjenjivati u odgovarajućim fazama gradnje, a ako zatreba moraju se provesti i planirane uvjetovane mjere. 17.3 Tehnike opažanja tijekom građenja i eksploatacije tunela Geotehničko instrumentiranje nije samo odabir mjernih uređaja već opsežan inženjerski proces koji počinje s definiranjem svrhe i završava s implementacijom podataka. Svaki korak u ovom procesu je kritičan za uspjeh ili promašaj cjelokupnog programa. Postupak izgradnje tunela koji se stalno prilagođava napredovanju može se ostvariti kombiniranjem proračunskih metoda, empirijskog načina projektiranja i neposredne interpretacije mjerenja in situ. Pri tome se terenska mjerenja deformacija masiva te deformacija i naprezanja u podgradi stalno koriste za potvrdu projekta ili njegovu promjenu. Početne dionice s intenzivnom instrumentacijom daju ulazne podatke za taj postupak. Interpretacija izmjerenih vrijednosti daje uvid u ponašanje masiva kao reakciju na napredovanje tunela. Za primjenu ovog postupka treba ispuniti sljedeće uvjete:

• mora postojati mogućnost mijenjanja metoda iskopa i osiguranja uzduž osi tunela, • investitor i izvođač moraju unaprijed ugovoriti odredbe koje dopuštaju modifikaciju projekta

tunela, • terenska mjerenja moraju biti interpretirana po konceptu koji povezuje mjerenja i kriterije

projekta, • interpretacija posebne instrumentirane dionice tunela mora biti korištena za zaključke o drugim

dionicama; prijenos iskustava ograničen je na dionice s usporedivim geotehničkim i drugim okolnostima,

• mjerenja in situ treba predvidjeti po cijeloj dužini tunela da bi se provjerila ispravnost usvojenih pretpostavki.

Opažanja svake geotehničke građevine mogu se podijeliti u dvije velike skupine:

• Opažanja medija u kojem je građevina izvedena (tlo, stijena, voda, plinovi iz podzemlja) • Opažanje elemeta za stabilizaciju iskopa (mlazni beton ,sidra, betonska obloga i slično)

Kada se govori o podzemnim prostorima najčešće se vrše opažanja prikazana na slici XXX.:


Slika XXX Različite tehnike opažanja u podzemnim prostorima 17.3.1 Mjerenje pomaka Svaka geotehnička konstrukcija izaziva promjenu naprezanja u tlu ili stijeni bez obzira radi li se o temeljenju građevina, površinskim zasjecanjima ili podzemnim iskopima. Promjenu naprezanja izazvat će i unutarnji tlak u hidrotehničkim tunelima pod tlakom, plin pod tlakom u podzemnim skladištima, bubrenje stijena, promjene temperature i slično. Vidljiva posljedica promjene naprezanja su pomaci na konturama iskopa ili kontakta građevina i tla odnosno pomaci u dubini stijenske mase do koje promjena naprezanja doseže. Može se reći da se zona promjene naprezanja deformira. U engleskomse jeziku za pojam-deformacija, koriste dva izraza s bitno različitim značenjem:

• Deformacija (deformation) se definira kao promjena oblika (ekspanzija, sažimanje (contraction) ili neki drugi oblik distorzije (distortion)). Obično se dešava kao odgovor na djelovanje opterećenja ili naprezanja ali može biti i posljedica promjene temperature ili vlažnosti (bubrenje ili skupljanje (swelling or shrinkage). Deformacija (deformation) se mjeri u jedinicama duljine (m) ali se obično izražava kao neimenovani broj i tada se zove deformacija (strain).

• Deformacija (strain) predstavlja odnos promjene duljine nekog elementa i njegove originalne duljine u određenom pravcu.

Svi uređaji za mjerenje promjene oblika i veličine prostora zahvaćenog promjenom naprezanja, uvijek mjere pomak (displacement, deformation).

• pomak (displacement) – promjena pozicije materijalne točke. Iz izmjerenih pomaka mogu se izračunati deformacije (strain) u željenim pravcima. Deformabilnost (deformability) se može opisati kao lakoća kojom se stijena može deformirati. Krutost (stiffness) se može opisati kao otpor deformiranju.

Najčešće tehnike opažanja u podzemnim prostorima 1-mjerenje pomaka konture iskopa distometrima 2-mjerenje pomaka konture iskopa geodetskim metodama 3-mjernje pomaka u stijenskoj masi ekstenzometrima 4-mjernje naprezanja uzduž sidra (meassuring anchor) 5-mjerenje sile na glavi sidra (total anchor force) 6-mjerenje radijalnih i tangencijalnih naprezanja u mlaznom

betonu i u betonskoj oblozi 7-mjerenje kontaktnih naprezanja između obloge is tijenske

mase 8-piezometarska mjerenja

1 2

3

4

5

6

7

8


Kada se govori o mjerenjima pomaka u podzemnim prostorima, treba razlokovati:

• mjerenje pomaka konture iskopa, • mjerenje pomaka unutar stijenske mase

17.3.1.1 Mjerenje pomaka konture iskopa (konvergencija) Pomaci stijenske mase su najočitiji na konturi iskopa. Ovi se pomaci nazivaju radijalnim pomacima jer su naizraženiji u radijalnom pravcu u odnosu na konturu iskopa. Za nihovo 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 porečnim 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 isntrumentu 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). Prednosti odvog načina mjerenja:

• jednostavna za izvođenje i ne traže posebnu obučenost operatera, • niska cijena opreme.

Nedostaci:

• tijekom mjerenja prekida se promet tunelom, • ventilacija i propuh mogu stvarati poteškoće kod mjerenja,


Slika XXX Distometar tvrtke Solexperts (prospekt tvrtke Solexperts)


Slika XXX Distometar s trakom (prospekt tvrtke Slope indicator) 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.

Slika XXX Motorizirana totalna stanica Leica TCA 1800; Robotizirana totalna stanica u tunelu Motorizirana totalna stanica može izvesti automatska mjerenja u x.y, i z pravcu, sa relativno visokom točnošću: ∆z < 0.5 mm; ∆y, ∆y < 1.0 mm na udaljenosti od 150 m.


Prikaz rezultata mjerenja Rezultati mjerenja se redovito prikazjuju 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, • ugradnja podgrade (mlazni beton, sidra i slično), • potres.

Slike XXX Praćenje promjene radijalnih pomaka tijekom vremena

Vrijeme

1 2 3 4 5 6

1

u2

2

u3

3

u1

4

u4

u1

u2

u3

u4

Iskop prve faze prouzročit će radijalne pomake konture iskopa

Ugradnjom podgrade smanjit će se brzina prirasta pomaka

Iskop druge faze prouzročit će nova pomjeranja konture prema praznom prostoru tunela

Ugradnjom novih elemenata podgrade, radijalni pomak će dostignuti konačnu vrijednost

5. Potres može prouzročiti jednokratni pomak konture

6. Konačan radijalni

pomak prije ugradnje sekundarne betonske obloge

u5 u6

Rad

ijaln

i pom

ak (u

)


17.3.1.2 Mjerenje pomaka unutar stijenske mase Za mjerenje pomaka unutar stijenske mase koriste se:

• ekstenzometri • inklinometri

I jedni i drugi uređaji mjere unutar bušotine ali je princip mjerenja bitno različit. 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 namjenjeni prvenstveno za mjernje povećanja razmaka dviju točaka (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, kada ekstenzometar koristimo za opažanja slijeganja ispod temelja, oni bi se trebali zvati kompresometrima (compressometers). Ovaj naziv nikada nije zaživio u inženjerskoj praksi. Terzaghi ih je nazivao faundations gauges. Danas se obično nazivaju osjetilima slijeganja (settlement gauges). Ime inklinometra upućuje da se sa njim mjeri nagib-inklinacija. Prema konstrukciji i principu mjerenja, razlikuju se:

• štapni ekstenzometri (rod extensometers), • žičani ekstenzometri (wire extensometers), • ekstenzometri kod kojih se koristi prenosiva mjerna sonda za mjerenje razmaka fiksnih

točaka (probe extensometers). Bez obzira o kom se tipu 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 nakon stvrdnjavanja. Ekstenzometarska mjerenaj (izuzev jednostrukog ekstenzometra) pripadaju skupini tzv. linijskih mjerenja (linewise measurement). Točkasta mjerenja (pointwise measurement) dobiju se upotrebom jednostrukog ekstenzometra.


Štapni ekstenzometri Štapni ekstenzometar (rod extensometer) se sastoji od jedne ili više ekstenzometarskih šipki i isto toliko mjerila pomaka. Jedan kraj ekstenzometarske šipka 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 uPVC cijevi koje ih štite od eventualnog zarušavanja bušotine. Princip rada jednostrukog ekstenzometara prikazuju slika XXX a trostrukog slika XXX. Jasno je da ekstenzometri mogu biti i dvostruki, četverostruki i.t.d. Slika XXX Princip rada jednostrukog ekstenzometra

uA A

A

uA

Bušotina

Šipka

Fiksna točka

Bušotina

Šipka


Slika XXX Princip rada trostrukog ekstenzometra Slika XXX Ekstenzometri ugrađeni s površine terena sa ciljem mjerenja pomaka tla u zoni iskopa tunela

uA

A

A

B

C

A

B

C

uB

uC


Slika XXX Moderna komunikacija projektanta s podacima koje ekstenzometri mjere (prospekt tvrtke Solexperts) Klizni deformetar (probe extensometer) Radi na prncipu 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. 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 i zmjeri razmak između dva susjedna spoja (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 jednos sondi dobiven je uređaj koji se komercijalno zove trivec sonda. Slika XXX Proncip mjernje kliznim deformetrom

1-Fiksni element (spoj cijevi) (meassuring mark)

2-Injekcijska smjesa 3-Sonda (probe) 4- Fiksna točka 5-plastična cijev Prva i druga skica prikazuju umetanje sonde između fiksnih elemenata i prvo mjerenje. Treća skica prikazuje mjerenje nakon što se gornja fiksna točka pomaknula za iznos ∆L u odnosu na prvo mjerenje.


Slika XXX Princip rada kliznog deformetra (prospekt tvrtke Solexperts)

Sliding deformeter (prospekt tvrtke Solexperts) Deformetarska se mjerenja obavljaju u PVC cijevima koje u sebi, na razmacima od 1m, imaju fiksne elemente (measuring marks). Cijevi se ugrađuju u bušotinu a prostor između bušotine i stijenske mase se injektira cementno bentonitnom injekcijskom smjesom. Mjerna sonda se spušta u bušotinu i mjeri promjenu razmaka fiksnih elemenata. Oblik sonde i fiksnih elemenata je takav da sonda u određenom položaju može proći kroz ovaj element. Gornje slike prikazuju način spuštanja sonde i njenu poziciju u trenutku mjerenja.


Slika XXX Mjernje TRIVEC sondom (Frodl; prospekt tvrtke Solexperts)


Inklinometri Inklinometar (inclinometer, slope inclinometer, probe inclinometer, slope indicator) je uređaj koji mjeri pomake normalne na os cijevi kroz koju prolazi. Uređaj sadrži senzor koji mjeri otklon njegove osi od vertikale. Inklinometarska se cijev ugrađuje u bušotinu a prostor između cijevi i stijene se injektira cementno-bentonitnom injekcijskom smjesom. Inklinometri se proizvde kao vertikalni za mjeranja u približno vertikalnim cijevima i horizontalni kada se cijev postavlja vodoravno. Slika XXX Inklinometar mjeri otklon cijevi od vertikale (prospekt tvrtke Slope indicator); Tipičan rezultat osam mjerenja nakon što je obavljeno nulto (sa nultim ukupno 9 mjerenja).

interval mjerenja (L)

otklon L*sinθ

Kut naginjanja

inklinometarska ciejv

Kabel s kojim se inklinometar spušta i povlači iz bušotine

inklinometarska buušotina

Inklinometarska mjerenja vrlo će precizno identificirati kliznu plohu (klizno područje)


Slika XXX kabel. sonda i kolut za spuštanje i povlačenje kabela na kojem visi sonda (prospekt tvrtke Slope indicator)


17.4 Piezometarska mjerenja Treba razlikovati nivo pozemne vode (ground water level) i piezometarski noivo (piezometric level, piezometric elevetion). Nivo podzemne vode je gornja površinapodzemne vodene mase na kojoj vlada atmosferski tlak. Tlak porne vode je tlak koji vlada u nekoj točki u tlu ili stijeni. Piezometarski nivo je nivo vodenog stupca koji odgovara tlaku porne vode u zoni u kojoj je mjerenje izvršeno. Pretpostavimo da se tlo sastoji od slojeva različite vodopropusnosti, u ovom slučaju od pjeskovitih slojeva između kojih se nalazi slabo vodopropusna glina koja se može smatrati hidrogeološkim izolatorom. Nivo podzemne vode i piezometarski nivo se mogu mjeriti različitim tehnikama. Ovaj će se slučaj ilustrirati uporabom najjednostavnijih mjerila koji se sastoje od plastične ili metalne cijevi umetnute u bušotinu. Uvedena je pretpostavka da je cijev idealno injektirana vodonepropusnom inkecijskom smjesom na dijelovima koji nisu perforirani. To znači da voda u cijev može ući samo na njenom perforiranom dijelu. Ovo znači da se u slučajevima B i C, voda između pojedinih slojeva ne može teći uz cijev iz jednog u drugi sloj. Slučaj A Ako se cijev kojom želimo izmjeriti tlak porne vode nalazi u vrlo propusnom materijalu (pijesak, šljunak), nivo vode u cijevi će se izjednačiti s nivoom podzemne vode. U ovom slučaju nije bitno jeli cijev perforirana po cijeloj duljini ili samo na jednom dijelu.

pijesak

glina

NPV

sloj 1

sloj 2

Pretpostavka: Cijev je u bušotini dobro injketirana i može u sebe primiti vodu samo na perforiranom dijelu.

A B C piezometarski nivo


Slučajevi B i C U glinovitom, slabo vodopropusnom tlu nalaze se proslojci koji u porama sadrže vodu pod tlakom (pore water pressure). Tlakovi vode odgovaraju visini vodenog stupca koji doseže iznad nivoa podzemne vode. U ovom slučaju govorimo o arteškoj vodi (artesian aquifer). Cijev kojom mjerimo tlak porne vode u ograničenoj zoni (perforirana je samo u zoni u kojoj želimo izmjeriti porni tlak) nazivamo piezometrima (piezometers). Nivo koji voda dostigne u cijevi naziva se piezometarskim nivoom. Cijevi prikazane na slici XXX uglavnom se koriste za mjerenje nivoa podzemne vode i piezometarskog nivoa u jače vodopropusnim tlima (pijesak i šljunak). U slabo vodopropusnim tlima količina vode koja ulazi u cijev može biti tako mala da mjerenje na ovaj način praktički nije moguće. U ovim se slučajevima koriste električne piezometarske sonde kod kojih je osjetilo tlaka male površine te brzo reagira na svaku promjenu pornog tlaka. Izmjereni podaci o tlaku vode na poziciji sonde, proslijeđuju se električnim kablovima na površinu do računala ili logera. Slika XXX Piezometar s promjenjivim senzorima (Solexperts PiezoPress, Retrievable porewater pressure

sensor)

pizometarska cijev

Unutarnja cijev (promjenjiva)

kabel senzora

senzor tlakasenzor tlaka (promjenjiv)

piazometarski filter

Detalj

Solexperts PiezoPress, Retrievable porewater pressure sensor) Prednost ovog sustava je što se piezometarske sonde (senzor tlaka) mogu zamjeniti u slučaju njihovog kvara, što nije rijedak slučaj kod dugotrajnih mjerenja.


17.5 Opažanja naprezanja u mlaznom betonu i betonskoj oblozi Ćelije se satoje od čeličnih limova zavarenih po rubovima tako da čine mali jastuk. Obično se ugrađuju u paru za mjerenje naprazanja u dva okomita pravca.Ćelije se ispune deareirenim fluidom i spojs 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 daljna 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) Slike XXX Ćelije za mjerenje radijalnih i tangencijalnih naperzanja u mlaznom betonu; Ćelija model 4850 (Geokon)

Žica za fiksiranje ćelije

mjerna ćelija Veza na mjerni uređaj

mlazni beton

Varena čelična mreža (armatura)

Stijena

Instaliranje ćelija u mlaznom betonu primarne

Prenosivi uređaj za očitavanje podataka


17.6 Opažanje sidara Pri opažanju sidara obično se vrši:

• Mjerenje sile na glavi sidra (total anchor force) • Mjernje naprezanja uzduž sidra (meassuring anchor)

Mjerenje sile na glavi sidra (total anchor force) Svrha ovog mjerenja 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 posbnog elementa koji je prilagođen obliku mjerila sile. Tijekom vremena očitava se sila koju sidro preuzima na sebe. Slika XXX (prospekt tvrtke Slope indicator) Mjernje naprezanja uzduž sidra (meassuring anchor) Mjerno sidro je posebne konstrukcije a služi za mjrenje naprezanja u sidrenoj šipki tijekom djelovanja sidra. Ponekad probno sidro ima oblik cijevi u koju se ugradi višepozicioni mini ekstenzometar (4-9 fiksnih točaka). Odrđivanje čvrstoće sidra 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». 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» (vidi slike XXX.i XXX.).

navrtka

mjerilo sile

podložne pločice

sidrena šipka

Betonska obloga

podloška


Slika XXX Definicija čvrstoće sidra (sidrena šipka+mort+stijena) kada se sidro izvlači iz bušotine (čvrstoća sidra manja od čvrstoće sidrene šipke) Slika XXX Definicija čvrstoće sidra (sidrena šipka+mort+stijena) kada se sidro ne izvlači iz bušotine (čvrstoća sidra veća od čvrstoće sidrenene šipke)

F-p0,2 Granica razvlačenja pri trajnoj istezljivosti 0,2% (tensile yield point; yield bolt load (termin u SM ISRM, 1974))

Fm Sila loma čelika (breaking load; ultimate bolt load (termin u SM-ISRM,1974))

pomak (mm)

Sila

čup

anja

(kN

)

40

Čvrstoća sidra=A Anchor strength

A

Naponsko-deformacijska

pomak (mm)

Sila

čup

anja

(kN

)

40

Naponsko-deformacijska

Naponsko-deformacijska krivulja sidra (sidrena

Čvrstoća sidra je nepoznata ali je veća od «B»

Fm Sila loma čelika (breaking load)

F-p0,2 Granica razvlačenja pri trajnoj istezljivosti 0,2% (tensile yield point)


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 ternu ispituje cijeli sklop: sidrena šipka+mort+stijena.

Slika XXX Rezultat ispitivanja vlačne čvrstoće sidrene šipke jednog sidra (IGH-Zagreb)

Fm=542,2/537,7

F-p0,2=302/297 Fm=Sila loma (breaking load) F-p0,2=Sila pri granici razvlačenja

pri trajnoj istezljivosti (tensile yield point)


17.7 Rječnik ISRM (1975) biaxial state of stress State of stress in which one of the three principal stresses are zero compressive stress Normal stress tending to shorten the body in the direction in which it acts displacement a change in position of a material point. (ISRM) hydrostatic pressure A state of stress in which all the principal stresses are equal (and there is no shear stress) inelastic deformation The portion of deformation under stress that is not annulled by removal of stress linear (normal) strain The change in length per unit of length in a given direction

plane stress/strain A state of stress/strain in a solid body in which all stress/strain components normal to a certain plane are zero

principal stress/strain The stress/strain normal to one of three mutually perpendicular planes on which the shear stresses/ strains at a point in a body are zero

progressive failure Formation and development of localized fractures which, after additional stress increase eventually form a continuous rupture surface and thus lead to failure after steady deterioration of the rock

secondary state of stress The resulting state of stress in the rock around man-made excavations or structures shear force A force directed parallel to the surface element across which it acts shear plane A plane along which failure of material occurs by shearing

shear strain The change in shape, expressed by the relative change of the right angles at the corner of what was in the undeformed state an infinitessimally small rectangle or cube

strain The change in length per unit of length in a given direction.

strain ellipsoid The representation of the strain in the form of an ellipsoid into which a sphere of unit radius deforms and whose axes are the principal axes of strain

strain/stress rate Rate of change of strain/stress with time stress Force acting across a given surface element, divided by the area of the element

stress ellipsoid

The representation of the state of stress in the form of an ellipsoid whose semi-axes are proportional to the magnitudes of the principal stresses and lie in the principal directions. The coordinates of a point P on this ellipsoid are proportional to the magnitudes of the respective components of the stress across the plane normal to the direction OP, where O is the centre of the ellipsoid

stress/strain field The ensemble of stress/strain states defined at all points of an elastic solid

stress/strain tensor The second order tensor whose diagonal elements consist of the normal stress/strain components with respect to a given set of coordinate axes and whose off-diagonal elements consist of the corresponding shear stress/strain components

triaxial compression Compression caused by the application of normal stresses in three perpendicular directions

triaxial state of stress State of stress in which none of the three principal stresses are zero

phreatic line

the trace of the phreatic surface in any selected plane of reference. phreatic line—see line of seepage. phreatic surface—see free water elevation. phreatic water—see free water. piezometer—a device used to measure head at a point in the subsurface. D 5269

piezometric line (equipotential line) line along which water will rise to the same elevation in piezometric tubes.

piezometric surface The surface at which water will stand in a series of piezometers. An imaginary surface that everywhere coincides with the static level of the water in the aquifer. (ISRM)

free water (gravitational water) (ground water) (phreatic water)

water that is free to move through a soil or rock mass under the influence of gravity

free water elevation (water table) (ground Elevations at which the pressure in the water is zero with respect to the atmospheric pressure.


water surface) (free water surface) (ground water elevation)—

piezometer An open or closed tube or other device installed downward from the ground surface and used to measure the level to which the water from a given aquifer will rise under its full head

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) Ponovljivost (obnovljivost)-Usko slaganje između rezultata uzastopnih mjerenja iste mjerene veličine

izvedenih u istim mjernim uvjetima Mjerna nesigurnost-Parametar pridružen rezultatu kojeg mjerenja koji opisuje rasipanje vrijednosti koje

bi se razumno mogle pripisati mjerenoj veličini Mjerna pogreška-Mjerni rezultatmanje istinita vrijednost mjerene veličine (kako se istinita vrijednost ne

može odrediti, u praksi se upotrebljava dogovorena istinita vrijednost Mjerilo, mjerni isntrument-Uređaj namjenjen 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 zamjetiti Točnost mjerila (accuracy of measuring instruments)-Sposobnpost 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 točnostiobično se označujedogovorenim brojem ili znakom, a naziva se kazalom razreda)

Pogreška (pokazivanja mjerila) (repeatibility of measuring isntruments)-Pokazivanje mjerila manje istinita vrijednsot odgovarajuće ulazne veličine

Ponovljivost (mjerila)-Sposobnost mjerila da daje veoma slična pokazivanja kod ponovljenih primejna iste mjerene veličine u istim mjernim uvjetima

Mjerni etalon-Tvarna mjera, mjerilo, referencijska tvar ili mjerni sustav namjenjen za određivanje, ostvarivanje, čuvanje ili obnavljanje jedinice jedne ili više vrijednosti kakve veličine da bi mogli poslužiti kao referencija

Umjeravanje (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

17.8 Literatura ASTM D 653 – 02 Standard Terminology Relating to Soil, Rock, and Contained Fluids Burland J.B., Standing J.R. and Jardine F.M. (2001) “Building Response to Tunnelling” Case

Dunnicliff, J., 1993, Geotechnical Instrumentation for Monitoring Field Performance, John Wiley & Sons 577 p. 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

Frodl, H., High-precision Ground Settlement & Movement Measurement with TRIVEC Geokon, Geotechnical instrumentation, Instruction Manual Model 4850, NATM style VW concrete stress

cell

GIF-Prospekt tvrtke (Geotechniches Ingenieurburo Prof. Fecker &Partners GmbH.

Hudec, M., Prager, A., (1992) Konstruktivni projekt tunela, Građevinar, Zagreb (Prijevod Smjernica Međunarodne tunelske asocijacije: ITA Guidelines for the Design of Tunnels,1988)

Hudson, J.A., (1989), Rock Mechanics Principles in Engineering Practice, CIRIA, 72 p. Kavvadas, M., J. Monitoring and modelling ground deformations during tunnelling, Proceedings, 11th

FIG Symposium on Deformation Measurements, Santorini, Greece, 2003.

Kovári, K., Lunardi, P., On the observational method in tunnelling

Ladanyi, B., (1982), Issues in Rock Mechanics: Personal View, Proc 23rd US Symposium on Rock Mechanics, Berkley, California.

Naterop, D., Urs R, Web-based data visualisation for tunnel and deep excavation monitoring

Orr, T.L.L.; Farrell, E. R., 1999, Geotechnical Design to Eurocode 7, Springer-Verlag London Limited, 166 p. publishers, London.

Studies from construction of the Jubilee Line Extension, London. Thomas Telford

Thut, A., Slope Displacement: Geotechnical Measurement and Monitoring (Solexperts publikacija)

Schubert W., Grossauer, K., 2004, Evaluation and Interpretation of Displacements in Tunnels 14th International Conference on Engineering Surveying Zürich, 15. – 19. März 2004 Ingenieurvermessung 2004.

Suggested Methods ISRM

ISRM, Terminology, 1975 (English, German, French)

Suggested Methods for Rock Anchorage Testing, 1985 April

Suggested Method for Blast Vibration Monitoring, 1992 March

Suggested Methods for Rockbolt Testing, 1974 March

Suggested Methods for Monitoring Rock Movements Using Borehole Extensometers, 1977 November

Suggested Methods for Monitoring Rock Movements Using Inclinometers and Tiltmeters, 1977 December

Suggested Methods for Surface Monitoring of Movements across Discontinuities, 1984 October

Suggested Methods for Rock Stress Determination, 1987 February

Suggested Method for in Situ Stress Measurement Using the Compact Conical-Ended Borehole Overcoring (CCBO) Technique, 1999 April

Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 1: Strategy for Rock Stress Estimation, 2003 October


Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 2: Overcoring Methods, 2003 October

Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 3: Hydraulic Fracturing(HF) and/or hydraulic testing of pre-existing fractures (HTPF), 2003 October

Suggested Methods for Rock Stress Estimation – Part 4: Quality Control of Rock Stress Estimation, 2003 October

17.9 Prilozi 17.9.1 Mjerna nesigurnost Nije problem kupiti uređaj i umjeriti ga u najboljim laboratorijima. To može svatko. Mjerni rezultat treba znati stvoriti a njega nema bez mjerne nesigurnosti. To ne može svatko. Pozanvanje mjerne nesigurnosti rezultata ispitivanja izuzetno je važno za laboratorij, klijente i institucije koje koriste ove rezultate u komparativne svrhe. Kompetentan laboratorij mora poznavati karakteristike svojih ispitnih metoda i nesigurnost koja prati dobiveni rezultat. Mjerna nesigurnost izuzetno je važna mjera kvalitete rezultata ili metode ispitivanja. Druge takve mjere su obnovljivost (reproducibility), ponovljivost (repeatability) i.t.d. [6] Norma HRN EN ISO/IEC 17025:2000. [3] zahtjeva od akreditiranih laboratorija da za sve svoje mjerne procese koji utječu na ispitni rezultat procjeni mjernu neigurnost. Ovaj je zahtjev za umjerne laboratorije bio iskazan i u normi EN 45001, a donošenjem norme [3] zahtjevi iz EAL-ovih uputa postaju obvezni i za ispitne laboratorije (EAL-European Cooperation for Accreditation) [7]. S obveznom primjenom norme HRN EN ISO/IEC 17025:2000. [3] (31.12.2002.), akreditirani laboratoriji su preuzeli obvezu iskazivanja mjerne nesigurnosti. Kako je mjerna nesigurnost bila novina za većinu ispitnih laboratorija, DZNM-NSO (Državni Zavod za Normizaciju i Mjeriteljstvo-Nacionalna Služba za Ovlašćivanje), definirao je kriterije koji ispitnim laboratorijima pružaju dovoljno vremena za izobrazbu osoblja, te razvoj i uspostavu postupaka za procjenu mjerne nesigurnosti ispitnih postupaka. Prema ovim kriterijima, ispitni laboratorij bio je obvezan sačiniti plan izrade i primjene vlastitih postupaka za procjenu mjerne nesigurnosti a s primjenom plana moralo se početi 01.01.2003. Prema normi HRN EN ISO/IEC 17025:2000., ispitni laboratoriji moraju iskazati mjernu nesigurnost rezultata ispitivanja u izvještaju u sljedećim situacijama:

• kada je to specificirano metodom ispitivanja, • kada to zatraži Naručitelj ispitivanja i/ili • kada bi interpretacija rezultata ispitivanja mogla biti ugrožena nedostatkom

poznavanja nesigurnosti (slučaj kada rezultati moraju biti uspoređeni s drugim rezultatima ili vrijednostima iz specifikacija).

Međunarodna organizacija za normizaciju (ISO) izdala je Upute za iskazivanje mjerne nesigurnosti (the Guide to the Expression of Uncertainty in Measurement, “GUM”) [8]. “GUM” se prepoznaje kao osnovni dokument na koji se pozivaju sve upute i preporuke za proračun i


iskazivanje mjerne nesigurnosti. Iako je “GUM” namijenjen mjeriteljstvu primjenjiv je i u ispitivanju premda postoje bitne razlike između mjeriteljskih i ispitnih postupaka. Mjerni je rezultat uvijek samo procjena prave vrijednosti mjerne veličine, koja ostaje nepoznata. Prema međunarodnom dogovoru, mjerni se rezultat iskazuje najboljom procjenom mjerne vrijednosti, kojoj se mora pridjeliti mjerna nesigurnost Jednoznačnost svjetski usklađenog iskazivanja mjernih rezultata omogućuje jasnoću dogovora u trgovinskim, napose međunarodnim, ugovorima.Pri tome “jednoznačnost” znači: razumljivost iskaza, mogućnost provjere te da obje strane jednako tumače rezultate [7]. Mjerna nesigurnost, prema definiciji u VIM-u [9], je parametar pridružen mjernom rezultatu, koji označuje rasipanje vrijednosti, koje se smije razborito pripisati mjerenoj veličini. Parametar može biti npr. standardno odstupanje ili njegov višekratnik odnosno poluširina raspona vrijednosti određene razine pouzdanosti. Slika 3 Rezultat mjerenja i mjerna nesigurnost Za opisivanje nekog postupka mjerenja i pripadajuće mu mjerne nesigurnosti koriste se kvalitativni pojmovi: točnost, istinitost i preciznost. Točnost je mjera podudaranja nekog mjernog rezultata s istinitom vrijednošću. Kad je na raspolaganju više mjernih rezultata, podudaranje srednje vrijednosti tih rezultata s istinitom vrijednošću je istinitost, a međusobno podudaranje pojedinačnih vrijednosti je preciznost. Različite kombinacije istinitih i neistinitih rezultata s preciznim i nepreciznim rezultatima slikovito su prikazane na slici 4.

Mjerna pogreška

Korekcija

Nepoznata sustavna pogreška

Slučajna pogreška Sustavna pogreška

Poznata sustavna pogreška

Preostala pogreška

MJERNA NESIGURNOST REZULTAT MJERENJA


Slika 4. Prikaz pojmova istinitost i preciznost. Sredina mete je (nepoznata) istinita vrijednost Slika XXX Odnos granične vrijednosti, izmjerene srednje vrijednosti i mjerne nesigurnosti [1] Zakon o normizaciji, NN 55/96. [2] HR EN 45 001:1989 Opći kriteriji za rad ispitnih laboratorija [3] Norma HRN EN ISO/IEC 17 025: 2000, Opći zahtjevi za osposobljenost ispitnih i mjeriteljskih laboratorija

(ISO/IEC 17025:1999; EN ISO/IEC 17025:2000). [4] Zakon o akreditaciji, NN 158, 7.10.2003. [5] Pravila za ovlašćivanje ispitnih i umjernih laboratorija, Državni zavod za normizacju i mjeriteljstvo, Nacionalna

služba za ovlašćivanje, Zagreb, travanj 2002. [6] ILAC-G17:2002, Introducing the Concept of Uncertainty of Measurement in Testing in Association with the

Application of the Standard ISO/IEC 17025, November 2002. [7] Boršić, M., Gašljević, V., Procjena mjerne nesigurnosti, Seminar i raspravljaonica, Fakultet elektrotehnike i

računarstva, Zagreb, 12. prosinca 2000.

Granična vrijednost (Na primjer: Zahtijevana čvrstoća sidra)

100 kN

150 kN

50 kN A B C D A - Rezultat mjerenja neosporno zadovoljava

propisanu graničnu vrijednost B i C – Srednja vrijednost je blizu granične vrijednosti

ali je zbog mjerne nesigurnosti nemoguće izreći neosporan sud

D – Rezultat mjerenja neosporno ne zadovoljava propisanu graničnu vrijednost

Neistinito ali precizno

Istinito ali neprecizno

Istinito i precizno

Neistinito i neprecizno

bias bias=0 bias=0 bias


[8] Upute za iskazivanje mjerne nesigurnosti, prijevod na hrvatskom DZNM, 1995. (Guide to the Expression of Uncertainty in Measurement (GUM). BIPM, IEC, IFCC, ISO, IUPAC, IUPAP, OIML. International Organization for Standardization, Printed in Switzerland, ISBN 92-67-10188-9, First Edition, 1993. Corrected and reprinted 1995.).

[9] BIPM/IEC/IFCC/ISO/IUPAC/IUPAP/OIML: International vocabulary of basic and general terms in metrology, 1993. (skraćenica VIM).

[10] EA-4/16, EA guidelines on the expression of uncertainty in quantitative testing, December 2003, rev00. [11] Kavur, B., 2004., Procjena mjerne nesigurnosti pri ispitivanju tla i stijena u geotehnici, Saopćenja savjetovanja:

Hrvatska normizacija i srodne djelatnosti, Tehničko usklađivanje na putu prema Europskoj uniji, Brijuni, 17-19. lipnja 2004.

Međunarodni sustav mjernih jedinica 1

Dodatak-1

Međunarodni sustav mjernih jedinica Ovaj sustav prihvatila je Generalna konferencija za mjere i utege 1960 godine. Tada je ovaj sustav postao “obvezatan” za sve zemlje potpisnice. Osnovne SI jedinice

Fizikalna veličina Osnovna SI jedinica Naziv Oznaka Naziv Oznaka Izgovor

duljina l metar m metar masa m kilogram kg kilogram vrijeme t sekunda s sekunda električna struja I ampere A amper termodinamička temperatura T kelvin K kelvin

količina tvari n mol mol mol intenzitet Iv candela cd kandela

Definicije nekih osnovnih jedinica Osnovna je jedinica stalna, dogovorno utvrđena, određena vrijednost fizikalne veličine, koja ima posebni naziv i znak. Metar je duljina jednaka 1 650 763,73 valnih duljina u vakumu zračenja koje odgovara prijelazu između razine 2p10 i 5d5 atoma kriptona 86. Kilogram je masa međunarodne pramjere kilogram. Međunarodnu je pramjeru utvrdila, već godine 1889. Prva generalna konferencija za utege i mjere. Pramjera ja načinjena od slitine platine i iridija, a čuva se u Međunarodnom uredu za utege i mjere u Sevresu, pokraj Pariza. Omjer dviju masa određuje se s pomoću vage. Postupak vaganja, koji definira masu, sastoji se, u načelu, u brojenju tijela malihi jednakih masa (utega) koja dovode do ravnoteže vage.


Dopunske jedinice SI sustava

Fizikalna veličina Mjerna jedinica

Naziv Naziv Oznaka Definicija

kut radijan rad Radijan je kut između dva polumjera koji na kružnici odrezuju luk čija je duljina jednaka polumjeru

prostorni kut steradijan sr Steradijan je prostorni kut čiji se vrh nalazi u središtu kugle, a na njenoj plohi omeđuje površinu jednaku kvadratu polumjera kugle

Izvedene fizikalne veličine i njihove mjerne jedinice

Fizikalna veličina Mjerna jedinica

Naziv Naziv Izgovor Oznaka Definicija

površina četvorni ili kvadratni metar m2 1m2=1 m * 1 m

volumen kubični metar m3 1m3=1 m * 1 m * 1 m volumna masa-gustoća

kilogram po kubičnom metru kg/m3 ρ=m/V

sila Newton Njutn N 1N=1 kg * 1 m/s2

tlak Pascal Paskal Pa 1Pa= 1 N/1 m2

Međunarodni sustav mjernih jedinica 3

Mjerne jdinice izvan SI sustava koje se mogu upotrebljavati Fizikalna veličina Mjerna jedinica

Naziv Naziv Oznaka Definicija volumen litra L 1 l=1 dm3

kut u ravnini stupanj 0 10=(π/180)rad masa tona t 1 t= 103 kg

vrijeme

minuta sat dan

tjedan mjesec i godina gregorijanskog kalendara

min h d

1 min=60 s 1 h=3600 s 1 d=86 400 s

tlak bar bar 1 bar= 100 000 Pa= 105 Pa

temperatura stupanj celzija 0C

1 00C=1 K Temperatura od 00C jednaka je temperaturi od 273,15 K 00C=273,15 K

Definicije predmetka za tvorbu decimalnih jedinic

Multiple jedinice Submultiple jedinice

Predmetak Oznaka predmetka

Vrijednost predmetka Predmetak Oznaka

predmetka Vrijednost predmetka

deka da 101 deci d 10-1

hekto h 102 centi c 10-2

kilo k 103 mili m 10-3

mega M 106 mikro µ 10-7

giga G 109 nano n 10-9

tera T 1012 piko p 10-12

peta P 1015 femto f 10-15

eksa E 1018 ato a 10-18


Odnosi mjernih jedinica

NAPREZANJE kp/cm2 Mp/m2 Pa kPa MPa N/m2 kN/m2 bar

kp/cm2 1 10 98130 98,13 0,0981 98130 98,13 0,981 Mp/m2 0,1 1 9813 9,81 0,00981 9813 9,81 0,0981

Pa 1,019*10-5 1,019*10-4 1 0,001 1*10-6 1 0,001 1*10-5 kPa 0,01019 0,1019 1000 1 0,001 1000 1 0,01 MPa 10,19 1 01,93 1*106 1000 1 1*106 1000 10 N/m2 1,019*10-5 1,019*10-4 1 0,001 1*10-6 1 0,001 1*10-5 kN/m2 0,01019 0,1019 1000 1 0,001 1000 1 0,01

bar 1,019 10,19 1*105 100 0,1 1*105 100 1

SILA p kp Mp N kN

p 1 0,001 1*10-6 0,00981 9,81*10-6 kp 1000 1 0,001 9,81 0,00981 Mp 1*106 1000 1 9813 9,81 N 101,936 0,1019 1,019*10-4 1 0,001 kN 1,019*105 101,936 0,1019 1000 1

VOLUMENSKE SILE

p/cm3 kp/m3 Mp/m3 kN/m3 p/cm3 1 1000 1 9,81 kp/m3 0,001 1 0,001 0,00981 Mp/m3 1 1000 1 9,81 kN/m3 0,1019 101,93 0,1019 1

X Y

Z X=Y*Z

Odnosi faza u tlu 1

Dodatak-2

Odnosi faza u tlu Odnosi faza u tlu

Vv

Vs

Vw

Vg

V

Volumeni Mase

M

Ms

Mw

Mg≈0

W

Težine

Ws

Ww

Wg≈0

Krute čestice

Voda

Plin

V Ukupni volumen Vv Volumen pora Vs Volumen krutih častica Vg Volumen plinske fza u tlu (zrak) Vw Volumen tekuće faze u tlu (voda) M Ukupna masa tla Ms Masa krutih častica Mw Masa tekuće faze u tlu (voda) W Ukupna težina tla Ww Težina krutih častica Ws Težina tekuće faze u tlu (voda)


Volumenski odnosi Maseni odnosi Težinski odnosi

Porozitet Porosity V

Vn v= Vlažnost

Water content s

w

s

w

WW

MM

w ==

Koeficijent poroznosti: Void ratio s

v

VV

e =

Gustoća Specific gravity of mass

VMGm =

Totalna jedinična težina Total unit weight

VW

t =γ

Stupanj saturacije Degree of saturation v

w

VV

S =

Gustoća suhog tla Specific gravity of dry soil

VM

G sd =

Jedinična težina suhog tla Unit weight of dry soil

VWs

d =γ

nne−

=1

e

en+

=1

Gustoća čvrstih čestica Specific gravity of solids

s

s

VM

G =

Jedinična težina krutih čestica Unit weight of soils

s

ss V

W=γ

Jedinična težina vode Unit weight of water

w

ww V

W=γ

Jedinična težina potopljenog tla Submerged (buoyant)

wwtb eSeG γγγγ

+−−−

=−=1

)1(1

Jedinična težina potopljenog tla Submerged (saturated soil)

wwtb eG γγγγ+−

=−=1

1

eSwG = eSws =0γ

γ

o

tmG

γγ

= o

s

γG

γ= G

wSwGG

eG

VW tw

ws

d +=

+=

+==

1/11γγ

γγ

Gustoća (specific gravity) dobije se djeljenjem jedinične težine tla sa jediničnom težinom vode. γ0= Jedinična težina vode na 40C ≈ γw Jedinična težina: težina/volumen (kNm-3) Gustoća: masa/volumen=Jedinična težina*1/g (Mgm-3)

wwt Gew

eeSG

VW γγγ

++

=+

+==

11

1o

ww γ

γ=

Documents

Vrkljan - Inzenjerska Mehanika Stijena