Projektiranje u stijenskim masama : Tečaj stručnog usavršavanja [PDF]

Zitiervorschau

GRAĐEVINSKI FAKULTET SVEUČILIŠTA U RIJECI

Željko Arbanas

PROJEKTIRANJE U STIJENSKIM MASAMA Tečaj stručnog usavršavanja

Rijeka, travanj 2008. godine

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Pri izradi ovih materijala korišteni su tekstovi iz

Arbanas, Ž., (2002), Utjecaj štapnih sidara na ponašanje stijenske mase pri izvedbi visokih zasjeka, Magistarski rad, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 206 p. Arbanas, Ž., (2004), Predviđanje ponašanja ojačane stijenske mase analizama rezultata mjerenj izvedenih građevina, Doktorski rad, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 272 p.

Željko Arbanas

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

2

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

1.

PRISTUP PROJEKTIRANJU STIJENSKIH ZASJEKA

OJAČANIH ŠTAPNIM SIDRIMA

Korištenje štapnih sidara u ojačanju stijenske mase u otvorenim i podzemnim iskopima posljednjih godina se proširuje uz trend razvoja novih oblika i tipova te tehnologije ugradnje. Posljedica razvoja i korištenja štapnih sidara je razvoj sve većeg broja primjenjivih podgradnih sustava i novih rješenja primjene štapnih sidara u ojačanju stijenske mase (Arbanas, 2002).

Projektiranje zasjeka u stijenskoj masi svodi se na odabir stabilne geometrije i/ili potrebnih odgovarajućih mjera podgrađivanja. Na osnovi rezultata provedenih geotehničkih istražnih radova provodi se klasificiranje stijenske mase na temelju čega se određuju parametri čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase. Iz rezultata geotehničkih istražnih radova uz usvojene značajke stijenske mase izrađuje se geotehnički model potreban za provođenje analiza stabilnosti. Analize stabilnosti provode se u zavisnosti od mogućeg mehanizma sloma jednom od odgovarajućih metoda, pri čemu se kao rezultat provedene analize iskazuje izračunati faktor sigurnosti. U upotrebi su najčešće analize stabilnosti koje usvajaju metode analize granične ravnoteže, najčešće zastupljene u većini komercijalnih programskih paketa, namijenjenih analizama stabilnosti padina. Analize stabilnosti se provode uz početnu pretpostavku da stijenska masa u odabranoj geometriji zasjeka stoji nepodgrađena u svim fazama iskopa, za što se dobivaju početne vrijednosti faktora sigurnosti. U slučaju da provedenim analizama nisu dobivene zadovoljavajuće vrijednosti faktora sigurnosti, u geotehnički model uvode se efekti upotrebe odabranih podgradnih sustava kojima se osigurava tražena stabilnost zasjeka iskazana traženim faktorom sigurnosti u svim fazama izvođenja radova. Osnovni zadatak podgradnog sustava je odgovarajućim mjerama “pripomoći” stijenskoj masi da nosi samu sebe. To podrazumijeva upotrebu sustava za ojačanje stijenske mase, pri čemu štapna sidra zapravo predstavljuju dio stijenske mase, kao sastavni dio podgradnog sustava, ali se prijenos opterećenja vrši preko dijelova konstrukcije sidra izvan stijenske mase i prenosi na stijensku masu opterećenje preko vanjskih veza. Štapna sidra pri tome ojačavaju ili mobiliziraju pripadajuću čvrstoću stijenske mase. Podgradni sustavi na licu iskopa pridonose smanjenju pomaka stijenske mase kao cjeline. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

3

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Pri upotrebi štapnih sidara se kao glavno pitanje nameće kakav je doprinos štapnih sidara kao elemenata ojačanja stijenske mase pri izvedbi (visokih) zasjeka u stijenskoj masi. Naime, pri analizama stabilnosti zasjeka u stijenskoj masi, uobičajeno se primjenjuje doprinos štapnih sidara unošenjem u usvojene geotehničke modele sila, koje odgovaraju računskoj nosivosti štapnih sidara. Stabilnost zasjeka izražena faktorom sigurnosti na taj način je određena uz uvjet da je u svim elementima ojačanja stijenske mase – štapnim sidrima, postignuta računska vrijednost sile. Sila u štapnim sidrima ostvaruje se deformacijama ojačane stijenske mase, uslijed čega štapna sidra preuzimaju svoju ulogu, pri čemu je ostvarena sila u sidru ovisna o krutosti ugrađenog sidra i ostvarenoj deformaciji. Ovisno o tome mijenja se i stanje naprezanj u zasjeku, a što izravno utječe na čvrstoću stijenskog materijala (Arbanas, 2002). Pristup projektiranju, koristeći analize stabilnosti zasjeka unošenjem računskih nosivosti sidara u geotehničke modele, rezultira faktorima sigurnosti koji u stvarnosti mogu značajno odstupiti upravo zbog netočne pretpostavke utjecaja štapnih sidara na ponašanje stijenske mase. Sve prethodno navedeno ukazuje na potrebu boljeg poznavanja ponašanja štapnih sidara u područjima zasjeka u koja se ugrađuju štapna sidra kao elementi ojačanja stijenske mase. To je moguće postići jedino provođenjem analiza stanja naprezanja i deformacija u fazi projektiranja kojima se dobivaju saznanja o mogućim deformacijama stijenske mase u toku izvođenja zasjeka, a na osnovi kojih je moguće procijeniti i doprinos štapnih sidara u ukupnom stanju stabilnosti stijenskog zasjeka. Analize stanja naprezanja i deformacija rezultiraju veličinama pomaka u točkama djelovanja štapnih sidara, a što omogućuje da se preko procijenjenih vrijednosti krutosti štapnih sidara odrede računske vrijednosti realiziranih sila u istima. Tek na osnovi dobivenih deformacija i ostvarenih sila u štapnim sidrima moguće je provesti analizu stabilnosti zasjeka u stijenskoj masi koja može pokazati ispravnu procjenu stabilnosti zasjeka izraženu u vidu faktora sigurnosti za primjenjenu metodu analize stabilnosti. To ukazuje na potrebu paralelnog provođenja analiza stanja naprezanja i deformacija i analiza stabilnosti padine, a što posebno vrijedi pri provođenju analiza visokih zasjeka u stijenskoj masi pri kojima je nužno provoditi analize za različite faze i stanja iskopa, te utjecaja izazvanih ugradnjom štapnih sidara. Deformacije dobivene analizama stanja naprezanja i deformacija po fazama iskapanja zasjeka određivati će potreban podgradni sklop i potrebna mjere ojačanja stijenske mase–geometriju i nosivost, kroz analize stabilnosti. Elementi ojačanja stijenske mase koji zadovoljavaju traženu stabilnost izraženu faktorom sigurnosti, povratno se u novoj iteraciji moraju provesti kroz analizu

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

4

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

stanja naprezanja i deformacija

sve do konačnog postizanja tražene stabilnosti zasjeka u

stijenskoj masi ojačanog štapnim sidrima (Arbanas, 2002). Druga faza projektiranja zasjeka, aktivno projektiranje podgradnog sustava na zasjeku u stijenskoj masi, nastupa u fazi izvođenja radova. Metodologije projektiranja zasjeka u stijenskoj masi prikazali su Hoek i Bray (Hoek and Bray, 1977) te Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1980a), a dopunjene su postupcima u fazi odabira podgradnih sustava (Windsor and Thompson, 1992) i odgovarajućih štapnih sidara (Stillborg, 1993). Predloženom procedurom ukazana je potreba preprojektiranja zasjeka i/ili uporabe dodatnih podgradnih mjera ukoliko se u procesu izvedbe iskopa utvrdi moguća nestabilnost ili nedovoljna stabilnost zasjeka izražena odgovarajućim faktorom sigurnosti. Ukoliko se predlažu odgovarajuće podgradne mjere, također je nužno razmotriti mogućnost modifikacija koje bi poboljšale stanje stabilnosti ili optimalizirale prethodno predloženo projektno rješenje (Windsor and Thompson, 1992). Stillborg (Stillborg, 1993) ukazuje na potrebu praćenja projekta od projektiranja do izvedbe i eksploatacije kao jedinstveni proces projektiranja. Naglasak je da je pri tome najvažnije da je sveukupna kontrola svih aktivnosti, od istražnih radova, projektiranja preko izvedbe i praćenja ponašanja (mjerenja) u rukama jednog inženjera, u ulozi projektanta i nadzornog inženjera, bez čega nije moguće osigurati adekvatno praćenje i osiguranje potrebnih mjera ojačanja stijenske mase. Druga faza projektiranja svodi se na praćenje izvedbe radova tijekom iskopa i podgrađivanja zasjeka te pri tom praćenja svih potrebnih aktivnosti koje moraju osigurati nesmetano odvijanje radova u traženim granicama stabilnosti zasjeka. Sveukupna aktivnost podrazumijeva provođenje stručnog

i

geotehničkog

nadzora,

monitoringa

u

obimu

predviđenom

projektom,

inženjerskogeološkog praćenja i kartiranja izvršenog iskopa s pratećim klasifikacijama stijenske mase te ispitivanja čvrstoće stijenske mase tijekom izvođenja radova na zasjecanju. Na temelju gornjih podataka određuje se procedura aktivnog projektiranja tijekom izvođenja radova na iskopu i osiguranju stabilnosti stijenskog zasjeka (Arbanas, 2002): 1.Iz podataka inženjerskogeološkog kartiranja utvrđuje se stvarno stanje stijenske mase na otvorenom pokosu, znatno točnije nego u toku geotehničkih istražnih radova. Na osnovi provedenog inženjerskogeološkog kartiranja potvrđuje se mogući mehanizam sloma u zasjeku i elementi za klasifikaciju stijenske mase. 2.Iz podataka ispitivanja čvrstoće stijenske mase upotpunjuju se podaci za provođenje klasifikacije stijenske mase (Bieniawski, 1989). Na osnovi provedene klasifikacije, usvajaju se proračunski parametri čvrstoće stijenske mase (Hoek, 1993; Hoek et al., 1995).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

5

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

3.Iz rezultata mjerenja (geodetsko mjerenje uspostavljenje mreže repera, pomaci izmjereni inklinometrima i ekstenzometrima-deformetrima) dobivaju se podaci koji omogućuju određivanje stvarnih modula deformabilnosti stijenske mase. 3.Iz rezultata ispitivanja štapnih sidara (ISRM, 1981) određuje se ponašanje ugrađenih sidara u području projektirane radne sile štapnog sidra. U kombinaciji s izmjerenim pomacima provedenim odgovarajućim mjerenjima, određuje se raspodjela sila u sidru u određenim fazama iskopa zasjeka u stijenskoj masi. 5.Dobiveni podaci omogućuju provođenje povratnih analiza ponašanja stijenske mase. Povratnom analizom stanja naprezanja i deformacija s usvojenim parametrima čvrstoće stijenske mase na osnovi provedene klasifikacije i izmjerenim pomacima utvrđuju se stvarni moduli deformabilnosti stijenske mase. Na osnovi izmjerenih pomaka i utvrđenih krutosti ugrađenih štapnih sidara određuju se vrijednosti aktiviranih sila u ugrađenim štapnim sidrima. Utvrđene vrijednosti sila u sidrima omogućuju provođenje analiza stabilnosti zasjeka, najčešće jednom od metoda analize granične ravnoteže. Rezultat provedene analize je stvarna stabilnost stijenskog zasjeka ojačanog štapnim sidrima izražena faktorom sigurnosti. Predložena procedura utvrđivanja stvarnih faktora sigurnosti zasjeka (Arbanas, 2002), analizirana je na primjeru stijenskog zasjeka ojačanog štapnim sidrima na građevini Garažno-stambenoposlovnog kompleksa “Zagrad” u Rijeci (Arbanas, 2002; Arbanas et al., 2003; Arbanas, 2003). Tijekom izvođenja radova na osiguranju stijenskih pokosa potrebno je uspostaviti sustav mjerenja i praćenja ponašanja stijenske mase u pokosu, a kroz geotehnički nadzor i kontinuirano praćenje stanja stijenske mase u zasjeku. Na osnovi dobivenih podataka o pomacima u stijenskoj masi, kvaliteti stijenske mase u zasjeku u vidu RMR klasifikacije po dubini zasjeka te rezultatima ispitivanja štapnih sidara, potrebno je provediti povratne analize stanja naprezanja i deformacija, kojima se variranjem deformacijskih značajki stijenske mase usklađuju veličine izmjerenih i računskih pomaka na zasjeku. Analize se provede odgovarajućim softverskim paketima, koristeći uvjete koje programski paket omogućuje. Štapna sidra se pri tom u pravilu modeliraju kao strukturalni elementi čije je ponašanje odgovarajuće ponašanju sidara određena testovima čupanja sidara in situ. Provedenim analizama je pokazano (Arbanas, 2002) da se u smislu boljeg iskorištenja ugrađenih štapnih sidara treba koristiti tehnologija građenja koja će obuhvatiti male etaže iskopa u vertikalnom i horizontalnom smislu uz mogućnost brze ugradnje štapnih sidara i podgradnog sustava. Na taj način sprječava se veliki dio prostornog rasterećenja stijenske mase zasjeka pa

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

6

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

ugrađena štapna sidra preuzimaju veći dio opterećenja uslijed deforamacija nastalih iskopom etaže na kojoj su ugrađena. Iskopom većeg dijela iskopa na horizontalnoj etaži omogućuje se prostorno rasterećenje te deformacije nastaju u periodu dok sidra nisu ugrađena ili injekcijska smjesa nije dovoljno očvrsla da preuzme opterećenja. Uslijed toga dolazi do pojave nepovoljnih pukotina u injekcijskoj smjesi, a sidra se aktiviraju tek nastankom deformacija iskopom nove vertikalne etaže. Na osnovi provedenih povratnih analiza određuje se stanje napona i deformacija u zasjeku, a određivanjem računskih pomaka točaka na pokosu utvrđuju se računske veličine pomaka u ugrađenim štapnim sidrima. Preko računskih vrijednosti pomaka pojedinih štapnih sidara i usvojenih veličina krutosti štapnih sidara korištenih u modelu, povratno se određuju vrijednosti aktiviranih sila u štapnim sidrima. Izračunate sile u štapnim sidrima omogućuju proračun stabilnosti pokosa jednom od metoda analize granične ravnoteže, kojima se prikazuje stvarni utjecaj štapnih sidara na stabilnost pokosa stijenskog zasjeka.

Unošenje računskih sila štapnih sidara u geotehnički model ne opisuje realno stanje napona u zasjeku tijekom izvođenja radova i po završetku građevine, a s tim niti stanje stabilnosti pokosa. Štapno sidro u trenutku ugradnje praktično ne doprinosi ojačanju stijenske mase sve do pojave deformacije kojima sidra preuzimaju opterećenja, a veličina deformacije određuje veličinu preuzetog opterećenja odnosno silu u štapnom sidru. Utjecaj štapnih sidra direktno je ovisan o deformaciji štapnog sidra, a proporcionalno deformaciji i o aktiviranoj sili u štapnom sidru (Arbanas, 2002; Arbanas 2003). Izračunati faktor sigurnosti zasjeka s unešenim vrijednostima računskih sila u sidrima predstavlja mogući faktor sigurnosti kad bi se realizirala računska sila u svim štapnim sidrima u zasjeku. Međutim, stvarne sile u ugrađenim štapnim sidrima su značajno različite i ovisne su o deformaciji stijenskog pokosa i samog sidra. S obzirom da analize u metodama analize granične ravnoteže ovise o raspodjeli stanja naprezanja duž plohe sloma, također je značajan utjecaj štapnog sidra na promjenu tanja naprezanja u pokosu. Analiza stabilnosti pokosa zasjeka mora se provesti sa silama u štapnim sidrima ostvarenim u interakciji štapnog sidra i okolne stijenske mase uslijed deformacija nastalih iskopom, a postignuti faktor sigurnosti za kritičnu kliznu plohu predstavlja stvarni faktor sigurnosti zasjeka ojačanog štapnim sidrima.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

7

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Određivanje faktora sigurnosti kojim se potvrđuje tražena stabilnost zasjeka nije moguće provoditi samo metodama analize granične ravnoteže stabilnosti zasjeka u koju se uključuju računske vrijednosti nosivosti štapnih sidara. Za odgovarajuće projektiranje podgradnih mjera zasjeka nužno je uz metode analize granične ravnoteže stabilnosti zasjeka koristiti i analize stanja naprezanja i deformacija kojima će se već u fazi projektiranja moći ocijeniti doprinos pojedinih štapnih sidara u ukupnoj stabilnosti zasjeka u stijenskoj masi (Arbanas, 2002). Iz izračunatih vrijednosti pomaka mora slijediti i odabir odgovarajućih štapnih sidara i podgradnog sklopa.

Sve prethodno ukazuju na potrebu dodatnog unošenja sile u štapno sidro, što većina tipova štapnih sidara svojom konstrukcijom i omogućuje. Unošenje sila u štapna sidra u većini slučajeva omogućila bi znatno podizanje vrijednosti faktora sigurnosti ojačanog stijenskog zasjeka, znatno višu iskoristivost ugrađenih štapnih sidara te veću pouzdanost podgradnog sustava. To je moguće uz pretpostavke detaljnog poznavanja ponašanja stijenske mase zasjeka i ugrađenih štapnih sidara u svim fazama iskopa iskopa i podgrađivanja, provođenjem mjerenja i promatranja koje će omogućiti provedbu odgovarajućih povratnih analiza. Detaljno poznavanje stanja stijenskog pokosa u smislu poznavanja stanja naprezanja, nastalih deformacija u stijenskoj masi i štapnim sidrima te raspodjela aktiviranih sila u svim elementima štapnih sidara, omogućuje dodatne korištenja štapnih sidara u ojačanoj stijenskoj masi. Detaljno poznavanje stanja ojačane stijenske mase zasniva se na konceptu aktivnog projektiranja kao druge faze projektiranja kroz odgovarajuća mjerenja i promatranja te druga ispitivanja. Taj sustav omogućuje provođenje točnijih analiza na osnovi rezultata in situ mjerenja, te s tim i modifikacije projektiranih podgradnih sustava radi postizanja zadovoljavajućih učinaka podgrađivanja. Rezultati provedenih in situ mjerenja uglavnom korigiraju provedene projektne analize stanja naprezanja i deformacija usvajajući deformacijske značajke stijenske mase i stijenske mase ojačane štapnim sidrima dobivene provedenim povratnim analizama. Provedena mjerenja omogućuju izradu modela ponašanja interakcije štapnog sidra i stijenske mase u okolišu u uvjetima vanjskog opterećenja štapnog sidra kao i u uvjetima preuzimanja sile u štapnom sidru uslijed deformacije stijenske mase. Modeli štapnih sidara moraju se zasnivati na provedenim mjerenjima deformacije štapnog sidra tijekom opterećivanja štapnog sidra vlačnom silom pri standardnim testovima čupanjima sidara (ISRM, 1981), te tijekom povećanja deformacija stijenske mase i sidra uslijed iskopa u stijenskoj masi. Modeliranje ponašanja štapnih

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

8

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

sidara i stijenskih zasjeka ojačanih štapnim sidrima potrebno je provoditi numeričkim modelima koji omogućuje uspostavu složenijih interakcijskih veza štapno sidro–stijenska masa, pri čemu je nužno uspostaviti modele koji mogu opisati izrazito nelinearno ponašanje štapnih sidara. Na osnovi uspostavljenih odnosa stanja naprezanja i deformacija iz rezultata mjerenja in situ u ranim fazama izvedbe građevine, ali rezultatima mjerenja ponašanja štapnih sidara na već izvedenim građevinama u sličnim geotehničkim uvjetima stijenske mase, omogućuje se predviđanje ponašanja ojačanja stijenske mase u kasnijim fazama građenja. Time su omogućene pravovremene intervencije u podgradnim sklopovima na ojačanim stijenskim zasjecima, kao i mogućnosti unošenja dodatnih sila u štapna sidra radi postizanja učinkovitijih podgradnih sustava. Posljedica toga je sigurniji i ekonomičniji način podgrađivanja stijenske mase. S obzirom na prethodno navedeno, za potrebe razmatranja ojačanja stijenske mase štapnim sidrima, nužno je detaljno poznavanje ponašanja kako štapnih sidara, tako i sredine u koji se ista ugrađuju. U nastavku rada daje se pregled sadašnjeg stanja saznanja o ponašanju stijenske mase prikazom klasifikacija stijenske mase, kriterija čvrstoće stijenske mase i diskontinuiteta u stijenskoj masi i kriterija za određivanje deformabilnosti stijenske mase. Ponašanje ojačane stijenske mase dano je pregledom najčešće korištenih sustava ojačanja stijenske mase i pojedinih elemenata sustava pri čemu je naglasak dan na štapna sidra.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

9

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

2. KLASIFIKACIJE STIJENSKE MASE

Razmatranje modeliranja ponašanja štapnih sidara u stijenskoj masi nije moguće bez detaljnog opisa ponašanja stijenske mase. Radi toga je nužno dati pregled klasifikacija stijenske mase, kao postupaka za opisivanje stijenske mase, koje služe kao podloge za utvrđivanje značajki stijenske mase te projektiranje zahvata u stijenskoj masi. Osnovni parametri za bilo koji tip analize stijenske mase, a naročito onih u kojima kao elementi sudjeluju i štapna sidra, su značajke čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase. Predmetne značajke svakako su ovisne o raspucalosti stijenske mase i značajkama diskontinuiteta u stijenskoj masi. O orijentaciji i značajkama diskontinuiteta, ali i značajkama cjelokupne stijenske mase ovisi stabilnost zasjeka u stijenskoj masi. U nastavku se daje pregled sadašnjih saznanja o predmetnim temama i to: klasifikacijama stijenske mase, čvrstoći stijenske mase i diskontinuiteta u stijenskoj masi te deformabilnosti stijena i stijenske mase. Osnovni pristup analizi problema ponašnja stijenske mase u svakom od geotehničkih zahvata u stijenskoj masi zasniva se na poznavanju značajki stijenske mase. Značajke stijenske mase u pravilu se oslanjaju na empirijski opis značajki zasnovan na nekoj od klasifikacija stijenske mase. Korištenje klasifikacija stijenske mase omogućuje stvaranja predodžbe o značajkama čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase (Hoek, 2000). Klasifikacija stijenske mase ne može i ne smije zamijeniti proces projektiranja zahvata u stijenskoj masi. Projektiranje zahvata u stijenskoj masi zahtijeva detaljno poznavanje stanja in situ stanja naprezanja, značajki stijenske mase, uvjeta stanja podzemne vode unutar stijenske mase, kao i redoslijed izvedbe planiranih iskopa, a većina istih podataka nije poznata u ranoj fazi projektiranja. S gornjim podacima moguće je, koristeći klasifikacije stijenske mase, izraditi odgovarajuće analize i projekte geotehničkih zahvata za specifične značajke pojedine lokacije.

Klasifikacije i identifikacije stijenske mase razvijaju se već više od stoljeća od kako je Ritter (Ritter, 1879) pokušao usvojiti empirijski pristup projektiranja tunela kojim se određuje i potreban podgradni sustav, koji osigurava stabilnost iskopa. Razliku između klasifikacija i Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

10

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

identifikacija stijenske mase određuje Bieniawski (Bieniawski, 1979), tako da klasifikaciju određuje kao postupak grupiranja na osnovi međusobnih odnosa značajki, a identifikaciju kao postupak pridruživanja odgovarajućoj grupi prethodno opisanoj utvrđenom klasifikacijom. Naziv klasifikacije stijena pri samim počecima inženjerske geologije koristi se uz pridruživanje mehaničkih značajki. Slijedi klasifikacija koja stijenskoj masi pridružuje opis trošenja stijenske mase. Pokazuje se korisnom u slučaju stijenskih masa podložnih trošenju kao što je fliš, kao kvalitativni pokazatelj stanja stijenske mase, ali uz brojne nedostatke u slučaju nepoznavanja veličina pojedinih značajki stijenske mase. U novije vrijeme u stijenskim masama podložnim brzom trošenju stijenske mase, uvodi se drugačiji pristup (Hoek et al., 1998; Marinos and Hoek, 2001; Marinos, 2003). Prve klasifikacije zasnovane su na samo jednoj značajki stijenske mase i pokazale su se kao nedostatne za odgovarajući opis ponašanja stijenske mase. Jednovarijantne klasifikacije nadopunjavale su se multivarijantnim, pri čemu je glavni doprinos razvoju klasifikacija predstavljao usvojeni odgovarajući odnos vrijednosti pojedinih značajki unutar klasifikacije stijenske mase. Pri tome su korištena iskustva ponašanja stijenske mase utvrđena gradnjom tunela i izvođenjem podgradnih sustava u tunelima. Kao najpoznatija rana klasifikacija stijenske mase je Terzaghijeva klasifikacija (Terzaghi, 1936), zasnovana na opterećenju stijenske mase, koja se odličnom pokazala i održala u USA više od 35 godina pri izgradnji tunela u uvjetima izvedbe u kojima je stvorena (Bieniawski, 1989). Klasifikacija je tijekom vremena modificirana i određeni su i novi klasifikacijski sustavi (Deere et al., 1970). Novi klasifikacijski sustavi usvojili su nova dostignuća u tehnologiji podupiranja stijenske mase, nazivlje, geotehnička sidra i mlazni beton, kao i primjenu za različite inženjerske zahvate: tunele, podzemne prostore, zasjeke u stijenskoj masi (kamenolomi i površinski kopovi), padine i temeljenje. Osim toga, većina novijih klasifikacija (Wickham et al., 1972; Bieniawski, 1973, 1976, 1989; Barton et al., 1973) razvijena je na osnovi iskustava stečenih gradnjom inženjerskih građevina u stijenskoj masi u koja su bile uključene sve komponete inženjerskogeoloških značajki stijenske mase. Također je uključen i utjecaj rastrošenosti stijenske mase, kao i utjecaj podzemne vode, koji su u klasifikacijama dugo bili zanemarivani. Klasifikacije stijenske mase uspješno su primjenjivane i prilagođavane u USA, Kanadi, zapadnoj Europi, južnoj Africi, Australiji, Novom Zelandu, Japanu, Indiji, zemljama bivšeg SSSR-a i

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

11

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Poljskoj, gdje su različiti autori razvijali vlastite i prilagođavali postojeće klasifikacije lokalnim uvjetima stijenske mase. Od brojnih postojećih klasifikacija stijenske mase, sedam najčešće korištenih klasifikacija (Bieniawski, 1989) zaslužuje posebnu pažnju, i to: -Terzaghijeva klasifikacija (Terzaghi, 1936); -Laufferova klasifikacija (Lauffer, 1958); -Rock Quality Designation klasifikacija (RQD) (Deere et al., 1967); -Rock Structure Rating klasifikacija (RSR) (Wickham et al., 1972); -Geomehanička klasifikacija (RMR) (Bieniawski, 1973); -Q klasifikacija (Rock Tunneling Quality Index) (Barton et al., 1973); -Rock Mass Index klasifikacija (RMi) (Palmstrom, 1995)

2.1.

TERZAGHIJEVA KLASIFIKACIJA STIJENSKE MASE

Terzaghijeva klasifikacija stijenske mase (Terzaghi, 1936) predstavlja prvu praktičnu i prvu racionalnu metodu razvijenu na osnovi mogućeg opterećenja stijenske mase koje se prihvaća ugradnjom podgrade od čeličnih lukova. Predmetni sustav klasifikacije bio je dominantan sustav u USA za izvođenje radova u tunelogradnji tijekom 50 godina. Prestaje biti prihvatljiv nakon usvajanja modernih metoda izvođenja radova u tunelogradnji uz korištenja mlaznog betona i geotehničkih sidara. Poslije detaljnih studija, zaključeno je (Cecil, 1970) da Terzaghijeva klasifikacija previše generalizira objektivno stanje kvalitete stijenske mase, a što ne daje kvantitativnu informaciju o značajkama stijenske mase. Značaj Terzagijeve klasifikacije je doprinos opisu pojedinih značajki stijenske mase koje daju presudan utjecaj na ponašanje stijenske mase, naročito u uvjetima u kojima geostatički naponi imaju presudan utjecaj. Jasne definicije i praktični komentari uključeni u pojedini opis značajki stijenske mase dali su predložak tipa inženjerskogeoloških informacija potrebnih za inženjersko projektiranje. Pri tome je značajno uvođenje pojmova i opisa: intaktne stijenske mase (intact rock), uslojene stijenske mase (stratified rock), umjereno ispucale stijenske mase (moderately jointed rock), stijenske mase u blokovima i raspucale stijenske mase (blocky and seamy rock),

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

12

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

raspadnute stijenske mase (crushed rock), stijenske mase podložne skupljanju (squeezing rock) i stijenske mase podložne bubrenju (swelling rock).

2.2.

LAUFFEROVA KLASIFIKACIJA

Laufferova klasifikacija stijenske mase (Lauffer, 1958) zasnovana je na ranijim saznanjima na području mehanike stijena i tunela “oca” austrijske škole tunelogradnje Stinija (Stini, 1950). Stini je naglašavao značaj strukture stijenske mase. Laufferova klasifikacija stijenske mase predlaže korelaciju između vremena postojanosti stijenskog iskopa nepodgrađenog raspona u odnosu na različite klase stijenske mase. Vrijeme postojanosti nepodgrađenog raspona predstavlja vrijeme u kojem tunelski neodgrađeni raspon može stajati bez podgrađivanja. Nepodgrađeni raspon predstavlja širinu tunelskog iskopa ili udaljenost od izvedene podgrade do lica iskopa ukoliko je isti raspon manji od raspona iskopa. Pri tome brojni utjecaji, kao što su orjentacija osi tunela u odnosu na strukturni sklop stijenske mase, nagib u poprečnim presjecima, metoda iskopa i metoda podgrađivanja, utječu na predloženi odnos. Laufferova originalna klasifikacija mijenjana je u više navrata, pogotovo 1973. godine (Pacher at al., 1973), što vodi k razvoju New Austrian Tunneling Method (NATM). Značaj Laufferove klasifikacije ili koncepta vremena nepodgrađenog iskopa je u zahtjevima na skraćenje vremena potrebnog za ugradnju podgrade. Na primjer, iskop tunela malog raspona koji se koristi kao pilot tunel ispred glavne tunelske prostorije, može se izvesti uz izvedbu minimalne podgrade u dužem vremenskom periodu, dok iskop tunela velikog raspona u istoj stijenskoj masi ne može biti stabilan bez trenutne ugradnje podgradnog sustava. Nova austrijska metoda iskopa tunela (NATM) uključuje brojne tehnike osiguranja stabilnosti iskopa u stijenskoj masi u kojoj je vrijeme prije pojave sloma ograničeno kao i u stijenskim masama, gdje stabilnost stijenske mase oko izvršenog iskopa nije vremenski ovisna.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

13

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

2.3.

ROCK QUALITY DESIGNATION (RQD) INDEX

Rock Quality Designation (RQD) Index, kao klasifikacija stijenske mase, razvijena je od strane Deerea (Deere et al., 1967) kao pokazatelj kvalitete stijenske mase u vrijeme kad je informacija o kvaliteti stijenske mase proizlazila jedino iz opisa danog od strane geologa i postotka dobivene jezgre (Deere and Deere, 1988). RQD je definiran kao postotak intaktne jezgre koja sadrži odlomke dužine 100 mm (3 incha) ili duže u ukupnoj dužini izbušene jezgre. Za određivanje vrijednosti RQD, International Society for Rock Mechanics (ISRM) određuje promjer jezgre barem NX (53.7 mm ili 2.15 inchi) bušen s dvostrukom sržnom cijevi. Predložen je slijedeći odnos između RQD indeksa i kvalitete stijene (Deere, 1968): RQD (%)

Kvaliteta stijene

< 25

vrlo slaba

25 – 50

slaba

50 – 75

povoljna

75 – 90

dobra

90 – 100

odlična

Točan postupak mjerenja i izračunavanja vrijednosti RQD dan je na Slici 2.1.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

14

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

L=38 cm

L=17 cm

RQD =

RQD =

L=20 cm

ukupna dužina jezgre ( 38 + 17 + 20 + 35 ) x 100 200

= 55%

L=2 m

L=0

dužina odlomaka jezgre duže od 10 cm

L=35 cm

Lom jezgre uzrokovan bušenjem L=0 Nije izvađena jezgra

Slika 2.1 Postupak mjerenja i izračunavanja RQD indeksa (Deere, 1989)

S obzirom na izvornu definiciju određivanja RQD indeksa na jezgri NX promjera 53.7 mm, tijekom godina je predloženo više korekcijskih faktora za izračunavanje RQD za različite promjere jezgre (bušenja). Najpopularniji pristup je da se kao granična vrijednost mjerenih odlomaka jezgre odredi dvostruka vrijednost promjera jezgre. To je naročito značajno za manje promjere jezgre (bušenja), kod kojih se granična vrijednost mjerenih odlomaka jezgre smanjuje ispod 100 mm, a razlog tome je veća osjetljivost jezgre manjeg promjera na pucanje uslijed bušenja i rukovanja. Ipak, prevladava mišljenje da se granična vrijednost od 100 mm može koristiti za sve veličine promjera jezgre ukoliko se prilikom mjerenja isključuju oštećenja jezgre nastala bušenjem i rukovanjem (Milne et al., 1998). Jedini slučaj pri kojem treba korigirati granične vrijednosti 100 mm je onda, kada nije moguće razlikovati prirodno nastale slomove jezgre od onih uzrokovanih bušenjem. Procjena vrijednosti RQD indeksa često je potrebna na lokacijama na kojima je provedeno inženjerskogeološko kartiranje. U tim područjima nije potrebno koristiti jezgru iz bušotine

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

15

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

ukoliko se bolja slika stijenske mase može dobiti inženjerskogeološkim kartiranjem. U tom slučaju preporučuju se dvije metode procjene RQD indeksa: (a) Iz kartiranja na površini (npr. zasjek u stijenskoj masi) može se dobiti prosječna udaljenost pukotina (broj pukotina podijeljen s dužinom intervala na kojem je kartiranje izvršeno). Bieniawski je (Bieniawski, 1989), na osnovi prethodnog rada Priesta i Hudsona (Priest and Hudson, 1976), dao vezu između prosječne udaljenosti pukotina i RQD, Slika 2.2. Potrebno je naznačiti da maksimalna moguća vrijednost RQD indeksa dobivena na osnovi mjerenja razmaka pukotina prema Bieniawskom odgovara u potpunosti odnosu predloženom prema Priestu i Hudsonu. Vrijednost RQD indeksa može se odrediti na osnovi prosječnog razmaka pukotina prema slijedećem izrazu (Priest and Hudson, 1976):

RQD = 100e −0.1λ (0.1λ + 1)

(2.1)

gdje je λ = 1 / (učestalost pukotina).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

16

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

35

100

40

30

90 max RQD

80

25

27

RQD (%)

70 21

60 50 40

16 - kombinirana vrijednost RQD i razmaka pukotina po pojedinom području

16

30

- prosječna vrijednost

20 8

10

min RQD

11

0 10

20

30 40

60

100

200

600

2000

Glavni razmak diskontinuiteta (mm)

Slika 2.2 Odnos između razmaka diskontinuiteta i RQD indeksa (Bieniawski, 1989) Korelacija razmaka pukotina i prosječnog RQD indeksa iz diagrama vodi ka konzervativnim procjenama. Prihvatljiviji je dani izraz. Također nije naznačeno da je odnos vezan i na nagib pukotina u odnosu na kartirani presjek. (b) Na osnovi rezultata prostornog kartiranja stijenske mase moguće je stvoriti trodimenzionalnu sliku razmaka pukotina. Palmstrom (Palmstrom, 1982) je predložio da se u slučaju nedostatka podataka o stijenskoj masi dobivenih bušenjem, RQD indeks može odrediti iz utvrđenog broja pukotina (diskontinuiteta) vidljivih na površini po jedinici volumena stijenske mase. Palmstrom određuje veličinu Jv kao broj pukotina prisutan u prostornom metru stijene:

Jv = ∑ (1 Si )

(2.2)

gdje je S = razmak pukotina u metru promatranog skupa pukotina RQD indeks je zavisan o Jv za stijensku masu bez glinovitih ispuna prema slijedećem izrazu:

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

17

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

RQD = 115 − 3.3 Jv

(2.3)

gdje je RQD u postocima i Jv ≤ 3.5. Cording i Deere (Cording and Deere, 1972) su pokušali uspostaviti odnos između RQD i Terzaghijeve klasifikacije. Ustanovili su da je Terzaghijeva klasifikacija ograničena na tunele podgrađene čeličnim podgradama i nije primjenjiva za mogućnost upotrebe podgradnog sklopa uz upotrebu geotehničkih sidara. Merritt (Merritt, 1972) je utvrdio da RQD indeks može imati značajnu vrijednost pri odabiru adekvatne podgrade u tunelima u stijenskoj masi. Uspoređeni su kriteriji podgradnih sustava prema predloženoj verziji odnosa raspona i RQD u odnosu na primjenjene podgradne sustave prema drugim klasifikacijama (Deere and Deere, 1988). Danas se RQD indeks koristi kao standardan parametar u logovima i formama istražnih bušotina te kao jedan od osnovnih elemenata obje glavne klasifikacije stijenske mase: RMR i Q klasifikacije. Bez obzira što je RQD jednostavna i relativno jeftina metoda određivanja kvalitete stijenske mase, sama nije dovoljna za adekvatan opis stijenske mase. Glavni nedostaci su osjetljivost na smjer mjerenja (orjentaciju pukotina), debljinu pukotina, pukotinsku ispunu, kao i promjenu razmaka pukotina ukoliko je razmak pukotina veći od 1.0 m. Problemi se javljaju i pri korištenju RQD indeksa za stijensku masu vrlo slabe kvalitete. U osnovi, RQD predstavlja praktičan parametar za opis stijenske mase zasnovan na mjerenju postotka jezgre “dobre” stijenske mase u bušotini (Deere and Deere, 1988).

2.3.

ROCK STRUCTURE RATING KLASIFIKACIJA (RSR)

RSR koncept, kao model za predviđanje potrebnog podgradnog sustava pri iskopu tunela razvijen je u USA od strane Wickhama, Tiedemanna i Skinnera (Wickham et al., 1972). RSR koncept daje kvantitativnu metodu opisa kvalitete stijenske mase i odabira potrebnog podgradnog sustava i predstavlja prvi cjeloviti sustav klasifikacije stijenske mase predložen nakon Terzaghijeve Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

18

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

klasifikacije. U razvoju ove klasifikacije korišteni su podaci o izvedbi tunela u stijenskoj masi kod kojih je većina malog raspona izvedena sa čeličnom podgradom. RSR klasifikacija je ujedno i prva koja je usvojila mlazni beton kao sustav podgrade. Unatoč svojih ograničenja, RSR klasifikacija predstavlja prvu klasifikaciju koja u pojedinim detaljima predstavlja sustav kvazikvantitativne klasifikacije stijenske mase (Hoek, 2000).

RSR koncept predstavlja korak unaprijed u klasifikacijama stijenske mase u više svojih dijelova. To je kvalitativna klasifikacija za razliku od Terzaghijeve, usvaja više parametara stijenske mase za razliku od jednog parametra kao što je RQD indeks ograničen kvalitetom jezgre iz bušotine, a za razliku od Laufferove i drugih klasifikacije proizašlih iz iste, zasnovana je na praktičnim iskustvima proizašlim iz kvalitete stijenske mase, koja su rezultirala podacima kao što su vrijeme potrebno za ugradnju podgrade i potreban tip podgrade (Bieniawski, 1989).

Glavna značajka RSR sustava bila je da isti sustav predstavlja sustav bodovanja stijenske mase. Sam sustav predstavlja zbroj vrednovanja pojedinih parametara usvojenih u sustavu klasifikacije. Drugim rječima, usvojen je odnos relativnih važnosti (vrijednosti) pojedinih klasifikacijskih parametara. RSR sustav je zasnovan na osnovi podataka iz izvedenih građevina, kao i brojnih radova o različitim aspektima pristupu izvedbe tunelskih podgrada.

RSR sustav usvaja dvije glavne kategorije faktora koji utječu na ponašanje stijenske mase u tunelima: geološki parametri i parametri podgradne konstrukcije. Geološki parametri su: a) tip stijenske mase, b) prosječan razmak pukotina, c) orijentacija pukotina (nagib i smjer), d) tip diskontinuiteta, e) glavni smjer rasjeda, smicanja i preklapanja f) značajke stijenske mase, g) trošenje ili alteracija. Pri tom su pojedine značajke promatrane odvojeno, a pojedine skupno. Parametri podgradne konstrukcije su: a) veličina (raspona) tunela, b) smjer napredovanja tunela, c) metoda iskopa.

Numerička veličina pojedine dionice tunela sastoji se od RSR = A + B + C, gdje su A, B i C parametri kako slijedi:

1. Parametar A, Geologija: Generalna ocjena geološke strukture zasnovana na: Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

19

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

a)

Porijeklu tipa stijena (magmatska, metamorfna, sedimentna)

b)

Tvrdoći stijenske mase (tvrda, srednja, meka, raspadnuta)

c)

Geološkoj strukturi (masivna, slabo raspucala, srednje raspucala, jako raspucala)

2. Parametar B, Geometrija: Efekt položaja pukotina uz poštivanje smjera napredovanja tunela zasnovana na: a)

Razmaku pukotina

b)

Orjentaciji pukotina (nagib i smjer pružanja)

c)

Smjeru napredovanja tunela

3. Parametar C: Efekt utjecaja toka podzemne vode i uvjeta pukotina zasnovan na: a)

Ukupnoj kvaliteti stijenske mase na osnovi kombinacije A i B parametara

b)

Uvjetima pukotinskog sustava (dobar, povoljan, slab)

c)

Vrijednosti dotoka podzemne vode (u gall/min/m’ tunela)

Parametri A, B i C dani su u Tabelama 2.1., 2.2. i 2.3. (Wickham et al., 1973). Vrijednost RSR dobiva se sumiranjem numeričkih vrijednosti određenih za pojedini parametar. Ukupna suma RSR može imati maksimalnu vrijednost 100. Vrijednost RSR povezuje kvalitetu stijenske mase s potrebnom podgradom. Pri tome su krivulje kojima se određuje tip potrebne podgrade zavisne od načina izvođenja (iskopa) i raspona tunela. Na Slici 2.3 dana je procjena potrebne podgrade za tunel raspona 23 ft (7.30 m) kružnog poprečnog presjeka u zavisnosti od vrijednosti RSR (Wickham et al., 1972). Važno je napomenuti da se pri tom štapna sidra i mlazni beton koriste zajedno.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

20

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tabela 2.1 Rock Structure Rating, Parametar A: Opća geologija prostora (Wickham et al., 1973) Osnovni tip stijene Čvrste

Srednje

Meke

Raspadnute

Eruptivne

1

2

3

4

Slabo

Srednje

Jako

Metamorfne

1

2

3

4

ispucale ili

ispucale ili

ispucale ili

Sedimentne

2

3

4

4

Geološka struktura

Masivne

raspucale

raspucale

raspucale

Tip 1

30

22

15

9

Tip 2

27

20

13

8

Tip 3

24

18

12

7

Tip 4

19

15

10

6

Tabela 2.2 Rock Structure Rating, Parametar B: Položaj pukotina, smjer izvedbe (Wickham et al., 1973) Smjer pružanja okomit na os

Smjer pružanja paralelan s osi

Smjer iskopa

Smjer iskopa

Zajednički

S nagibom pukotina

Vodoravan

Nagnut

Vertikalan

Nagnut

Vertikalan

Vodoravan

Nagnut

1.Vrlo mali razmak pukotina, < 2 in

9

11

13

10

12

9

9

7

2.Mali razmak pukotina, 2-6 in

13

16

19

15

17

14

14

11

Suprotno nagibu pukotina

Ostali smjerovi

Nagib značajnih pukotina Prosječan razmak pukotina

Nagib značajnih pukotina Vertikalan

3.Srednji razmak pukotina, 6-12 in

23

24

28

19

22

23

23

19

4.Srednji razmak pukotina do blokovi, 1-2 ft

30

32

36

25

28

30

28

24

5.Blokovi do masivna stijena, 2-4 ft

36

38

40

33

35

36

34

28

6.Masivna stijena > 4 ft

40

43

45

37

40

40

38

34

o

o

Nagib: vodoravne 0-20 , nagnute 20-50 , vertikalne 50-90

o

Tabela 2.3 Rock Structure Rating, Parametar C: Podzemna voda, stanje pukotina (Wickham et al., 1973) Suma parametara A + B 13 - 44

45 - 75

Očekivani dotok vode gpm/1000 ft tunela

Stanje pukotina Dobro

Povoljno

Slabo

Dobro

Povoljno

Nikakav

22

18

12

25

22

Slabo 18

Slab < 200 gpm

19

15

9

23

19

14

Srednji 200-1000 gpm

15

11

7

21

16

12

Jak >1000 gpm

10

8

6

18

14

10

Stanje pukotina: dobro=zatvorene ili cementirane, povoljno=slabotrošne ili promjenjive, slabo=značajno oštećene, promjenjive ili otvorene

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

21

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Mlazni beton

1 inch diametar sidara

70

60

RSR

50

6 WF

20

8 WF

31

8 WF

40

30

48

Granica uporabe čelične podgrade i sidara

20

10 0

1

2

3

4

5

6

7

8

Razmak čelične podgrade (feet) Razmak štapnih sidara (feet) Debljina mlaznog betona (inches)

Slika 2.3 RSR procjena potrebne podgrade za tunel kružnog presjeka promjera 23 ft (7.30 m) (Wickham et al., 1972) RSR koncept je vrlo uspješna metoda za određivanje podgrade od čeličnih lukova u stijenskoj masi, ali se ne može preporučiti za odabir kombinacije mlaznog betona i štapnih sidara. Ova metoda danas se rijetko koristi (uglavnom u USA), ali je tijekom svoje primjene korištena na velikom broju izvedenih tunela. Treba napomenuti da definicije pojedinih parametara koji se koriste u klasifikaciji nisu jasno određene, ne koriste se u običajenim standardnim opisima pukotinskih sustava, te mogu izazvati određene zabune tijekom odabira adekvatnih parametara (Bieniawski, 1989).

2.5.

GEOMEHANIČKA KLASIFIKACIJA (RMR)

Geomehanička klasifikacija ili RMR klasifikacijski sustav (Rock Mass Rating System), razvio je Bieniawski tijekom 1972. i 1973. godine u Južnoj Africi, kao sustav karakterizacije stijenske mase i projektiranje podgradnog sustava za tunele (Bieniawski, 1973). Detalji primjene ovog Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

22

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

sustava opisani su u radu Bieniawskog 1976. godine (Bieniawski, 1976). Tijekom godina klasifikacija je mijenjana na osnovi rezultata primjene i provjere na većem broju podzemnih građevina u različitim geološkim sredinama i uvjetima te prilagođavana međunarodnim standardima i procedurama (Bieniawski, 1979). Brojni drugi autori koji su koristili predmetnu klasifikaciju, doprinijeli su svojim zapažanjima na osnovi iskustva pri izvođenju tunela, podzemnih prostora, kamenoloma i rudnika, padina i temeljenja, te je Bieniawski 1989. godine predložio posljednju promjenu RMR sustava (Bieniawski, 1989). S obzirom na dvije inačice predmetnog sustava uz koje se vežu pojedina istraživanja, važno je naglasiti postojanje razlike inačica iz 1976. (RMR1976) i 1989. godine (RMR1989).

Klasifikacijska procedura zasniva se na određivanju slijedećih šest parametara:

1.Jednoosna čvrstoća stijenskog materijala (ISRM, 1979) 2.RQD indeksa (Rock Quality Designation) 3.Razmaku pukotina (diskotinuiteta) 3.Stanju pukotina (diskontinuiteta) 5.Uvjetima podzemne vode 6.Orjentaciji pukotina (diskontinuiteta).

Pri primjeni RMR klasifikacije, stijenska masa se dijeli u pojedinačne strukturne regije koje se klasificiraju odvojeno od drugih. Granice ovih regija su u pravilu određene značajnijim strukturnim pojavama kao što su rasjedi, zdrobljene zone ili promjene tipa stijenske mase. U pojedinim slučajevima, promjene uzrokovane značajnijim promjenama u razmaku diskontinuiteta ili značajki, a unutar istog tipa stijenske mase, mogu uzrokovati podjele u manje dijelove strukturnih regija.

Geomehanička ili RMR klasifikacija prezentirana je Tabelom 2.3. kojom su dane vrijednosti gornjih šest parametara.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

23

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Predmetni bodovi se sumiraju i ukupna suma daje vrijednost RMR. Kako je već rečeno RMR klasifikacija se tijekom vremena i povećanjem raspoloživih podataka mijenjala, a najveći utjecaj u promjeni pojedinih odnosa bodova je težina značaja pridodana utjecaju razmaka diskontinuiteta (pukotina), stanju diskontinuiteta (pukotina) i podzemne vode. U Tabeli 2.5. dan je pregled razvoja RMR klasifikacije kroz promjene značaja pojedinih parametara (Milne et al., 1998).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

24

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tabela 2.4 Rock Mass Rating System-RMR klasifikacija, (Bieniawski, 1989) A.Klasifikacijski parametri i njihovi bodovi Parametri

Vrijednosti parametara

Čvrstoća Indeks čvrstoće intaktne 1 stijene ( MPa )

> 10

u točki

250

tlačna čvrstoća

RQD (%) Razmak diskontinuiteta

50 - 100

Preporučuje se ispitati

25 - 50

5 -25 2

12

7

4

75 - 90

50 - 75

25 - 50

1- 5

2m

0,6 - 2 m

200 - 600 mm

60 -200 mm

< 60 mm

20 Vrlo hrapave

Stanje diskontinuiteta

100 - 250

15

Bodovi

4

1-2

90 - 100 Bodovi

3

2-4

tlačnu čvrstoću

Jednoosna

Bodovi 2

4 - 10

15 Neznatno hrapave

10 Neznatno hrapave

8 Sliske površine ili

5 Mekana ispuna > 5 mm

površine

površine

površine

ispuna < 5 mm

ili

Nisu kontinuirani

Zijev < 1 mm

Zijev < 1 mm

Zijev 1-5 mm

Zijev > 5 mm

Zijev = 0 mm

Stijenka zidova

Stijenka zidova

Kontinuirani

Kontinuirani

Zidovi nisu

neznatno rastrošene

jako rastrošene

Rastrošeni 30

25

20

10

0

nema

< 10

10-25

25-125

>125

0

0,5

Opći uvjeti

kompletno suho

vlažno

mokro

kapanje

tečenje

Bodovi

15

10

7

4

0

Bodovi Podzemna voda

Dotok na 10 m

5

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

B.Korekcije bodova s obzirom na orjentaciju diskontinuiteta Vrlo povoljna

Povoljna

Dobra

Nepovoljna

Vrlo nepovoljna

Tuneli i rudnici

0

-2

-5

-10

-12

Temelji

0

-2

-7

-15

-25

Kosine

0

-5

-25

-50

-60

100-81

80-61

60-41

40-21

400

300-400

200-300

100-200

45

35-45

25-35

15-25

25, kad je a=0.5

∂σ ′1 mbσc = 1+ ∂σ ′3 2(σ ′1 − σ ′3)

(3.33)

Za GSI < 25, kad je s=0

∂σ ′1 a ⎛ σ ′3 ⎞ = 1 + a(mb ) ⎜ ⎟ ∂σ ′3 ⎝ σc ⎠

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

a −1

(3.33)

60

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Vlačna čvrstoća određuje se prema izrazu (Hoek, 1998)

σtm =

(m − 2

σci

b

mb2 + 4 s

)

(3.35)

Odgovarajući Mohr–Coulombov pravac čvrstoće može se izraziti općim oblikom i to

Y = log A + BX

(3.36)

⎛ σ ′n − σtm ⎞ ⎛τ ⎞ Y = log⎜ ⎟, X = log⎜ ⎟ ⎝ σci ⎠ ⎝ σci ⎠

(3.37)

gdje su

Koristeći vrijednosti za σtm iz jednadžbe (3.35) i područje vrijednosti τ i σ’n iz jednadžbi (3.31) i (3.32) vrijednosti A i B određuju se linearnom regeresijom (Hoek, 2000):

∑ XY − (∑ X ∑ Y ) T ∑ X − (∑ X ) T

(3.38)

A = 10 ∧ (∑ Y / T − B (∑ X / T ))

(3.39)

B=

2

2

gdje je T ukupan broj parova podataka uključen u regresijsku analizu.

Za Mohr–Coulombov pravac za odgovarajuću vrijednost normalnih naprezanja σ’ni kut unutarnjeg trenja iznosi

⎛ ⎛ σ ′ni − σtm ⎞ B −1 ⎞ ⎟ φ = arctan⎜ AB⎜ ⎜ ⎝ σci ⎟⎠ ⎟ ⎠ ⎝

(3.50)

Odgovarajuća kohezija c’i iznosi

c ′i = τ − σ ′n tan φ ′i

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

(3.51)

61

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Odgovarajuća vlačna čvrstoća stijenske mase iznosi

σcmi =

2c ′i cos φ ′i 1 − sin φ ′i

(3.52)

Diagrami vrijednosti odnosa c’/σci i kuta unutarnjeg trenja φ’i za različite kombinacije vrijednosti GSI i mi dani su na Slici 3.2. (Hoek and Brown, 1997).

0.10 0.08 0.06 0.05 0.04 0.03 mi 35 25 20

0.02

13 10 7

0.01 0.008

5 10

20

30

40

50

60

70

80

Kohezija / Jednoosna čvrstoća intaktne stijene

0.20

90

Kut trenja ( ° )

Geološki indeks (GSI)

55

m

50

35 30 25

45

20 16

i

13

40

10

35

7

30

5

25 20 15 10 10

20

30

40

50

60

70

80

90

Geološki indeks (GSI)

Slika 3.2 Diagrami vrijednosti kohezije i kuta unutarnjeg trenja za različite vrijednosti GSI i mi (Hoek and Brown, 1997)

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

62

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Razvojem općeg oblika Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće, Hoek, Carranza-Torres i Corkum (Hoek et al., 2002) odredili su i prosječni linearni odnos koji zadovoljava Mohr-Coulombov kriterij čvrstoće. Iz istog slijede veličine kuta trenja φ' i kohezije c':

⎡

φ ' = sin −1 ⎢

6amb (s + mbσ '3n )

a −1

⎣⎢ 2(1 + a )(2 + a ) + 6amb (s + mbσ '3n )

c' =

a −1

⎤ ⎥ ⎦⎥

σ ci [(1 + 2a )s + (1 − a )mbσ '3n ](s + mbσ '3n )a −1

(3.53)

a −1 ) b b 3n ) ((1 + a )(2 + a ))

(3.53)

GEOTEHNIČKIH

ZNAČAJKI

( ( (1 + a )(2 + a ) 1 + 6am s + m σ '

σ 3n = σ '3 max / σ ci .

gdje je

3.6.

PROCJENA

HETEROGENIH STIJENSKIH MASA Projektiranje geotehničkih zahvata u heterogenim i vrlo mekim stijenama kao što je flišni stijenski kompleks predstavlja u sadašnjem trenutku glavni izazov geolozima i geotehničarima. Kompleksna struktura ovih materijala koja slijedi iz strukturne i tektonske povijesti nastanka ovih naslaga, previše je složena da bi se jednostavno mogla uklopiti u uvjete usvojenih sustava klasifikacija stijenske mase (Marinos and Hoek, 2001). Za heterogene i vrlo meke stijenske mase kao što je flišni stijenski kompleks razvijena je posebna metodologija procjene značaki zasnovana na geološkom indeksu čvrstoće (GSI) (Hoek et al., 1992; Hoek, 1993; Hoek et al., 1995). Predmetna metodolgija prezentirana je u radovima Hoeka, Marinosa i Benissija ( Hoek et al., 1998), Hoeka i Marinosa (Hoek and Marinos, 2000), Marinosa i Hoeka (Marinos and Hoek, 2000; 2001) i Marinosa (Marinos, 2003). Za određivanje Hoek-Brownovog kriterija čvrstoće stijenske mase značajna su tri parametra: 1.Jednoosna čvrstoća intaktnog elementa stijene, 2.Konstanta mi koja određuje značajke trenja pojedinih minerala u elementu stijene i 3.Geološki indeks čvrstoće (GSI) koji predstavlja odnos krakteristika intaktnog elementa stijene i stijenske mase u cijelosti (Marinos and Hoek, 2001).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

63

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Jednoosna čvrstoća heterogene stijenske mase kao što je flišni stijenski kompleks predstavlja značajan problem s obzirom na izuzetne teškoće pri uzorkovanju intaknog uzorka stijene koji bi se mogao ispitati u laboratoriju (Marinos and Hoek, 2001). U pravilu se istražnim bušenjem dobivaju znatno poremećene jezgre zbog uslojene prirode flišnog materijala koje ne omogućvaju dobivanje točnih vrijednosti jednoosne tlačne čvrstoće σc, koja bi se mogla koristiti za određivanje čvrstoće iz Hoek-Brownovog kriterija. Osim rijetko mogućih prilika ispitivanja jednoosne tlačne čvrtoće, i to u slučajevima izuzetno povoljnih partija flišne stijenske mase, najčešće je moguće ispitivanje točkaste čvrstoće stijene–point load test (ISRM, 1985). I te rezultate nužno je promatrati kritički: postavlja se problem regularnih uzoraka stijene, PLT je moguće izvesti jedino u slučaju uzoraka regularne veličine, a što s obzirom na geološku građu često nije moguće osigurati; s obzirom na uslojenu prirodu naslaga fliša značajno je odstupanje rezultata s obzirom na način isptivanja (okomito na uslojenost, koso na uslojenost, paralelno s uslojenosti) i javlja se problem pouzdanosti izvođenja PLT pri vrlo mekim ili tanko uslojenim stijenama, kao što su glinoviti šejlovi ili uslojeni siltiti na kojima izvođenje PLT izaziva plastičnu deformaciju češće nego slom uzorka. U prethodno opisanim slučajevima, gdje nije moguće dobiti odgovarajući uzorak za point load test, jedina alternativa je utvrditi posmičnu čvrstoću iz kvalitativnog opisa stijenske mase, Tabela 3.2 ( Brown, 1971; Hoek and Brown, 1997; Marinos and Hoek, 2001).

Hoek-Brownova konstanta mi može se odrediti jedino iz triaksijalnog pokusa na stijenskoj masi ili procijeniti na osnovi kvalitativne deskripcije stijenskog materijala (Hoek and Brown, 1997). Ukoliko nije moguće provesti triaksijalni pokus na uzorku stijenske mase, što je najčešće i slučaj za flišne stijenske naslage, procjenu parametra mi potrebno je izvršiti na osnovi Tabele 3.7 (Marinos and Hoek, 2001). Kako konstanta mi ima najmanje utjecaje na određivanje HoekBrownovog kriterija sloma procjene dane u Tabeli 3.7 dovoljno su točne za praktičnu upotrebu.

Treći parametar značajan za određivanje Hoek-Brownovog kriterija sloma Geological Strength Index (GSI) opisan je u radovima Hoeka (Hoek, 1993), Hoeka, Kaisera i Browna (Hoek et al., 1995) i Hoeka i Browna (Hoek and Brown, 1997) i proširen na flišne stijenske mase prema Hoeku, Marinosu i Benissiju ( Hoek et al., 1998 ). Posljednji pregled dan je u radu Marinosa, Marinosa i Hoeka na 32. međunarodnom geološkom kongresu u Firenci (Marinos et al., 2003). Procjena GSI za flišne stijenske mase dana je u Tabeli 3.8 (Marinos and Hoek, 2001). S obzirom da je u flišnim stijenskim masama vrlo teško određivanje RMR vrijednosti, pogotovo na jezgri Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

64

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

stijenske mase dobivene bušenjem, procjena GSI iz Tabele 3.8 predstavlja praktično jedinu mogućnost koreliranja stanja stijenske mase i kvantitativnog prikaza parametra čvrstoće.

Tabela 3.7 Vrijednosti mi za intaktnu stijenu u zavisnosti od geološkog porijekla za opći oblik Hoek–Brownovog kriterija sloma (Marinos and Hoek, 2001) Vrijednosti konstante m i za intaktnu stijenu, prema podijeli stijena. Vrijednosti u zagradama su procijenjenje. Pridodane vrijednosti svkom tipu stijenske mase ovise o granulaciji i uklještenosti kristalne strukture pri čemu su više vrijednosti pridružene većoj uklještenosti i višim značajkama trenja. Ova tabela sadrži značajne promjene u odnosu na prethodno publicirane inačice. Promjene su uzrokovane iz podataka dobivenih laboratorijskim pokusima i s geologa i inženjerskih geologa. Tip stijene

Klasa

Grupa

Klastične

Tekstura Krupna

Srednja

Fina

Vrlo fina

Konglomerat

Pješčenjak

a

17±4

Siltit (Prahovnjak) 7±2

Argilit (Glinjak) 4±2

Breča

Grauvaka

a

(18±3)

Šejl (6±2)

SEDIMENTNE

Lapor (7±2) Karbonatne Neklastične

Kristalinični

Sparitčni

Mikritčni

Dolomit

vapnenac

vapnenac

vapnenac

(9±3)

(12±3)

(10±2)

(9±2)

Gips 8±2

Anhidrit 12±2

Kemijske (evaporitne)

Sadra 7±2

Organske

METAMORFNE

Neuslojene

Mramor

Hornfels (Rožnac)

Kvarcit

9±3

(19±4)

20±3

Metapješčenjak (19±3)

Slabo uslojene

Amfibolit

Gnajs

(29±3)

26±6

28±5

Uslojene

Škriljavac

Filit

Slejt

b

12±3

(7±3)

7±4

Porfirit

Diabaz

Peridotit

(20±5)

(15±5)

(25±5)

Svijetle (Kisele)

Granit

Diorit

32±3

25±5

Granodiorit (29±3)

Dubinske Tamne ( Lužnate)

MAGMATSKE

Migmatit

Gabro

Dolerit

27±3

(16±5)

Norit 20±5

Hipobazalne

Lava Vulkanske

Piroklastične

Riolit

Dacit

(25±5) Andenzit

(25±3)

25±5

(25±5)

Bazalt

Aglomerat

Breča

Tuf

(19±3)

(19±5)

(13±5)

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

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

65

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tabela 3.8 Geological Strenght Index (GSI) za heterogene stijenske mase kao što je fliš (Marinos and Hoek, 2001)

U geotehničkom pogledu flišna stijenska masa posjeduje slijedeće značajke (Marinos and Hoek, 2001): -Heterogenost, izmjenu značajnih i manje značajnih članova kompleksa -Prisutnost minerala gline -Tektonske i posmične diskontinuitete s posljedicom pojave tlu sličnih materijala -Vodopropusnost flišnih stijenskih naslaga je generalno vrlo mala i zbog prisutnosti minerala gline stijenska masa podložna je raspadanju i smanjenju parametra čvrstoće značajnih veličina ukoliko nije moguće dreniranje.

Sagledavanje ukupnog ponašanja flišne stijenske mase određivanjem konstanti koje određuju Hoek-Brownov kriterij čvrstoće stijenske mase zahtijeva krajnje kritički pristup u svim elementima procjene i današnjim saznanjima o ukupnom ponašanju. Flišna stijenska masa Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

66

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

svakako u tom pogledu ima najmanje stečenih iskustva te s tim i najveće zahtjeve u daljnjim istraživanjima.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

67

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

4.

ČVRSTOĆA DISKONTINUITETA

Stijenska masa u pravilu je ispresijecana diskontinuitetima kao što su međuslojne pukotine, pukotine, zdrobljene zone i rasjedi. Ukupna posmična čvrstoća stijenske mase funkcija je čvrstoće diskontinuiteta i čvrstoće mostova u intaktnoj stijenskoj masi koji razdvajaju diskontinuitete. U analizama čvrstoće stijenske mase i čvrstoće diskontinuiteta presudnu ulogu ima veličina normalnih naprezanja na plohu sloma, odnosno na plohu diskontinuiteta. Na malim dubinama, gdje su naprezanja u stijenskoj masi mala, slom intaktne stijenske mase je rijedak, a ponašanje stijenske mase u pravilu je određeno čvrstoćom diskontinuiteta. Pri analizi ponašanja sustava pojedinačnih blokova intaktne stijene, nužno je poznavanje faktora koji utječu na posmičnu čvrstoću diskontinuiteta, koji razdvajaju predmetne blokove stijenske mase (Hoek, 2000).

Posmična čvrstoća potpuno ravnog diskontinuiteta linearna je funkcija normalnih naprezanja na plohi diskontinuiteta i odgovara Mohr-Coulombovom kriteriju čvrstoće

τ = c + σn tan φ

(4.1)

gdje je τ

-(vršna) posmična čvrstoća diskontinuiteta

σn

-efektivna normalna naprezanja

c

-kohezija stijenske mase

φ

-kut unutarnjeg trenja stijenske mase

Mehanizam Mohr–Coulombovog kriterija je jednostavno prikazati fizikalnim modelom smicanja po diskonitnuitetu, Slika 4.1 (Hoek and Bray, 1977). Stvarna kohezija postoji jedino kod diskontinuiteta s ispunom koja posjeduje koheziju ili kod međuslojnih diskontinuiteta sa cementnim vezivom. Kad se uslijed smicanja po diskontinuitetu dosegne vršna čvrstoća, posmična naprezanja padaju na vrijednost rezidualne posmične čvrstoće, uz pad vrijednosti kohezije na vrijednost 0 prema izrazu

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

68

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

τr = σn tan φr

(4.2)

gdje je φr

-rezidualni kut unutarnjeg trenja stijenske mase.

pomak

posmični napon

posmična čvrstoća

vršna čvrstoća

posmična čvrstoća

normalni napon

n

vršna čvrstoća

rezidualna čvrstoća r

c

rezidualna čvrstoća

pomak

normalni napon

n

Slika 4.1 Ispitivanje posmične čvrstoće diskonitinuiteta (Hoek and Bray, 1977)

Bazični kut trenja, φb, predstavlja osnovni pojam za razumijevanje posmične čvrstoće diskontinuiteta. Bazični kut trenja, φb, približno je jednak rezidualnom kutu trenja, φr, ali se isti određuje pokusom smicanja, Slika 4.1, na prerezanoj plohi intaktne stijene. Kriterij čvrstoće za bazični kut trenja glasi

τr = σn tan φb

(4.3)

Prirodne površine diskontinuiteta u stijenskoj masi nikad nisu potpuno glatke kao one dobivene rezanjem ili zaglađivanjem intaktne stijene za potrebe određivanja bazičnog kuta trenja stijenske mase. Valovitost (undulation) i neravnina (asperity) prirodne površine diskontinuiteta imaju

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

69

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

značajan utjecaj na ponašanje diskontinuiteta pri smicanju. Površinska hrapavost (roughness) značajno utječe na povećanje posmične čvrstoće diskontinuiteta. Pri tome ne postoji značajna ovisnost ovih veličina o tipu i litologiji stijenske mase (Byerlee, 1978). Faktori koji utječu na posmičnu čvrstoću diskontinuiteta su (Hencher, 1995) (Slika 4.2): 1.Adhezijske veze 2.Zatvaranje i uklještenje (interlocking, ploughing) uslijed manjih neravnosti pukotina 3.Premoštavanje (izv. prejahivanje) (overriding) većih neravnina pukotina zonama kontakta pukotina 4.Premoštavanje između pukotina prostorom intaktne stijenske mase ili zatvorenih neravnina u pukotini.

Male neravnine

Adhezijska veza

Zatvaranje i uklještenje

Velike neravnine

Premoštavanje ("prejahivanje") neravnine

Slika 4.2 Faktori koji utječu na posmičnu čvrstoću pukotina (Hencher, 1995)

Adhezijske (kemijske) veze u stijenskoj masi u pravilu su malih vrijednosti. Uklještenja u pukotinama uslijed malih neravnina površina pukotina i oštećenje istih pri smicanju pridonose vrijednosti posmične čvrstoće diskontinuiteta. Premoštavanje većih neravnina značajna su u razmatranjima posmične čvrstoće površine diskontinuiteta većih razmjera (Patton, 1966).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

70

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Patton (Patton, 1966) je dokazao utjecaj površinske hrapavosti diskontinuiteta na povećanje posmične čvrstoće pokusom na uzorcima kojima su površine nazubljene u obliku pile (saw– tooth), Slika 4.3.

normalni napon

n

i posmični napon

posmični napon

slom intaktne stijene

smicanje po nazubljenoj površini (

b +i)

normalni napon

n

Slika 4.3 Patonov pokus na uzorcima nazubljene površine (Patton, 1966)

Smicanje ovog uzorka izaziva pomak i izdizanje po kosini nagnutim površinama, što u krajnosti rezultira pojavom dilatiranja (povećanja volumena) uzorka. Posmična čvrstoća Pattonovog uzorka može se prikazati kao

τ = σn tan (φb + i )

(4.3)

gdje su φb

-bazični kut unutarnjeg trenja stijenske mase

i

-nagib nazubljene površine.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

71

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Jednadžba (4.3) vrijedi pri maloj vrijednosti normalnih naprezanja, kad posmični pomak nastupa kao posljedica pomaka po nagnutoj nazubljenoj površini. Pri većim vrijednostima normalnih naprezanja može biti dosegnuta posmična čvrstoća intaktne stijene, pa slom nastupa slomom zuba, a ne smicanjem po nazubljenoj površini. To ponašanje je stoga bliže ponašanju pri slomu intaktne stijenske mase nego značajkama trenja diskontinuiteta. Patton (Patton, 1966) sugerira da se pri većim vrijednostima normalnih naprezanja koristi Mohr–Coulombov kriterij čvrstoće s rezidualnim kutem unutarnjeg trenja i prividnom kohezijom. Iz toga slijedi da je Pattonov kriterij čvrstoće diskontinuiteta bilinearan. Kao proširenje Pattonovog kriterija sloma, na osnovi rezultata istraživanja predloženo je više drugih kriterija posmične čvrstoće diskontinuiteta. Jaeger (Jaeger, 1971) je predložio kriterij koji se svojom krivuljom bolje slaže s rezultatima pokusa smicanja, ali nije obrazložio mehanizam smicanja. Ladanyi i Archambault (Ladanyi and Archambault, 1970, 1972) predložili su kriterij koji je zavisan od stupnja dilatiranja i odnosa aktivne površine smicanja u odnosu na ukupnu površinu uzorka. Barton (Barton, 1973, 1976), Barton i Chouby (Barton and Chouby, 1977), Barton i Bandis (Barton and Bandis, 1990) i Bandis (Bandis, 1992) na osnovi brojnih analiza ponašanja prirodnih diskontinuiteta stijenske mase razvili su empirijski kriterij posmične čvrstoće diskontinuiteta

koji

uključuje

hrapavost

(neravnost)

(roughness,

asperities)

površine

diskontinuiteta i tlačnu čvrstoću zidova diskontinuiteta. Bartonov kriterij posmične čvrstoće diskontinuiteta glasi

⎡

⎤ ⎛ JCS ⎞ ⎟ + φb ⎥ ⎝ σn ⎠ ⎦

τ = σn tan ⎢ JRC log 10⎜ ⎣

(4.5)

gdje su JRC

-koeficijent hrapavosti diskontinuiteta (Joint Roughness Coefficient)

JCS

-tlačna čvrstoća zidova diskontinuiteta (Joint Wall Compressive Strenght)

Koeficijent hrapavosti diskontinuiteta je broj koji se može dobiti iz usporedbe stanja površine diskontinuiteta sa standardiziranim profilima (Barton and Chouby, 1977), Slika 4.3.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

72

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

JRC = 0-2

JRC = 2-4

JRC = 4-6

JRC = 6-8

JRC = 8-10

JRC = 10-12

JRC = 12-14

JRC = 14-16

JRC = 16-18

JRC = 18-20

0

5 cm

10

Slika 4.4 Profili hrapavosti i odgovarajuće vrijednosti JRC (Barton and Chouby, 1977)

Postupak se provodi vizualnom usporedbom hrapavosti diskontinuiteta i standardiziranih profila diskontinuiteta

s

pridruženim

vrijednostima

JRC.

Pri

usporedbi

je

problematična

reprezentativnost odabranog uzorka diskontinuiteta, što predstavlja glavni problem pri procjeni i usvajanju posmične čvrstoće diskontinuiteta (Lindfords, 1996). Mjerodavni diskontinuitet in situ može biti dugačak više metara ili desetina metara, a vrijednost JRC mora predstavljati cijelu dužinu diskontinuiteta. Alternativnu metodu određivanja JRC predložili su Barton i Bandis (Barton and Bandis, 1982). Metoda se svodi na određivanje amplitude neravnine (asperity) u odnosu na referentnu liniju diskontinuiteta i duljinu mjernog profila kojeg reprezentira određeni JRC, Slika 4.5.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

73

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Referentna ravnina Amplituda neravnina (mm)

Dužina profila (m)

400 300

20 16 12 10 8 6 5 4

200

100

2

Amplituda neravnina (mm)

30 20

1

10

0.5

5 4 3 2

Koeficijent hrapavosti pukotina (JRC)

3

50 40

1

0.5 0.4 0.3 0.2

0.1 0.1

0.2

0.3

0.5

1

2

3

4 5

10

Dužina profila (m)

Slika 4.5 Alternativna metoda određivanja JRC mjerenjem amplitude neravnine (Barton and Bandis, 1982)

ISRM je 1978 godine objavila preporučenu metodu za određivanje tlačne čvrstoće zidova diskontinuiteta JCS (ISRM, 1978), koja se zasniva na određivanju tlačne čvrstoće uporabom Schmidtovog čekića (sklerometra) (Deere and Miller, 1966), Slika 4.6.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

74

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

32

30 28

300 250

26 24 22

150

20

100 90 80 70 60 50 40 30

Orjentacija čekića

Jednoosna tlačna čvrstoća (MPa)

200

Jedinična težina stijene (kN/m 3)

±250

±200

±100

±50

400 350

±150

Prosječna disperzija čvrstoće za većinu stijena (MPa)

20

10

0

10

20

0

30

10

0

20

10

20

0 0

10 10

40 30

20

30 30

60

50

40 40

60

50

40 40

30 20

50

60

50 50

60 60

Tvrdoća po Schmidtu

Slika 4.6 Ocjena tlačne čvrstoće zidova diskontinuiteta JCS pomoću Schmidtova čekića (Deere and Miller, 1966)

Na osnovi brojnih rezultata ispitivanja pukotina, modela pukotina i rezultata objavljenih u literaturi Barton i Bandis (Barton and Bandis, 1982) predložili su korekciju vrijednosti koeficijenta hrapavosti pukotina JRC koja uzima u obzir veličinu promatrane površine.

⎛ Ln ⎞ JRCn = JRC 0⎜ ⎟ ⎝ L0 ⎠

−0.02 JRC 0

(4.6)

gdje su

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

75

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

JRC0 i L0

-vrijednosti koje se odnose na veličinu laboratorijskog uzorka od 100

mm, gdje je L dužina diskontinuiteta JRCn i Ln

-vrijednosti koje se odnose na veličinu in situ bloka.

Zbog veće vjerojatnosti oslabljenja na većoj površini diskontinuiteta, vjerojatna je i pojava smanjenja prosječne čvrstoće zidova diskontinuiteta, JCS, proporcionalno povećanju površine diskontinuiteta. Barton i Bandis (Barton and Bandis, 1982) predložili su korekciju vrijednosti tlačne čvrstoće zidovaa diskontinuiteta JCS koja uzima u obzir veličinu promatrane površine.

⎛ Ln ⎞ JCSn = JCS 0⎜ ⎟ ⎝ L0 ⎠

−0.02 JCS 0

(4.7)

gdje su JCS0 i L0

-vrijednosti koje se odnose na veličinu laboratorijskog uzorka od 100

mm, gdje je L dužina diskontinuiteta JCSn i Ln

-vrijednosti koje se odnose na veličinu in situ bloka.

Bandis (Bandis, 1992) je predložio empirijski izraz koji korigira vrijednosti koeficijenta hrapavosti diskontinuiteta JRC i tlačne čvrstoće zidova diskontinuiteta JCS s porastom veličine promatranog područja. Obje veličine, JRC i JCS, se s porastom veličine diskontinuiteta smanjuju, što znači da se efekti premoštavanja i neravnina diskontinuiteta smanjuju s porastom veličine promatranog područja diskontinuiteta. Za diskontinuitete koji ne sadržavaju pukotinsku ispunu, stvarna vrijednost kohezije je jednaka nuli. Stvarna kohezija je efekt koji nastaje kao posljedica ispune diskontinuiteta npr. glinovitom ispunom, ispucalih mostova u stijenskoj masi između diskontinuiteta ili zatvorenih neravnina na površini diskontinuiteta (Hencher, 1995). Slom u mostovima stijenske mase između diskontinuiteta znatno je manje analiziran od ponašanja smicanja duž diskontinuiteta. Postoji opće slaganje da do sloma u mostovima stijenske mase između diskontinuiteta uglavnom dolazi zbog prekoračenja tlačne čvrstoće (Einstein et al., 1983; Einstein, 1993; Shen, 1993). Slom smicanjem javlja se kao sekundarni fenomen koji formira smičuće diskontinuitete koji mogu Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

76

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

povezati odvojene diskontinuitete. Kriterij čvrstoće za ovakve mehanizme sloma u stijenskoj masi nije u potpunosti razvijen, što zahtijeva dodatna istraživnja (Sjoberg, 1996, 1999).

Prethodni kriteriji čvrstoće diskontinuiteta odnosili su se na diskontinuitete kod kojih je kontakt zidova prisutan na cjelokupnoj površini koja se promatra. Posmična čvrstoća diskontinuiteta značajno pada u slučaju kad na dijelu ili cjelokupnoj površini diskontinuiteta nije ostvaren kontakt zidova, već se između zidova nalazi mekana ispuna kao što je glina. Za ravne diskontinutete, kao što su slojevi sedimentnih stijena, tanka glinovita ispuna (film) utječe na značajno smanjenje posmične čvrstoće diskontinuiteta. Za hrapave i valovite diskontinuitete kod kojih je debljina ispune veća od amplitude neravnina, posmična čvrstoća diskontinuiteta jednaka je čvrstoći ispune. Barton (Barton, 1973) je predočio pregled posmičnih čvrstoća ispune diskontinuiteta za tipične pukotinske ispune, Tabela 4.1. Ukoliko je u stijenskoj masi prisutan pritisak vode, smanjuju se normalna naprezanja na površinu diskontinuiteta. U uvjetima stalne razine vode bez tečenja, normalna naprezanja smanjuju se za veličinu pornog tlaka na veličinu efektivnih naprezanja, a vrijede prethodno uspostavljeni odnosi s vrijednostima efektivnih naprezanja. Iako je odnos normalnih i posmičnih naprezanja u kriteriju čvrstoće diskontinuiteta točnije opisan Bartonovim nelinearnim kriterijem, pri analizama u mehanici stijena često se koriste vrijednosti parametara čvrstoće linearnog Mohr–Coulombovog kriterija, kohezija, c, i kut unutarnjeg trenja, φ. Stoga je nužno odrediti ekvivalentne vrijednosti parametra čvrstoće linearnog Mohr– Coulombovog kriterija, kohezije, c, i kuta unutarnjeg trenja, φ, u odnosu na nelinearni Bartonov kriterij čvrstoće, a u zavisnosti od vrijednosti normalnih naprezanja σn. Na Slici 4.7. prikazan je odnos ekvivalentnih vrijednosti parametara čvrstoće, kohezije, c, i kuta unutarnjeg trenja, φ, za Bartonov kriterij čvrstoće diskontinuiteta za vrijednost normalnih naprezanja σn. Vrijednosti parametara čvrstoće, kohezije, c, i kuta unutarnjeg trenja, φ, određene su tangentom na Bartonovu krivulju za vrijednost normalnih naprezanja σn.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

77

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tabela 4.1 Posmična čvrstoća diskontinuiteta s ispunom i materijala ispune (Barton, 1993) Stijena

Opis

Bazalt

Zaglinjena bazaltna breča, širokog

Vršni c' (MPa)

Vršni f°

0.24

42

0.015 0.09-0.12 0.06-0.1

7.5 12-17 9-13 8.5-29

Rezidualni Rezidualni c' (MPa) f°

raspona od gline do bazaltnog sadržaja Bentonit

Bentonitni sadržaj u vezivu Tanki slojevi Triaksijalni pokusi

Bentonitni šejl

Triaksijalni pokusi Izravni posmik

0-0.27

Gline

Prekonsolidirana glina, pomaci, pukotine i male veličine smicanja

0-0.18

12-18.5

Glinoviti šejl

Triaksijalni pokusi Stratificirane površine

0.06

32

Kameni ugljen

Ispuna od milonitnih glina, 10-25 mm

0.012

Dolomit

Podloga od raspadanjem izmijenjenih šejlova, ±150 mm debljine

Diorit, granodiorit, Glinovita ispuna (2% gline, IP=17%) porfirit Granit

Glinom ispunjeni rasjedi Ispuna rasjeda od pjeskovite ilovače Tektonske zone smicanja, škriljavi i zdrobljeni graniti, dezintegrirana stijenska masa i ispuna

Grauvaka

1-2 mm gline unutar međuslojnih ploha

Vapnenac

6 mm sloj gline 10-20 mm sloj glinovite ispune 70 ⎝ ⎠ ⎣ ⎦

(4.11)

Gornja granica vrijednosti za σn je σn = JCS.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

79

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

5.

DEFORMABILNOST STIJENSKE MASE

Modul deformabilnosti stijenske mase in situ neophodan je parametar za svaku numeričku analizu i intrepretaciju izmjerenih deformacija u tijeku radova u stijenskoj masi. Deformabilnost stijenske mase ovisi o stupnju raspucalosti stijenske mase, stišljivosti pukotina i stišljivosti intaktnog stijenskog materijala između pukotina. Jače raspucala stijenska masa ima znatno veću deformabilnost od intaktne stijene.

Osim raspucalosti stijenske mase, dodatan utjecaj na deformabilnost ima i utjecaj veličine promatranog problema (scale effect) (Pinto da Cunha, 1995). Jedno od razmatranja je i to da deformabilnost stijenske mase ovisi i o razini naprezanja. Ekvivalentni modul elastičnosti, En, okomit na pukotine stišljivosti kn, i s razmakom pukotina tn, Goodman (Goodman, 1980) iskazuje kao

En =

1 1 1 + E tnkn

=

Etnkn E + tnkn

(5.1)

gdje je E

-Youngov modul elastičnosti intaktne stijene.

Stišljivost pukotine okomito na pružanje pukotine znatno ovisi o normalnim naprezanjima na pukotinu (Swan, 1981; Bandis et al., 1983; Bandis, 1992). Pri višim vrijednostima naprezanja postaje sve teže deformirati pukotinu, zbog sve veće površine kontakta stijenki pukotine.

Stijenska masa je najčešće raspucala uz pojavu više skupova pukotina koje se pružaju u više smjerova. Teorijski, bilo bi moguće jednadžbu 5.1 proširiti na veći broj skupova pukotina, ali to očito ne bi bilo praktično rješenje. Osim toga ispitivanje deformabilnosti stijenske mase u većem Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

80

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

razmjeru nije jednostavno, skupo je, i previše složeno za praktičnu uporabu. Iz gornjih razloga danas se uglavnom koriste empirijske metode u kojima se deformabilnost stijenske mase određuje na osnovi klasifikacije stijenske mase. Pregled razvoja empirijskih odnosa za procjenu modula deformabilnosti stijenske mase dali su Palmstrom i Singh (Palmstom and Sinhg, 2001), Kayabasi, Gokceoglu i Ercanoglu (Kayabasi et al., 2003) i Hoek (Hoek, 2004b).

Jednu od prvih metoda prezentirali su Deere i drugi (Deere et al., 1967), kojom se procjenjuje vrijednost in situ modula deformabilnosti stijenske mase na osnovi vrijednosti RQD.

Bieniawski (Bieniawski, 1979) je predložio slijedeću relaciju koja uspostavlja vezu između modula deformabilnosti stijenske mase i vrijednosti RMR

E m = 2 RMR − 100

(5.2)

gdje je vrijednost Em izražena u GPa. Izraz vrijedi za RMR>50.

Izraz 5.2 je empirijski dobiven iz 22 izvedena pokusa određivanja in situ deformabilnosti stijenske mase uglavnom pri izvedbi temelja brana. Nažalost, za stijensku masu RMR1.

Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1997) utvrdili su da izraz Serafima i Pereire dobro opisuje deformabilnost za bolje kvalitetne stijenske mase, ali daje previsoke vrijednosti za slabije stijenske mase. Na osnovi rezultata mjerenja i povratnih analiza Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1997) predložili su slijedeću modifikaciju jednadžbe 5.3 za vrijednosti σc < 100 MPa

Em =

σc 100

10

GSI −10 40

(5.9)

Read, Richards i Perrin (Read et al., 1999) na osnovi izmjerenih rezultata ponašanja grauvaka u Novom Zelandu predložili su izraz

E m = 0.1( RMR / 10) 3

(5.10)

Barton (Barton, 2000) predlaže noviji izraz za deformabilnost stijenske mase zasnovan na Qklasifikaciji:

E m = 10(Qc )

gdje je

1

3

(5.11)

Qc = σ ci / 100 .

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

83

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Hoek, Carranza-Torres i Corkum (Hoek et al., 2002) predlažu modificirani izraz Hoeka i Browna (Hoek and Brown, 1997) uvažavajući poremećenost stijenske mase izazvanu miniranjem ili relakasacijom stijenke mase uslijed iskopa:

⎛ D ⎞ σc E m = ⎜1 − ⎟ 10 2 ⎠ 100 ⎝

GSI −10 40

(5.12)

Rezultati modula deformabilnosti stijenske mase koji proizlaze iz gornjih izraza, a u zavisnosti od RMR i Q klasifikacijskih vrijednosti prikazani su na Slici 5.1. Pri tome su za izraze Grimstada i Bartona (Grimstad and Barton, 1993) i Bartona (Barton, 2000) korištene korelacijske veze s RMR klasifikacijom (Bieniawski, 1989). U izrazima prema Hoeku i Brownu (Hoek and Brown, 1997) te Hoeku, Carranza-Torres i Corkumu (Hoek et al., 2002) korištene su vrijednosti σc=100 kN/m2 i utjecaj poremećaja stijenske mase od D=0.75 kao vrijednost karakteristična za vapnenačke stijenske mase u iskopima pri konturnom miniranju i mehaničkim strojnim iskopima. Modul deformabilnosti stijenske mase, Em (GPa) 180 160

Bieniawski, 1976

140

Serafim and Pereira, 1983

120

Hoek and Brown, 1997

100

Read, Richards and Perrin, 1999

80

Grimstad and Barton, 1993

60 Barton, 2000 40 Hoek, Carranza-Torres and Corkum, 2002

20 0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

100

Rock Mass Rating (RMR)

Slika 5.1 Diagram modula deformabilnosti stijenske mase za predložene kriterije zasnovane na RMR i Q klasifikaciji stijenske mase

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

84

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Svaki in situ pokus određivanja modula deformabilnosti stijenske mase je vrlo skup i relativno težak za izvođenje. Tumačenje izmjerenih in situ vrijednosti također je složeno i zahtijeva veliko iskustvo u ponašanju stijenske mase.

Danas se uglavnom koriste tri tipa in situ testova za određivanje modula deformabilnosti stijenske mase i to (Palmstom and Singh, 2001):

1.Plate jacking test (PJT). Dvije nasuprotne površine dodatno se istovremeno opterećuju korištenjem hidrauličke preše koja prenosi opterećenje preko ploča. Deformacije se mjere u bušotinama okomitim na opterećenu površinu. 2.Plate loading test (PLT). Dok se kod Plate jacking testa (PJT) deformacije mjere u bušotinama okomitim na površine opterećenja, kod Plate loading testa (PLT) deformacije se mjere na površini opterećene stijenske mase. 3.Radial jacking test (Goodman jack test). Pokus se sastoji u tome da se u bušotini NX promjera dvije nasuprotne zakrivljene ploče radijalnog kuta 900 razupiru u stijensku masu. Mjeri se deformacija na krajevima 20 cm dugačkih ploča.

Osim ovih metoda u upotrebi su i brojne druge metode mjerenja in situ modula deformbilnosti stijenske mase (flat jack test, cable jack test, radial jack test, dilatometraski testovi, tlačne komore).

I in situ izmjerene vrijednosti modula deformabilnosti u fazi istražnih radova odstupaju od vrijednosti utvrđenih mjerenjima u fazi građenja i povratnim analizama utvrđenih deformacijama. Određivanje modula deformabilnosti stijenske mase za potrebe provođenja analiza stanja naprezanja i deformacija zato se najčešće ipak provodi na osnovi predloženih korelacijskih odnosa s klasifikacijskim vrijednostima stijenske mase.

Predloženi izrazi daju još uvijek daju značajna odstupanja vrijednosti modula deformabilnosti stijenske mase u odnosu na izmjerene veličine prilikom iskopa zasjeka i podzemnih otvora u stijenskoj masi (Palmstrom and Singh, 2001; Arbanas, 2002; Kayabasi et al., 2003; Arbanas et al.,

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

85

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

2004). To se osobito može uočiti kod stijenskih masa s nižim vrijednostima čvrstoće kao i kod slabijih stijenskih masa, pogotovo u zonama sa značajnijim učešćem pukotina ispunjenih mekom ispunom. Predloženi izrazi i vrijednosti modula deformabilnosti stijenske mase dobiveni iz istih mogu se koristiti kao orjentacijske vrijednosti pri analizama stanja naprezanja i deformacija, ali povratne analize stanja naprezanja i deformacija jedine mogu pokazati prave vrijednosti.

Izrazi 5.11 i 5.12 najčešće se koriste kod određivanja modula deformabilnosti stijenske mase. Za korištenje oba izraza potreban je oprez, jer niti jedan od izraza ne uzima u obzir modul deformabilnosti intaktne stijene. Jasno je, ukoliko je modul intaktne stijene dobiven ispitivanjem manji od procijenjenog modula stijenske mase, da će se u analizama koristiti modul intaktne stijene.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

86

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

6. STABILNOST PADINA U STIJENSKOJ MASI

Pri svakom od inženjerskih zahvata u stijenskoj masi, bilo da se radi o iskopima, temeljenju ili hidrotehničkim građevinama, javlja se potreba određivanja stupnja stabilnosti umjetne ili prirodne padine u stijenskoj masi. U slučaju zasjecanja nužno je razmotriti moguću pojavu sloma u padini tijekom izvođenja radova (iskopa), kao i po završetku radova (Harrison and Hudson, 2000). Nagib padine može biti vertikalan ili nagnut u zavisnosti od uvjeta u padini i uvjeta podgradnog sklopa koji osigurava stabilnost padine. U geotehnici, termin stabilnosti padine upotrebljava se pri rješavanju dva osnovna vida inženjerskih problema i to (Jumikis, 1983): -projektiranju umjetnih padina zasjecanjem ili nasipavanjem radi izvedbe novih građevina u stijenskoj masi i tlu, geometrija kojih je predodređena faktorom sigurnosti na mogući slom padine i -analizama stabilnosti postojećih padina u stijenskoj masi ili tlu, padina koje su potencijalno nestabilne, padina koje su doživjele slom ili padina na kojima je potrebno izvesti određene zahvate. Koncept stabilnosti padine nije u potpunosti određen, jer niti za jednu padinu u stijenskoj masi ili tlu ne može se u potpunosti garantirati stabilnost tijekom njezinog korištenja u dužem vremenskom periodu. Klimatski, hidrološki i tektonski uvjeti, kao i ljudska aktivnost u neposrednom ili posrednom okruženju, mogu godinama nakon izgradnje utjecati na stabilnost umjetnih i prirodnih padina. Na primjer, nije moguće sagledati mogućnost saturacije stijenske mase ili tla vodom uslijed nekih budućih zahvata u okolišu određene padine. Termin slom padine odnosi se na svaku pojavu nestabilnosti padine uslijed promjene uvjeta u padini ili utjecaja ljudske aktivnosti na prirodne geološke uvjete. Vezano uz radove u stijeni,

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

87

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

nestabilnost stijenskih padina obično rezultira nepovoljnim kritičnim stanjem pokosa i pojavom diskontinuiteta koji ukazuju na nestabilnosti stijenske mase u nastajanju. Stanje sloma odgovara uvjetima napona u stijenskoj masi koji prekoračuju čvrstoću. U tom slučaju nastaje slom i obrušavanje stijenske mase niz padinu. Zasjecanje stijenskih padina u pravilu se susreće u građevinarstvu radi potrebe izgradnje određene građevine ili u rudarstvu pri izvođenju otvorenih iskopa mineralnih sirovina. Pri tome je izvođenje zasjeka u stijenskoj masi na više načina različito određeno uvjetima izvođenja u građevinarstvu od otvorenih kopova u rudarstvu (Sjoberg, 1996). Položaj zasjeka u otvorenim kopovima određen je položajem mineralne sirovine, dok se u građevinarstvu položaj zasjeka može ponekad i izmjestiti, na primjer pomicanjem trase prometnice u slučaju nepovoljnih uvjeta zasjecanja stijenske mase. Pri tome je jedini projektni parametar na koji se može utjecati nagib padine i nagib zasjecanja, a što rezultira ukupnom visinom zasjeka. S druge strane, vijek trajanja zasjeka u otvorenom kopu je znatno manji od traženog vijeka trajanja zasjeka kao sastavnog dijela inženjerske konstrukcije u građevinarstvu. Nadalje, ekonomičnost izvođenja zasjeka u rudarstvu znatnije je razvijena nego u građevinarstvu, što se pogotovo očituje u odabiru odgovarajuće geometrije zasjeka. Moguće posljedice sloma u padini predstavljaju najveću razliku u pristupu projektiranju zasjeka: na primjer u području urbanih područja projektiraju se vrlo sigurni zasjeci s vrlo visokim vrijednostima faktora sigurnosti, često i s primjenom predimenzioniranih podgradnih sustava, dok se pri projektiranju pokosa otvorenih kopova često usvaja rizik moguće pojave nestabilnosti (Ross-Brown, 1972). Hoek i Pentz (Hoek and Pentz, 1968), analizirajući stabilnost stijenskih padina u otvorenim kopovima, predložili su slijedeću terminologiju vezanu uz pojavu sloma u padini:

Slom

Slom nastaje kad opterećenja ili naponi koji dijeluju na stjenoviti materijal (intaktnu stijenu ili diskontinuitete) prekorače vrijednost čvrstoće (vlačne ili tlačne) stijenske mase. Slom također može nastati rasterećenjem stijenske mase. Pojam sloma koristi se za opis sloma na malim (ali ne mikroskopskim) veličinama koje uključuju i slom intaktnog stijenskog materijala. Pojam sloma koristi se i pri opisivanju sloma elemenata podgradne konstrukcije. U tom slučaju, slom nastaje kad elementi podgradne konstrukcije moraju preuzeti veće sile i opterećenja padine od onih na koja su projektirana. To podrazumijeva

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

88

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

da elementi podgradne konstrukcije i dalje mogu preuzeti dio opterećenja nakon sloma, ali manje nego prije pojave sloma. Kolaps

Kolaps padine nastupa u uvjetima potpunog sloma padine, pri čemu su posljedice nastalog sloma takve da onemogućavaju daljnji nastavak radova. Kolaps padine može biti lokalnog tipa koji zahvaća dio padine, uključujući samo dio pokosa ili pojedine berme pokosa, ili globalnog tipa koji zahvaća cijelu padinu. U oba slučaja onemogućen je daljnji nastavak radova.

Slika 6. 1 Kolaps padine na najvišoj bermi iskopa pokosa u Brodogradilištu “Viktor Lenac” u Kostreni, lipanj 2001. godine

Tip sloma

Tip sloma predstavlja makroskopski opis uvjeta u kojima se slom pojavio, na primjer nagib i uzrok nastalog sloma padine. Tip sloma mora dati geometrijski opis nastanka sloma.

Mehanizam sloma

Mehanizam sloma predstavlja opis fizičkog procesa u stijenskoj

masi pri kojem je došlo do porasta opterećenja i pojave sloma te razvoja sloma u padini.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

89

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Kinematika sloma

Kinematika sloma predstavlja jednostavan geometrijski opis

pomaka uslijed sloma u padini. Kinetika sloma ovisna je o djelovanju sila i opterećenja u padini

Kinetika sloma

koja su rezultirala pomacima, a što je usko povezano s mehanizmom sloma. U razmatranjima također je nužno odrediti faktore koji utječu na stabilnost padine pri izvođenju zasjeka. Stacey (Stacey, 1986) navodi slijedeće faktore koji presudno utječu na stabilnost padine: -Geološka struktura -Naponi u stijenskoj masi i uvjeti podzemne vode -Čvrstoća diskontinuiteta i intaktne stijene -Geometrija iskopa koja uključuje nagib padine i zakrivljenost (tlocrtnu) padine -Vibracije uslijed miniranja ili seizmičkih pojava -Klimatski uvjeti -Vrijeme. Gornja lista vjerojatno nije kompletna i u svakom pojedinom slučaju padine postoje dodatni faktori koje treba uzeti u obzir pri razmatranju stabilnosti. Logično je da se projektiranje zasjeka u stijenskoj masi mora zasnovati na tipu sloma koji se može očekivati i kritičnom mehanizmu sloma.

6.1. GEOLOŠKA STRUKTURA

Geološka struktura predstavlja jedan od najvažnijih faktora koji utječe na stabilnost padine, pri čemu se pod terminom geološke strukture podrazumijeva tip stijenske mase koji izgrađuje padinu kao i sustavi diskontinuiteta koji ispresijecaju stijensku masu. Pri tom se razmatraju diskontinuiteti reda veličine od mikropukotina kraćih od 1 cm do rasjeda dužine veće od 1000 km. Različiti tipovi stijenske mase također imaju i više ili manje naglašenu strukturu pri čemu ista može imati značajan utjecaj na stabilnost, na primjer slojevitost sedimentnih stijena ili listanje metamorfnih stijena.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

90

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Sustavi diskontinuiteta određeni geometrijom i orijentacijom mogu imati značajan utjecaj na ponašanje padine i očito predstavljaju najslabiji dio stijenske mase. U slučaju nepovoljnog položaja diskontinuiteta u odnosu na položaj padine, slom u padini biti će uvjetovan mehanizmom sloma po diskontinuitetima, pri čemu će biti značajan utjecaj učestalosti (razmaka) i dužine (kontinuiteta) pukotina (Hoek, 1971). Pri analizama stabilnosti padina usvajaju se slijedeće pretpostavke (Piteau, 1970): -Strukturni diskontinuiteti su pojava koja se može utvrditi i kvantitativno opisati -Strukturne regije (blokove) u stijenskoj masi je moguće izdvojiti -Prihvatljiv geotehnički model koji reprezentira raspucalu stijensku masu je moguće izraditi -Ploha sloma može se predstaviti jednostavnim oblikom ili kao kombinacija jednostavnih ploha. Određivanje strukturnih sustava diskontinuiteta uobičajeno se provodi inženjerskogeološkim kartiranjem. Inženjerskogeološko kartiranje provodi se kao površinsko kartiranje, te kartiranje otvorenih zasjeka. Podaci dobiveni determinacijom jezgre istražnih bušotina omogućuju bolje razumijevanje i pozicioniranje slabijih zona stijenske mase dublje u stijenskoj masi, a koje površinskim kartiranjem nije moguće provesti. Kartiranjem dobiveni podaci o položaju strukturnih diskontinuiteta prikazuju se uobičajeno kao stereografska projekcija, u kojoj se diskontinuiteti bliskog položaja i orijentacije grupiraju u skup diskontinuiteta koristeći različite statističke procedure. Stereografski ili hemisferični prikaz projekcija sustava diskontinuiteta u odnosu na orijentaciju zasjeka u stijenskoj masi ukazuje na mogući tip sloma u stijenskoj masi (Hoek and Bray, 1977). Izrada reprezentativnog inženjerskogeološkog modela stijenske mase postaje sve teža kako raste veličina padine, čime se značajno povećava volumen stijenske mase koju model obuhvaća. Kod relativno visokih zasjeka u jako raspucaloj stijenskoj masi, blokovi stijenske mase postaju relativno mali u odnosu na veličinu padine, pri čemu razmak diskontinuiteta treba vrijednovati u odnosu na veličinu padine (Sjoberg, 1996). Iz toga slijedi da se određena stijenska masa mora razmatrati kao jako raspucana, ukoliko je razmak diskontinuteta relativno mali u odnosu na veličinu padine (Pender and Free, 1993). Tip sloma u padinama velikog razmjera može biti značajno različit od onog u padinama malog razmjera u potpuno identičnoj stijenskoj masi.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

91

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Podrazumijeva se, da će utjecaj pojedinačnih diskontinuiteta biti dominantniji u padinama manjeg nego u padinama većeg razmjera. To, jasno, ne vrijedi za diskontinuitete većeg razmjera.

6.2. NAPONSKO STANJE U STIJENSKOJ MASI

Poznavanje naponskog stanja u stijenskoj masi padine je presudno za razumijevanje ponašanja same padine pri zasjecanju iste. Naponi koji djeluju na stijensku strukturu u odnosu na čvrstoću stijenske strukture određuju stabilnost predmetne stijenske strukture. Početno stanje napona u stijenskoj masi padine prije iskopa, u većini je slučajeva tlačne prirode, i predstavlja kombinaciju napona kao posljedicu gravitacijskih sila dosegnutih težinom nadsloja stijenske mase, napona uvjetovanih vanjskim tektonskim silama i mogućim rezidualnim naponima. Pri tome gravitacijska i tektonska komponenta napona u većini slučajeva uspostavlja početno stanje napona u stijenskoj masi. Veličina početnog stanja vertikalnih napona u stijenskoj masi uobičajeno se zamjenjuje težinom nadsloja stijenskog materijala. Početno stanje horizontalnih napona teže je odrediti, pogotovo ukoliko postoji utjecaj tektonskih sila. S obzirom na značaj horizontalnih napona pri razumijevanju ponašanja padine prilikom iskopa, nužno je poznavanje stanja napona u padini, radi čega se provode mjerenja kojima se određuje stanje napona u padini (Brady and Brown, 1985). Zasjecanjem stijenske padine mijenja se početno stanje napona u stijenskoj masi, pri čemu se naponi preraspodjeljuju na stijensku masu oko izvršenog iskopa. Pri tom se horizontalni naponi povećavaju u dnu iskopa uz koncentracije napona u nožici, a rasterećuju se pokosi zasjeka. Vertikalni naponi nakon iskopa u pravilu se usklađuju s opterećenjem uzrokovanim gravitacijskim silama – težinom nadsloja. Koncentracija tlačnih napona u nožici zasjeka padine izaziva slom stijenske mase u tom području, koje je također i zona porasta posmičnih napona. U području pokosa zasjeka nastupa rasterećenje, glavni naponi su manji od početnih napona u tom dijelu zasjeka. To rezultira otvaranjem pukotina u stijenskoj masi i posmičnim slomom duž postojećih diskontinuiteta u stijenskoj masi uslijed smanjenja normalnih napona. Različito stanje napona i različite čvrstoće stijenske mase na različitim dijelovima plohe sloma ukazuju da mehanizama sloma može biti različit duž plohe sloma Slika 6.2, (Sjoberg, 1996).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

92

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Vrh padine 1 2

Potencijalna ploha sloma 4

Nožica padine 3

Posmični napon

4 3

Anvelopa sloma

2 1

Normalni napon

Slika 6. 2 Shematski prikaz stanja napona na različitim dijelovima potencijalnih ploha sloma (Sjoberg, 1996)

Stanje napona u stijenskoj padini također značajno ovisi o uvjetima podzemne vode. Podzemna voda uobičajeno se smatra kao voda ispod čije razine je stijenska masa u potpunosti saturirana. Osnovni utjecaj pritiska podzemne vode na čvrstoću stijenske mase svodi se na pojavu efektivnih napona. Stanje napona u promatranoj točki stijenske mase ovisno je o veličini glavnih napona i djelovanju hidrostatskog pritiska. S obzirom da je djelovanje hidrostatskog pritiska u svim smjerovima jednako, to djeluje na smanjenje efektivnih napona u promatranoj točki stijenske mase. Kao posljedica smanjenja efektivnih napona je i smanjenje posmične čvrstoće stijenske mase. Kako je posmična čvrstoća diskontinuiteta izravno zavisna o veličini normalnih napona, hidrostatski pritisak izravno utječe na smanjenje posmične čvrstoće duž plohe sloma po diskontinuitetu. Postojanje podzemne vode u padini može imati i drugih negativnih posljedica koje utječu na smanjenje čvrstoće: prisustvo vode smanjuje čvrstoću za pojedine materijale ispune diskontinuiteta ili erozijski djeluje tečenjem (Hoek and Bray, 1977). Također postoji i pojava Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

93

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

dodatnih hidrodinamičkih sila uvjetovanih tečenjem podzemne vode kroz stijensku masu. S obzirom na pukotinsku poroznost, te s tim i tečenje vode kroz sustave diskontinuiteta u stijenskoj masi, postoje teškoće pri određivanju raspodjele pritisaka podzemne vode u padini. U većini slučajeva, nije ekonomski niti praktično moguće odrediti raspodjelu pritisaka podzemne vode u padini, osim u pojedinim točkama. Za određivanje raspodjele pritisaka podzemne vode koriste se različite numeričke metode zasnovane na mjerenim veličinama pritisaka u stijenskoj masi, a koje u obzir uzimaju efekte tečenja diskontinuitetima.

6.3. MEHANIZAM SLOMA PADINE U STIJENSKOJ MASI

Na osnovi utvrđene geološke strukture stijenske mase u padini, kao i naponskog stanja u stijenskoj masi, pouzdano je moguće utvrditi moguće mehanizme sloma koji se javljaju češće u odnosu na ostale pojave sloma u padini. Pojave sloma uvjetovane strukturnim položajem diskontinuiteta u stijenskoj masi, češće su od drugih pojava sloma u padinama, i nije opravdano očekivati učestaliju pojavu sloma kroz stijensku masu osim u slučajevima sloma padina većih razmjera.

6.3.1. Planarni slom

U klasu planarnih (ravninskih) slomova padine pripadaju slomovi određeni različitim geometrijskim kombinacijama diskontinuiteta, koji oblikuju blokove ili klinove stijenske mase, a kojima je kinematički omogućen pomak (Coates, 1977). Pojava ovakvih tipova sloma zavisna je od posmične čvrstoće diskontinuiteta ili posmične čvrstoće presjeka diskontinuiteta. Ploha sloma određena je plohom duž koje se slom u stijenskoj masi javlja i može se pojaviti kao jedan diskontinuitet (ravni slom), dva diskontinuiteta koja se međusobno sijeku (klinasti slom), ili kombinacija više međusobno povezanih diskontinuiteta (složeni ravni i složeni klinasti slomovi padine), Slika 6.3. Pri većem broju pojava sloma u padini u klasi planarnih slomova, uočena je i pojava vlačne pukotine na vrhu padine.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

94

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Vrh padine

Vlačna pukotina

Položaj glavnih diskontinuiteta Položaj glavnih diskontinuiteta Kombinacija diskontinuiteta

Nožica padine Ravni slom s vlačnom pukotinom

Složeni slom

Ploha sloma

Trag sloma

Slom duž traga postojećih diskontinuiteta

Klinasti slom, postupni klinasti slom

Slika 6. 3 Kombinacija diskontinuiteta pri kojima se javlja pojava planarnog sloma (Coates, 1977; Sjoberg, 1996)

Planarni slomovi padine javljaju se u pravilu kao dvodimenzionalni slomovi. Trodimenzionalni slom prisutan je kod klinastog sloma ili u slučaju kombiniranog sloma po diskontinuitetima koji određuju položaj plohe sloma u sve tri dimenzije. Postoji mogućnost, da se pri pojavi kombiniranog sloma, u određenom dijelu stijenske mase pojavi i slom kroz intaktnu stijensku masu.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

95

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Slika 6. 4 Pojava planarnog sloma kombiniranog s vlačnim pukotinama, cesta Čabar – Zamost, rujan 2001. godine

Slika 6. 5 Pojava klinastog sloma određenog položajem slojeva, cesta Čabar – Zamost, ožujak 2001. godine Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

96

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Slika 6. 6 Pojava planarnog sloma određenog položajem pukotinama po diskontinuitetima, cesta Čabar – Zamost, rujan 2001. godine

6.3.2.

Rotacijski slom

Prema pojednostavljenoj klasifikaciji pojava sloma u stijenskoj masi (Coates, 1977), rotacijski slom kroz stijensku masu odgovara kružnom slomu (Hoek and Bray, 1977) prema kojem se slom kroz stijensku masu odvija po kružnoj plohi sloma, Slika 6.7. Rotacijski slom kroz stijensku masu, karakteristična je pojava sloma u tlu, a javlja se u padinama u kojima ne postoje diskontinuiteti ili slabije zone stijenske mase koje određuju pojavu sloma drugačijeg tipa ili mehanizma sloma. Rotacijski slom karakterističan je za jako raspucalu stijensku masu bez

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

97

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

dominantnih diskontinuiteta nepovoljnog položaja u odnosu na padinu ili za padine velikog razmjera u odnosu na sustav diskontinuiteta (Hoek, 1971; Hoek and Bray, 1977).

Vrh padine

Osnovni položaj diskontinuiteta Ploha sloma

Nožica padine Zakrivljena ploha sloma Rotacijski slom

Rotacijski slom u kombinaciji s ravninskim slomom

Vlačna pukotina Vlačna pukotina

Ploha sloma

Zakrivljena ploha sloma

Rotacijski slom s vlačnom pukotinom

Kombinacija sloma kroz stijensku masu i duž diskontinuiteta

Slika 6. 7 Rotacijski slom i kombinacija rotacijskih i ravninskih slomova u stijenskoj padini (Coates, 1977; Hoek and Bray, 1977; Sjoberg, 1996) Rotacijski slom javlja se, s obzirom na strukturu stijenske mase u kombinaciji s ostalim tipovima sloma, sa slomom po diskontinuitetima (ravninskim slomom), u kombinaciji s pojavom vlačnih pukotina na vrhu padine ili kombiniranim pojavama sloma sa ili bez pojave vlačne pukotine na vrhu padine.

Rotacijski slom se u pravilu prikazuje kao dvodimenzionalni slom, dok je rotacijski slom u stvarnosti trodimenzionalna pojava, Slika 6.8., (Hoek and Bray, 1977; Franklin and Dusseault, 1991).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

98

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Slika 6. 8 Trodimenzionalni rotacijski slom stijenske padine (Hoek and Bray, 1977; Franklin and Dusseault, 1991)

6.3.3.

Blokovsko klizanje i slom prevrtanjem (toppling)

Blokovsko klizanje nastaje nakon sloma u nožici padine, nakon čega nastaje pojava progresivnog sloma uz padinu (Coates, 1977). Pri tom je slom predisponiran položajem diskontinuiteta (primarnih ili sekundarnih), nagnutih približno okomito na nagib padine, Slika 6.9. Nakon sloma stijenske mase u nožici padine javlja se slom po diskontinuitetima (primarnim ili sekundarnim), uslijed čega dolazi do odvaljivanja, odnosno klizanja blokova ili klinova stijenske mase po formiranoj plohi sloma. Slom prevrtanjem (toppling) (Goodman and Bray, 1976; Hoek and Bray, 1977) nastaje uslijed sloma slojeva stijenske mase nagnutih u padinu po diskontinuitetima subhorizontalnog položaja na položaj slojeva (primary toppling). Moguća je i pojava sloma prevrtanjem nakon pojave sloma u stijenskoj masi u nožici padine (secondary toppling) (Hoek and Bray, 1977).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

99

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Vrh padine

Glavni položaj diskontinuiteta Prijenos opterećenja i progresivni slom Nožica padine Potencijalna zona sloma Koncentracija napona

Potencijalna zona sloma

Mehanizam nastanka blokovskog klizanja

Blokovsko klizanje i ravninski slom

Slom prevrtanjem (toppling)

Slom prevrtanjem (toppling)

Poprečne pukotine

Potencijalna zona sloma

Slom prevrtanjem uslijed sloma u nožici

Primarni slom prevrtanjem

Slika 6. 9 Blokovsko klizanje i slom prevrtanjem (toppling) (Coates, 1977; Hoek and Bray, 1977)

Slika 6. 10 Pojava primarnog sloma prevrtanjem (toppling), cesta Bribir-Zagon, ožujak 2002. godine

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

100

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Utvrđene su i pojave sloma prevrtanjem (toppling) kao sekundarna pojava planarnih i rotacijskih slomova po sekundarnim diskontinuitetima, u pravilu na padinama velikog razmjera (Daly et al., 1988; Martin, 1990; Giraurd at al., 1990; Board et al., 1996).

6.3.4. Slom u slojevima stijenske mase uslijed lomljenja i izbacivanja sloja

Osim opisanih tipova sloma, uočena je pojava i drugačijih tipova sloma koje prethodno opisane kategorije nisu obuhvatile. Tu pripada kategorija sloma tanko uslojenih stijenskih masa koja uključuje i izbacivanje pojedinih slojeva stijenske mase uslijed prekoračenja čvrstoće (Goodman, 1980; Sjoberg, 1996, 1999). Ovakvi tipovi sloma razvijaju se u padinama s kontinuiranim diskontinuitetima ili slojevima u stijenskoj masi u slučajevima kada je položaj diskontinuiteta ili sloja paralelan s površinom padine (Goodman, 1980; Piteau and Martin, 1982; Nilsen, 1987). Slom po slojevima stijenske mase nastupa uslijed sloma u nožici ili kao ravni slom duž poprečne pukotine. Pri tome značajan utjecaj može imati i prirast hidrostatskog pritiska uzrokovan porastom razine podzemne vode u padini (Slika 6.11). Izbacivanje slojeva stijenske mase može nastupiti ukoliko je uzdužni napon kroz sloj stijenske mase visok, a debljina sloja je vrlo mala u odnosu na veličinu padine.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

101

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Vrh padine Poprečna pukotina

Položaj sloja

Nožica padine

Hidrostatski pritisak Zona sloma

Slom unutar sloja uslijed sloma u nožici ili sloma po poprečnim pukotinama

Izbacivanje sloja

Slika 6. 11 Slom u slojevima stijenske mase i izbacivanje sloja, (Goodman, 1980; Piteau and Martin, 1982; Nilsen, 1987)

6.4.

ANALIZE STABILNOSTI PADINE U STIJENSKOJ MASI

Analize stabilnosti padina u stijenskoj masi koriste se u praksi za potrebe sanacije nastalog sloma u stijenskoj padini, kao i za potrebe izrade projekata zasijecanja stijenske padine.

U prvom slučaju, pri nastalom slomu u padini, u pravilu se koriste povratne analize radi utvrđivanja značajki nastalog sloma (geometrija plohe sloma, parametri čvrstoće stijenske mase i dr.), te nastavno potrebne analize u procesu projektiranja potrebnih mjera kojima se padina dovodi u stanje sa zadovoljavajućim faktorima sigurnosti.

U slučaju zasijecanja padine u stijenskoj masi, analizama stabilnosti provodi se kontrola stanja stijenske padine u tijeku izvođenja zasjeka. Pri tome se provode analize kojima se potvrđuje stabilno stanje padine u svim fazama izvođenja zasjeka uz zadovoljavajući faktor sigurnosti.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

102

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Proces projektiranja zasjecanja padine u idealnom slučaju može se podijeliti u tri faze (Sjoberg, 1996, 1999) i to:

Predviđanje pojave mehaničkog sloma, tj. kada će aktivne sile u padini prekoračiti čvrstoću stijenske mase. Pojava mehaničkog sloma odgovara trenutku u kojem dolazi do pojave plohe sloma i razvoja iste duž padine. Predviđanje položaja plohe sloma, kao i uvjeta u kojima se slom javlja u funkciji je izvođenja radova na zasjecanju padine i nužno je za daljnji korak procesa projektiranja. Na osnovi moguće pojave sloma određuju se potrebne mjere podgrađivanja zasjeka.

Predviđanje kinematike razvoja plohe sloma. Važno je saznanje o razvoju moguće plohe sloma kroz padinu u slučaju pojave sloma. U slučaju pojave lokalnih slomova koji ne utječu na globalnu stabilnost padine ili pojava sloma čiji se razvoj odvija u relativno dužem vremenskom periodu, moguće su intervencije u fazi izgradnje kojima se osigurava globalna stabilnost i zaustavljanje pojave sloma u padini. Slomovi većih razmjera u fazi izgradnje te pojava brzih slomova, može u potpunosti zaustaviti daljnju gradnju do sanacije pojedinih pojava nestabilnosti.

Konačno projektiranje zasjeka tijekom radova na izvođenju zasjeka u stijenskoj masi. Faza konačnog projektiranja zasjeka u stijenskoj masi podrazumijeva interaktivno projektiranje zasjeka u stijenskoj masi pri kojem se projekt zasjeka i odgovarajućeg podgradnog sklopa modificira tijekom izvođenja radova. Pri tome se u fazi izvođenja radova koriste saznanja sukcesivnog provođenja monitoringa ponašanja, inženjerskogeoloških radova te ispitivanja parametara stijenske mase na izvedenom zasjeku, a sve rezultira korekcijom analiza stabilnosti sa stvarnim, a ne procijenjenim parametrima stijenske mase, kao i odgovarajućim elementima podgradnog sklopa u svim fazama izvedbe.

Dok u slučajevima površinskih kopova i kamenoloma, nije uvijek nužno projektirati u potpunosti stabilne pokose (mogući su lokalni slomovi pojedinih bermi, manji lokalni planarni ili klinasti slomovi, a ne ugrožova se globalna stabilnost padine) (Sjoberg, 1996, 1999), to u slučajevima izvođenja građevina nije moguće, te je potrebno radi potpunog osiguranja stabilnosti pokosa zasjeka u fazi projektiranja sagledati i pojavu sloma kroz moguću kinematiku razvoja plohe

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

103

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

sloma. Metode inženjerskog projektiranja stoga moraju uvažiti i analize stabilnosti u smislu odnosa stabilnosti padine i mogućeg mehanizma sloma.

Većina postojećih analiza stabilnosti padina uglavnom je razvijena na osnovi povratnih analiza ostvarenih pojava sloma u padinama. Na osnovi dostupnih podataka mjerenja i promatranja ponašanja tijekom odvijanja pojave sloma, ove analize postale su dragocjene za određivanje tipova i mehanizama sloma. Povratne analize također su korisne za određivanje parametara čvrstoće stijenske mase. Nasuprot tome, analize stabilnosti budućih zasjeka, tj. predviđanje mogućih slomova u padini, zavisno je od poznavanja specifičnosti lokacije za koju se analiza provodi, a parametri stijenske mase u pravilu se određuju empirijski.

Zajedničko je za većinu metoda analiza stabilnosti padina koncept podjele padine u odvojene projektne geotehničke cjeline. Projektna geotehnička cjelina predstavlja dio padine u kojem su parametri koji mogu utjecati na stabilnost padine konstantni (Coates, 1977). To uključuje litologiju, diskontinuitete, značajke stijenske mase, geometriju iskopa te faktore koji proizlaze iz tehnologije izvođenja radova. Određivanje pojedinih projektnih cjelina pri projektiranju iskopa u stijenskoj masi predstavlja jedan od težih dijelova geotehničkog projektiranja, i vezano je uz uloženu vrijednost u fazi istražnih radova. Ukoliko je istražnim radovima utvrđeno da su uvjeti u području utvrđene geotehničke cjeline jednaki, dovoljno je za istu provesti jedan skup potrebnih geostatičkih analiza. Za provedbu potrebnih analiza, nužno je poznavanje odgovarajućih parametara čvrstoće, kao i mehanizama mogućeg sloma u padini. Tijekom izvođenja radova, upotpunjavanjem saznanja o uvjetima stijenske mase u zasjeku, usvojene pretpostavke proračuna moraju se korigirati, a što će svakako utjecati kako na podjelu na geotehničke cjeline, tako i na odgovarajuće mjere za održanje stabilnosti projektiranog zasjeka u pojedinoj geotehničkoj cjelini. Održanje potrebne razine faktora sigurnosti, rezultirati će ili promjenom geometrije zasjeka ukoliko je to moguće, ili promjenom podgradnog sklopa.

U literaturi postoje dva značajno različita pristupa pri projektnim analizama stabilnosti padine: deterministički i probabilistički pristup.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

104

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Deterministički pristup projektiranju zasjeka sastoji se u provjerenom usvajanju svake vrijednosti usvojenih parametara stijenske mase (Coates, 1977). To podrazumijeva detaljno poznavanje geoloških uvjeta, stanja diskontinuiteta, parametara čvrstoće, kao i postojećeg stanja napona u stijenskoj masi uključujući i uvjete podzemne vode. Također je nužno poznavanje geometrije iskopa. Pri proračunu se usvajaju pretpostavke mogućeg sloma i odgovarajući matematički modeli sloma. Moguće nejasnoće, koje proizlaze iz nedovoljnog poznavanja geoloških uvjeta ili rezultata istražnih radova, uključuju se u ukupni faktor sigurnost. Ovakav pristup predstavlja klasičan inženjerski pristup i njegova je prednost to što je relativno jednostavan prilikom usvajanja modela i primjene. Pri tom se koriste jednostavni modeli sloma i sukladno tome jednostavni matematički modeli, koji nisu ograničeni determinističkom metodom. Određivanje plohe sloma bliže je probabilističkim metodama.

Probabilistički pristup je pri analizama stabilnosti padine, bez raspoloživih vrijednosti svih parametara koji utječu na stabilnost padine, vrlo teško primjenjiv. Varijabilnost parametara koji utječu na stabilnost zasjeka uključena je u proces projektiranja. Parametri se opisuju distribucijom svojih vrijednosti, pri čemu svaki parametar ima različitu vjerojatnost pojave. Kombinacijom različitih vrijednosti pojedinih parametara stijenske mase, određuje se vjerojatnost pojave sloma u padini (Sage, 1976; Coates, 1977). Probabilistički pristup pretpostavlja postojanje determinističke pojave sloma. Probabilističke metode ukazuju da nije moguće predvidjeti točnu pojavu nestabilnosti u padini, s obzirom na moguću pojavu nestabilnosti pri usvajanju prosječnih vrijednosti parametara stijenske mase. Stoga probabilističkim pristupom analizama stabilnosti padina može predvidjeti rizik od pojave sloma u padini, a na osnovi čega se mogu provoditi ekonomske analize iskopa u različitim uvjetima. To je naravno prihvatljivo za otvorene kopove i kamenolome, ali ne i građevine u kojima se radovi moraju provoditi bez primisli na moguću pojavu sloma u padini.

Deterministički pristup analizi stabilnosti padine usvojio je granične analize ravnoteže kao relativno jednostavne i lake za korištenje. Matematički i numerički modeli su u većini slučajeva determinističke prirode. Empirijski pristup je zasnovan na iskustvu, ali se u pravilu kombinira s drugim metodama analize stabilnosti. Fizikalni modeli rijetko se primjenjuju, ali daju rezultate koji pomažu boljem razumijevanju mogućih pojava sloma u stijenskoj masi. Također postoje metode koje koriste kombinirano korištenje i determinističke i probabilističke metode pri rješavanju problema (Sjoberg, 1996, 1999). Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

105

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

6.4.1.

Metode granične analize

Granične analize stabilnosti podrazumijevaju egzaktno rješenje problema stabilnosti stijenske padine čije je ponašanje definirano metodama mehanike kontinuuma. Egzaktno rješenje podrazumijeva potpuno zadovoljenje uvjeta ravnoteže i kompatibilnosti padine u svim točkama padine. To uključuje zadovoljenje diferencijalnih jednadžbi ravnoteže, jednadžbi kompatibilnosti pomaka, konstitutivnih jednadžbi ponašanja materijala, kao i zadovoljenja rubnih uvjeta postavljenog problema (Chen, 1975; Brown, 1987; Nash, 1987; Chen and Liu, 1990). Zatvoreno rješenje za napone i pomake u stijenskoj padini moguće je dobiti jedino za vrlo jednostavne geometrije i konstutivne modele. Alternativu zatvorenoj formi rješenja graničnim analizama, predstavljaju numerička rješenja problema.

6.4.2.

Metode analize granične ravnoteže

Analize granične ravnoteže predstavljaju pojednostavljenje znatno rigoroznije granične teorije mehanike kontinuuma i kao takve predstavljaju jedne od rutinskih metoda u analizama stabilnosti padina u mehanici tla. U metodama analiza granične ravnoteže usvaja se postojanje plohe sloma uobičajeno kao plohe relativno jednostavne geometrije. Posmična čvrstoća materijala uobičajeno se opisuje Mohr–Coulombovim zakonom posmične čvrstoće materijala, kao linearnim odnosom normalnih i posmičnih napona ili drugim nelinearnim odnosima normalnih napona i posmične čvrstoće.

U metodama granične ravnoteže nije u potpunosti zadovoljena niti jedna od osnovnih jednadžbi mehanike kontinuuma koja opisuje ravnotežu, deformacije i konstitutivno ponašanje materijala u padini. Deformacije se pri tom uopće ne uzimaju u razmatranje, a uvjeti ravnoteže zadovoljeni su jedino za sile koje djeluju u padini. Pri tome nije moguće odrediti kada rješenje predstavlja gornju ili donju granicu opterećenja pri slomu.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

106

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

U najjednostavnijem obliku analize granične ravnoteže, zadovoljena je jedino ravnoteža sila. Faktor sigurnosti određen je kao odnos sila mogućeg otpora i aktivnih sila koje djeluju na padinu (6.1).

Fs =

∑ (SileOtpora) ∑ ( AktivneSile)

(6.1)

Ovakva jednostavna definicija faktora sigurnosti može se interpretirati na više načina. Može se izraziti u odnosu napona, pri čemu će se dobiti različite vrijednosti faktora sigurnosti na različitim dijelovima plohe sloma ili u odnosu opterećenja ili sila čime se dobiva prosječni faktor sigurnosti za promatrano područje, odnosno u tom slučaju usvojenu plohu sloma. Faktor sigurnosti može se izraziti kao odnos kohezije i kuta unutarnjeg trenja materijala u padini i kohezije i kuta unutarnjeg trenja potrebnog da se održi stabilnost padine (Stacey, 1968). Također se faktor sigurnosti može izraziti kao odnos momenta otpora i momenta aktivnih sila na plohi sloma, što je korisno kod analiza stabilnosti pri pojavi kružne plohe sloma. Prihvaćanjem različitih veličina u odnosu faktora sigurnosti dobivaju se i potpuno različiti rezultati vrijednosti faktora sigurnosti (Kovari and Fritz, 1978).

U slučaju da je jednadžbom (6.1) dobivena vrijednost faktora sigurnosti manja od 1.0, postoje indikacije da je moguća pojava sloma u padini. Ukoliko je moguća pojava više različitih modela sloma ili različitih ploha sloma, a za sve je izračunata vrijednost faktora sigurnosti manja od 1.0, postoji mogućnost pojave svake od anliziranih pojava sloma. Posmična čvrstoća duž plohe sloma ne mora biti u potpunosti dosegnuta, ali uvjeti stanja ravnoteže podrazumijevaju da je rezultanta sila otpora jednaka ili manja suprotnoj aktivnoj rezultantnoj sili. Granična čvrstoća na plohi sloma u tom slučaju može biti veća od rezultante sila otpora, što znači da će pri povratnim analizama padine u kojoj se dogodio slom, koristeći metode granične ravnoteže izračunata posmična čvrstoća materijala padine predstavljati donju granicu stvarne čvrstoće.

Usvojena je pretpostavka u svim metodama granične ravnoteže da je posmična čvrstoća potpuno mobilizirana duž cijele plohe sloma u trenutku pojave sloma. Pretpostavka nije u skladu sa stvarnim veličinama napona duž plohe sloma u stvarnim procesima sloma, osim u slučaju

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

107

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

jednostavnih slučajeva planarnog i klinastog sloma. Pri pojavi sloma u stijenskim padinama, otpor smicanju značajno se mijenja u različitim dijelovima klizne plohe u funkciji različitih vrijednosti posmične čvrstoće i veličine posmičnih napona duž klizne plohe.

Druga je pretpostavka u metodama granične ravnoteže, da je materijal u zonama sloma podvrgnut deformacijama bez pada posmične čvrstoće, te su pomaci unutar kliznog tijela mali u odnosu na pomake duž plohe sloma. Ove pretpostavke klizanja krutog kliznog tijela su prihvatljive ukoliko se slom događa kao klizanje cjelovite stijenske mase kao koherentnog tijela duž diskontinuiteta nastalih prije pojave klizanja (Stacey, 1973).

Iako se usvajanje gornjih pretpostavki o pomacima krutog kliznog tijela i potpunog mobiliziranja čvrstoće duž klizne plohe ne može u cijelosti prihvatiti, koncept metoda granične ravnoteže i određivanje faktora sigurnosti padine najčešće se koristi u inženjerskom projektiranju bez kritičkog sagledavanja dobivenih vrijednosti faktora sigurnosti. To znači da izračunati faktor sigurnosti padine, na primjer reda veličine 1.2, nema nikakvo fizikalno značenje osim da čvrstoća stijenske mase u padini nije dostignuta. Međutim, nije moguće odrediti da li je time dosegnut visok rizik od sloma padine. Faktor sigurnosti može se stoga koristiti kao komparativna vrijednost na osnovi koje je moguće odrediti da li je prilikom izvođenja iskopa u stijenskoj masi određena padine više ili manje podložna slomu. Jennings i Stefan, (Jennings and Stefan, 1967) predložili su da se faktor sigurnosti 1.0 koristi za određivanje najstrmijeg nagiba zasjeka. Hoek (Hoek, 1991) je predložio korištenje različitih vrijednosti faktora sigurnosti pri rješavanju različitih inženjerskih problema i to od Fs>1.0 za temeljenje masivnih brana do Fs>1.5 za stalne pokose stijenskih padina.

U nastavku se daje prikaz pojedinih analiza najčešćih pojava sloma. Pri tome se pretpostavlja da je poznat položaj i oblik plohe sloma ili je određen na osnovi prethodnih opisa mogućih mehanizama sloma. U opisima analiza izostavljene su jednadžbe i izvodi na osnovi koji se proračun provodi, a isti se mogu naći u citiranim referencama.

6.4.2.1Planarni slom, klinasti slom i slom prevrtanjem (toppling)

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

108

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Analiza

granične

ravnoteže

planarnog

(ravninskog)

sloma

u

pravilu

se

provodi

dvodimenzionalnim pojednostavljenjem plohe sloma, zanemarujući treću dimenziju plohe sloma. Pri tome se usvaja pretpostavka da je dužina padine velika i postoje diskontinuiteti koji određuju volumen pokrenutog kliznog tijela u trećoj dimenziji (bočne plohe sloma). Za analizu klinastog sloma, trodimenzionalna geometrija mora se izravno uvrstiti u jednadžbe granične ravnoteže. U oba slučaja zanemaruje se trodimenzionalni efekt koji proizlazi iz geometrije pokosa zasjeka. Utjecaj podzemne vode uobičajeno se uvodi u proračun usvajanjem hidrostatskog pritiska uzduž diskontinuiteta po kojima se formira klizna ploha. U pravilu je to linearna promjena hidrostatskog pritiska zavisna o visini stupca vode duž diskontinuiteta. Hidrostatski pritisak smanjuje efektivne napone na plohi sloma, a što u proračunu rezultira smanjenjem posmične čvrstoće diskontinuiteta. U području vlačnih pukotina, hidrostatski pritisak djeluje kao dodatna aktivna sila na klin stijenske mase, Slika 6.12.

Vlačna pukotina

Težina

Smjer rezultante hidrostatičkog pritiska

Pretpostavljani hidrostatički pritisak Posmična čvrstoća

Smanjanje normalne sile uslijed pornih pritisaka

Slika 6. 12 Prikaz sila u modelu planarnog sloma s pojavom vlačnih pukotina (Hoek and Bray, 1977)

Pojednostavljenu analizu planarnog sloma predložio je Hoek (Hoek, 1970). Usvajajući uvjete potpuno homogenog materijala stijenske mase u padini i jednog diskontinuiteta koji određuje plohu sloma, za pojednostavljene uvjete podzemne vode, Hoek je izradio projektne diagrame za brzo i jednostavno određivanje planarne plohe sloma. Detaljnu analizu planarnog i klinastog

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

109

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

sloma dali su Hoek i Bray (Hoek and Bray, 1977), Major, Kim i Ross-Brown (Major et al., 1977), Kovari i Fritz (Kovari and Fritz, 1978), te kao pregled Norrish i Wyllie (Norrish and Wyllie, 1996).

Klinasti slom je znatno teže prikazati jednostavnim proračunskim modelom od planarnog sloma. U većini slučajeva, klinasti slom se analizira kao klin omeđen s dva diskontinuiteta i slobodnom plohom pokosa zasjeka. Analize klinastog sloma, koristeći prividne parametre čvrstoće predložio je Jennings (Jennings, 1970). Pravu trodimenzionalnu analizu klinastog loma predložio je Londe (Londe, 1972), pri čemu su kohezija i vlačna čvrstoća diskontinuiteta zanemareni. Detaljne analize klinastog sloma dali su Hoek, Bray i Boyd (Hoek et al., 1973; Hoek and Bray, 1977), u kojima je uključena kohezija po diskontinuitetima, hidrostatski pritisak podzemne vode, kao i moguće postojanje vlačne pukotine i vanjskih opterećenja na vrhu padine. Analize klinastog sloma dali su i Bray i Brown (Bray and Brown, 1976), Major, Kim i Ross-Brown (Major et al., 1977), Kovari i Fritz (Kovari and Fritz, 1978), te kao pregled Norrish i Wyllie (Norrish and Wyllie, 1996).

Metode granične ravnoteže korištene su i za analize sloma prevrtanjem (toppling) (Hoek and Bray, 1977). Pri tome se analizira jedino prevrtanje krutih blokova stijenske mase (primary toppling). Brown (Brown, 1982) je na ovakav tip sloma primjenio princip minimuma energije iz čega je izveo projektne diagrame sloma prevrtanjem.

6.4.2.2.

Rotacijski slom

Rotacijski slom je najčešći tip pojave sloma u padinama u tlu te je za proračun rotacijskog sloma izveden i najveći broj metoda proračuna stabilnosti. Metode proračuna nastale za analize stabilnosti rotacijskog sloma u tlu vrlo često se pokušavaju primjeniti za proračun stabilnosti stijenskih padina.

Za provođenje analiza stabilnosti rotacijskog sloma u padini nužna je pretpostavka poznavanje geometrije plohe sloma. Pri tome se najčešće koristi kružna ploha sloma, kao matematički

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

110

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

prihvatljiva, ali zbog toga što ista pokazuje dobro slaganje s većinom pojava klizanja, naročito u tlu.

Pri provođenju analiza stabilnosti usvajaju se pretpostavke krutog kliznog tijela omeđenog kliznom plohom i pokosom padine, slom nastaje kad posmični naponi na plohi sloma prekorače posmičnu čvrstoću materijala, poznata je raspodjela normalnih i posmičnih napona na kliznoj plohi, iz uvjeta statičke ravnoteže moguće je odrediti opterećenje koje izaziva slom padine ili faktor sigurnosti i za materijal u padini potrebno je odrediti kriterij čvrstoće.

U pojedinim metodama klizno tijelo dijeli se u lamele, najčešće vertikalne. U tom slučaju potrebno je i poznavanje naponskog stanja između pojedinih lamela. Osim metoda lamela, postoje i pojednostavljene metode proračuna koje promatraju klizno tijelo kao jedinstvenu cjelinu, ali rezultati dobiveni tim metodama u pravilu daju vrlo konzervativne vrijednosti faktora sigurnosti.

Pri analizama rotacijskog sloma razlikuju se dvodimenzionalne i trodimenzionalne metode analize stabilnosti, pri čemu se u inženjerskoj praksi najčešće koriste dvodimenzionalne metode analize stabilnosti.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

111

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Centar rotacije Radius plohe sloma

Lamele

Ploha sloma

Težina

Mobilizirana posmična čvrstoća

Smjer klizanja Nožica padine

Usvojena raspodjela pornih pritisaka

Slika 6. 13 Prikaz sila u modelu rotacijskog sloma padine (Sjoberg, 1996)

U dvodimenzionalnim metodama, za određivanje faktora sigurnosti nužno je postojanje plohe sloma. Na klizno tijelo djeluju slijedeće sile na svakoj lameli, Slika 6.13: -Normalne i posmične sile na plohi sloma -Normalne i posmične sile između pojedinih lamela -Težina pojedine lamele -Vanjska opterećenja koja djeluju na svaku pojedinu lamelu.

Kada se usvoje veličine kao što su težina materijala u kliznom tijelu, vanjska opterećenja i pritisak podzemne vode na plohi sloma, problem je još uvijek statički neodređen. Problem se rješava tako da se uz postojeće jednadžbe ravnoteže, uvode dodatne pretpostavke, nakon čega problem postaje statički određen. Najčešće se uvode slijedeće pretpostavke (Nash, 1987): -Pretpostavka raspodjele normalnih napona na plohi sloma -Pretpostavka položaja tlačne linije međulamelarnih sila -Pretpostavka nagiba međulamelarnih sila. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

112

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Na osnovi prethodno opisanih pretpostavki razvijen je niz metoda analize stabilnosti padine koji koriste rotacijsku pojavu sloma u padini. Duncan (Duncan, 1996) daje tabelarni pregled metoda, Tabela 6.1.

U prikazanim metodama u pravilu se kao opterećenje padine razmatra gravitacijsko opterećenje. Seizmičko opterećenje može se uključiti u Sarminu metodu (Sarma, 1973). Vlačne pukotine mogu se uključiti u većini metoda proračuna. Važno je napomenuti da većina metoda može uključiti više materijala različitih značajki u padini. U većini metoda usvojen je linearni Mohr – Coulombov kriterij čvrstoće kao zakon posmične čvrstoće materijala u padini.

Analizama se određuje faktor sigurnosti odgovarajući odabranoj i analiziranoj plohi sloma, dok je faktor sigurnosti mjerodavan za analiziranu padinu onaj s najmanjom vrijednosti. Analiza stabilnosti padine stoga se svodi na određivanje plohe sloma s najmanjom vrijednosti faktora sigurnosti, odnosno odnosno one po kojoj dolazi do sloma. Postupak se svodi na provođenje proračuna niza odabranih kliznih ploha kao mogućih ploha sloma. U većini slučajeva, kritična klizna ploha prolazi kroz nožicu padine, ali to s obzirom na različite uvjete u padini ne mora nužno i biti tako.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

113

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tabela 6. 1 Karakteristike najčešće korištenih metoda granične analize stabilnosti padina (Duncan, 1996) METODA Metoda lamela (Fellenius 1927)

OGRANIČENJA, USVOJENE PRETPOSTAVKE I UVJETI RAVNOTEŽE PRORAČUNA Nizak faktor sigurnosti - vrlo netočan za razvučena klizišta s visokim pornim pritiskom; samo za kružnu plohu sloma; normalna sila na bazu svake lamele je Wcosα, jedna jednadžba ravnoteže ( suma momenata za cjelokupnu masu ), jedna nepoznanica ( faktor sigurnosti )

Modificirana Bishopova

Točna metoda; samo za kružnu plohu sloma; zadovoljava uvjete ravnoteže vertikalnih sila i

metoda (Bishop, 1955)

ukupnih momenata; međulamelarne sile su horizontalne, N+1 jednadžba i nepoznanica

Metoda ravnoteže

Zadovoljava ravnotežu sila; primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja

sila

Pojednostavljena metoda Janbua (Janbu, 1968) Modificirana švedska metoda (US Army Corps of Engineers, 1970) Metoda Lowea i Karafiatha (Lowe and Karafiath, 1960)

Opća metoda Janbua (Janbu, 1968) Metoda Spencera (Spencer, 1967) Metoda Morgensterna i Pricea (Morgenstern and Price, 1965)

Metoda Sarme (Sarma,1973)

nagnute međulamelarne sile, jednake ili različite za svaku pojedinu lamelu; mala promjena u nagibu međulamelarnih sila utječe na smanjenje Fs u odnosu na metode koje zadovoljavaju sve uvjete ravnoteže; veliki nagib međulamelarnih sila daje Fs veći od izračunatog metodama koje zadovoljavaju sve uvjete ravnoteže; 2N jednadžbi i nepoznanica Zadovoljava ravnotežu sila; primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja horizontalne međulamelarne sile; faktor sigurnosti je manji od izračunatog metodama koje zadovoljavaju sve uvjete ravnoteže; 2N jednadžbi i nepoznanica Zadovoljava ravnotežu sila; primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja nagib međulamelarnih sila jednak nagibu padine ( jednak za sve lamele ); faktor sigurnosti je često značajno veći od izračunatog metodama koje zadovoljavaju sve uvjete ravnoteže, 2N jednadžbi i nepoznanaica Općenito najtočnija između metoda ravnoteže sila; primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe; usvaja nagib međulamelarnih sila u prosjeku nagiba padine i plohe sloma ( promjenjiv po lamelama ); zadovoljava uvjete ravnoteže za vertikalne i horizontalne sile, 2N jednadžbi i nepoznanica Zadovoljava sve uvjete ravnoteže, primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja položaj međulamelarne sile ( promjenjiv po lamelama ); metoda češće konvergira u odnosu na druge numeričke metode; točna metoda; 3N jednadžbi i nepoznanica Zadovoljava sve uvjete ravnoteže, primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja jednak nagib međulamelarnih sila za sve lamele; nagib međulamelarnih sila računa se u procesu do zadovoljenja svih uvjeta ravnoteže; točna metoda; 3N jednadžbi i nepoznanica Zadovoljava sve uvjete ravnoteže, primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja nagib međulamelarnih sila jednak prethodnoj metodi, nazvan f(x) ; nagib međulamelarnih sila može biti promjenjiv po lamelama; nagib međulamelarnih sila računa se u procesu do zadovoljenje svih uvjeta ravnoteže; točna metoda; 3N jednadžbi i nepoznanica Zadovoljava sve uvjete ravnoteže, primjenjiva za sve izvedene i zakrivljene plohe sloma; usvaja se da veličina vertikalne komponente međulamelarnih sila zadovoljava uvjete iz prethodnih metoda proračuna; računa horizontalnu akceleraciju za približno stabilno stanje ravnoteže preračunavanjem čvrstoće i iteriranjem sve do uvjeta u kojima je horizontalna akceleracija jednaka nuli zadovoljava približno stanje ravnoteže čime se dobiva konvecionalna vrijednost Fs; 3N jednadžbi i nepoznanica

Za određivanje kritične kružne klizne plohe koriste se tehnike određivanjem mreže točaka u kojoj svaka točka predstavlja centar kružne plohe. Za različite radiuse plohe sloma provode se analize za svaku od zadanih točaka mreže, što rezultira vrijednostima faktora sigurnosti za svaku od analiziranih kliznih ploha. Dobivene vrijednosti faktora sigurnosti mogu se prikazati za izolinijama u području zadane mreže. Ukoliko je izolinijama faktora sigurnosti dobiveno zatvoreno područje, određena je i vrijednost minimalnog, odnosno mjerodavnog faktora sigurnosti. U suprotnom, potrebno je mijenjati područje mreže. Moguće je postojanje više lokalnih minimalnih vrijednosti faktora sigurnosti.

Postoje i druge napredne tehnike određivanja kritične klizne plohe, koje mogu određivati i druge, opće oblike klizne plohe, a ne samo one kružnog oblika. Te tehnike zasnovane su na osnovi

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

114

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

naprednih tehnika dinamičkog programiranja, uz generiranje mogućih geometrija sloma duž padine.

Radi određivanja kritične klizne plohe razvijena je i metoda projektnih diagrama ili diagrama stabilnosti padina (design charts method), za potrebe analiza stabilnosti padina u tlu. Predmetne metode predstavljaju pojednostavljene metode određivanja faktora sigurnosti padine u jednostavnim geometrijskim i geotehničkim uvjetima padine. Projektne diagrame za stijenske padine predložio je Hoek (Hoek, 1970), a razvili Hoek i Bray (Hoek and Bray, 1977) za usvojenu kružnu plohu sloma i pojednostavljene uvjete podzemne vode u padini.

Dvodimenzionalne analize mogu se koristiti jedino u padinama s dugim rasprostiranjem u trećoj dimenziji. Za kratke poteze padine, ploha sloma je uglavnom zakrivljenog oblika i trodimenzionalni efekt nije moguće zanemariti. Primjena dvodimenzionalnih analiza za moguću trodimenzionalnu pojavu sloma rezultirati će konzervativnim vrijednostima dobivenih rezultata faktora sigurnosti, jer otpor po bokovima kliznog tijela neće biti uzet u proračun. Trodimenzionalne metode razvijene su radi uvrštavanja u proračun svih stvarnih uvjeta u padini, ali su zbog toga i znatno složenije (Hungr et al., 1989; Stanić and Mihalinec, 1991; Lam and Fredlund, 1993). Glavni problemi pri tom se javljaju u određivanju uvjeta trodimenzionalne plohe sloma, ali i u vremenu potrebnom za provedbu analize. Problem se pri tom javlja i zbog ograničenog saznanja o pojavi trodimenzionalnog sloma u stijenskoj masi, pa će prije rutinskog uvođenja trodimenzionalnih analiza sloma biti nužno više pažnje posvetiti boljem razumijevanju osnovnih mehanizama sloma u stijenskoj masi.

U novije vrijeme javlja se razvoj analize progresivnog sloma u padini koristeći dvodimenzionlne metode granične ravnoteže (Mostyn and Small; 1987, Chowdhury, 1995). U metodama progresivnog sloma usvaja se korištenje vršne i rezidualne posmične čvrstoće materijala. Za odabranu plohu sloma provodi se proračun faktora sigurnosti koristeći vršne vrijednosti posmične čvrstoće. U slijedećem koraku provodi se analiza posmičnih napona na plohi sloma po pojedinim odsječcima (lamelama) koristeći analitičke ili numeričke metode proračuna. Ukoliko posmični naponi prekoračuju posmičnu čvrstoću, za predmetni odsječak plohe sloma usvaja se rezidualna vrijednost posmične čvrstoće, nakon čega se provodi novi proračun i određuje nova vrijednost faktora sigurnosti. Na osnovi nove vrijednosti faktora sigurnosti provodi se nova raspodjela

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

115

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

postignutih napona na plohi sloma, te se u slijedećem koraku ponovno uspoređuju raspodjeljeni naponi s vrijednostima posmične čvrstoće u pojednim odsječcima plohe sloma. Proračun se provodi iterativno sve do ujednačenja napona i čvrstoće duž plohe sloma. Metoda je relativno kompleksna, ali još uvijek ne usvaja stvarno stanje napona i deformacija u padini.

6.4.3.

Numeričke metode

Naziv numeričke metode u analizama stabilnosti padina koristi se kao termin koji opisuje numerička modeliranja stanja u padini i numeričke postupke kojima se isto stanje određuje. Numeričkim analizama potrebno je zadovoljiti rubne uvjete uspostavljenog numeričkog modela, diferencijalne jednadžbe ravnoteže, konstitutivne jednadžbe materijala te odgovarajuće jednadžbe pomaka. Kao rezultat analiza u numeričkim modelima dobivaju se vrijednosti naponskih stanja i pomaka u elementima modela izloženog vanjskim opterećenjima i ograničenog rubnim uvjetima. Pri tome se mogu koristiti različiti konstitutivni odnosi ponašanja materijala i praktično neograničeni broj različitih vrsta materijala u usvojenom modelu, što znači znatno bolje moguće opisivanje složenijih uvjeta u geometriji padine od metoda granične ravnoteže.

Numeričke metode prezentirane su većim brojem različitih metoda koje opisuju ponašanje kontinuuma, npr. metoda konačnih razlika (Finite Difference Methods, FDM), metoda konačnih elemenata (Finite Element Methods, FEM), metoda rubnih elementa (Boundary Element Methods, BEM). Metoda diskretnih elemenata (Discrete Element Methods, DEM), za razliku od prethodnih metoda, predstavlja metodu koja se zasniva na opisu ponašanja diskontinuuma, u kojoj se diskontinuiteti prisutni u stijenskoj masi opisuju eksplicitno.

Numeričke analize u stabilnosti padina našle su primjenu pri izradi modela ponašanja naponskog stanja u stijenskoj masi prilikom izvođenja zasjeka. Jednostavne analize naponskog stanja u stijenskoj masi pri izvedbi iskopa proveo je Stacey (Stacey, 1968, 1973), koristeći metode konačnih elemenata. Ove analize pridonijele su boljem razumijevanju ponašanja preraspodjele napona u zasjecima u toku iskopa, ali se nisu koristile u analizama stabilnosti padina. Naime, numeričke analize ukazuju na stanje napona i promjene napona uslijed djelovanja vanjskih sila i promjene uvjeta u padini nastalih zasjecanjem (iskopom), te kao posljedicu promjene napona i Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

116

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

deformacija određenih konstitutivnim modelima ponašanja materijala u padini. Numeričkim metodama nije moguće eksplicitno odrediti faktor stabilnosti pojedine padine. Metode granične ravnoteže koriste se za određivanje faktora sigurnosti uslijed prekoračenja posmične čvrstoće na plohi sloma. Pri tom se kao glavni problem javlja raspodjela napona na plohi sloma, odnosno promatrajući cjelokupni problem, rapodjela napona u padini. Analize stabilnosti padina koristeći numeričke metode provode se stoga uglavnom u dva koraka, u prvom se numeričkim metodama utvrđuje stanje napona u padine, a u drugom koraku metodama granične ravnoteže utvrđuje kritična ploha sloma u padini (zasjeku), te pripadajući faktor sigurnosti u odnosu na posmičnu čvrstoću materijala na plohi sloma.

U mehanici stijena, primjena numeričkih metoda uglavnom se koristi na gore opisani način, koristeći različite konstitutivne modele ponašanja stijenske mase. Pri tome se najčešće koriste modeli kontinuuma, dok se modeli diskontinuuma koriste jedino u slučaju simuliranja strukturno uvjetovanih ponašanja kao što su planarni i klinasti slomovi.

U numeričkim metodama mehanike kontinuuma, polje pomaka je također uvijek kontinuirano. Položaj plohe sloma može se procijeniti jedino na osnovi koncentracije posmičnih pomaka u usvojenom modelu. Pri tome se, za razliku od metoda granične ravnoteže, ne formira diskontinuitet plohe sloma te nije moguće predvidjeti daljnje ponašanje padine nakon pojave sloma.

Stvarno ponašanje prilikom nastanka sloma padine u stijenskoj masi djelomično kroz diskontinuitete uvjetovane strukturom stijenske mase, a djelomično kroz stijensku masu je znatno teže simulirati numeričkim modelima (Einstein et al., 1983; Einstein, 1993; Shen, 1993). Pri tome je nužno izvršiti znatna pojednostavljenja u opisu modela. Sadašnja dostignuća ovih metoda još uvijek nisu dostigla razinu koja bi omogućila rutinsku primjenu istih u analizama stabilnosti stijenske mase.

Znatno veća korist u numeričkim analizama stabilnosti padina postiže se korištenjem manje složenih numeričkih modela u različitim uvjetima moguće pojave sloma predisponirane strukturom stijenske mase i uz analizu različitih modela ponašanja stijenske mase i parametra

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

117

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

stijenske mase. Pri tome značajan faktor predstavlja ispravan odabir, odnosno prepoznavanje odgovarajućeg ponašanja materijala u padini. Ovakav pristup svakako je najkorisniji u slučaju kada je moguće usporediti rezultate predviđanja dobivenih numeričkim analizama s rezultatima opažanja i mjerenja in situ u toku izvođenja radova analiziranih numeričkim modelima.

6.4.4.

Probabilističke metode

Osnovni inženjerski pristup u projektiranju stabilnih padina, zasniva se na pristupu određivanja faktora sigurnosti koji konzervativno određuje granice, a koje predstavljaju osnov za geotehničko projektiranje. Pristup određivanja faktora sigurnosti može se primjeniti u slučaju kada se značajke materijala mogu jasno odrediti, a naponi u padini dovoljno točno izračunati. Česta je pojava, da se zbog ograničenih ispitivanja materijala i terenskih mjerenja mora izvršiti inženjerska procjena pojedinih projektnih vrijednosti parametara. Kako projektne analize uključuju više procijenjenih vrijednosti, više ili manje točno procijenjenih, kumulativni utjecaj procjena u dobivenom faktoru sigurnosti vrlo je teško odrediti.

Alternativni pristup predstavlja vrednovanje pojedinih parametara u ukupnom utjecaju na stabilnost padine, pri čemu se pojedinom parametru pridružuje veličina ili kao koeficijent vjerojatnosti ili kao vjerojatnost pojave sloma. Predmetna veličina izražena je kao decimalani odnos u odnosu na jediničnu vrijednost, a suma vrijednosti pridružena parametrima koji ulaze u proračun stabilnosti padine jednaka je 1. Drugi način predstavlja probabilistička analiza parametara.

U probabilističkim analizama, osnovu predstavlja saznanje da su faktori koji utječu na stabilnost padine podložni određenim prirodnim varijacijama, a koje se u idealnim uvjetima mogu uključiti u projektne metode. Koristeći deterministički pristup problemu, to je moguće jedino primjenom vrlo osjetljivih metoda kojima je moguće odrediti koji su faktori od presudnog značaja za mogući slom stijenske padine u specifičnim uvjetima svake pojedine padine.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

118

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

U procesu analize za svaku od vrijednosti koja utječe na stabilnost padine i uključena je u analitički postupak određivanja faktora sigurnosti, nužno je odrediti vjerojatnu funkciju distribucije vrijednosti. Na primjer, kut trenja na kontaktu pukotina ima izmjerenu prosječnu vrijednost od 34o sa standardnom devijacijom od 5o, što znači da je predmetna vrijednost usvojena u probabilističkoj analizi prikazana funkcijom normalne distribucije s odgovarajućim parametrima. U analizama stabilnosti za stijensku masu mogu se funkcijom distribucije prikazati vrijednosti parametara čvrstoće, razine podzemne vode, nagiba diskontinuiteta i zapremninske težine stijenske mase.

Sama analiza podrazumijeva odabir vrijednosti od svake od određenih funkcija distribucije metodom slučajnih odabira na osnovi čega se određuje faktor sigurnosti. Na primjer, Monte Carlo metoda simulacije zasniva se na generiranju brojeva na osnovi kojih se usvajaju različite vrijednosti pojedinih parametara s kojima se proračun provodi. Na osnovi velikog broja provedenih analiza, pri različitim vrijednostima usvojenih parametara, određuje se kumulativna funkcija distribucije faktora sigurnosti. Iz predmetne funkcije distribucije faktora sigurnosti, moguće je odrediti vjerojatno stanje faktora sigurnosti padine u odnosu na najnepovoljnije stanje istog. Pri tome se ne mogu zanemariti niti posljedice moguće pojave sloma u odnosu na cijenu koštanja izvođenja radova, a što vodi primjenu probabilističkih analiza u područje analiza rizika i teorija odlučivanja.

Detaljan prikaz probabilističkih teorija u analizama stabilnosti padina dao je Sjoberg (Sjoberg, 1996, 1999).

6.4.5.

Empirijski pristup projektiranju

Empirijski pristup projektiranju zasjeka u stijenskim padinama zasniva se na iskustvima stečenim promatranjem ponašanja padina tijekom izvedbe. Za razliku od prethodno opisanih metoda koje se zasnivaju na teoriji mehanike kontinuuma, empirijski pristup koristi dostupne podatke izvedenih zasjeka prikazane bazom podataka, pri čemu se analiziraju svi dostupni podaci izvedenih zasjeka u različitim uvjetima prikazani u odnosu visine i nagiba izvedenog pokosa padine (Lutton, 1970; Hoek and Bray, 1977), Slika 6.14. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

119

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

U danom diagramu predložena je linija koja predstavlja gornju granicu visine stabilnih padina u zavisnosti od nagiba pokosa padine (Lutton, 1970; Hoek and Bray, 1977). Za više zasjeke nužno je izvesti blaži nagib padine ili osigurati dodatne podgradne elemente za osiguranje stabilnosti. Ovakav pristup, zbog relativno malo podataka, ipak ne daje dovoljno pouzdan temelj za projektiranje, već predstavlja samo jedan od podataka za unaprjeđenje saznanja o stabilnosti pokosa u stijenskoj masi.

2200 ft. 1500 stabilne padine nestabilne padine

1400

1300

1200

1100

1000

Visina padine (feet)

900

800

700

600

500

400

300

200

100

0 0

10

20

30

40

50

60

70

80

90

Nagib padine (°)

Slika 6. 14 Visina padine u odnosu na izvedeni nagib padine u stijenskoj masi (Lutton, 1970; Hoek and Bray, 1977)

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

120

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Klasifikacije stijenske mase ipak su znatno detaljnije i nesumnjivo bolje za empirijsko projektiranje. Klasifikacije stijenske mase u kombinaciji s nekom od prethodno opisanih metoda analize (ili više njih), pri čemu se u pravilu na osnovi provedenih klasifikacija određuju parametri čvrstoće i deformabilnosti stijenske mase (Bieniawski, 1976, 1989), ili posebno modificirane klasifikacije stijenske mase namijenjene isključivo za padine (Romana, 1993), omogućuju značajno pouzdaniji pristup empirijskom projektiranju u području stabilnosti stijenskih padina.

6.4.6.

Fizički modeli

Fizički modeli su razvijeni zbog poteškoća koje se javljaju uslijed mogućnosti ispitivanja i cijene koštanja izvođenja radova prilikom izvođenja radova in situ. Fizički modeli služe za simulaciju uvjeta ponašanja promatrane padine u kontoliranom okruženju pri čemu se uvjeti koji utječu na stabilnost padine mogu lako varirati. Također postoji mogućnost ispitivanja i utvrđivanja stanja padine pri kojem se javlja slom u padini, a koji odgovara pojavi sloma na terenu. Jasno je, da se iz fizičkih modela ne može direktno odrediti nagib zasjeka u padini. Fizički modeli omogućuju prepoznavanje mogućih pojava i mehanizama sloma u stijenskoj padini, a također služe i za potvrdu ponašanja materijala utvrđenu odgovarajućim numeričkim modelima.

Razlikuju se tri osnovna tipa modelskih ispitivanja: -Umanjeni modeli padina -Modeli ponašanja u konvencionalnoj laboratorijskoj opremi -Modeli ponašanja ispitivani centrifugom.

Umanjeni modeli padina izloženi su isključivo gravitacijskom opterećenju uslijed vlastite težine materijala u modelu. Horizontalne sile mogu se aplicirati na rubovima modela, čime se simuliraju horizontalni geostatski naponi. Pri tome se uglavnom koriste materijali znatno slabijih značajki čvrstoće u odnosu na osnovni stijenski materijal, dok se odnosi parametra čvrstoće moraju odrediti odgovarajućim zakonima ponašanja. Rezultati ponašanja modela stoga su najčešće zavisni od izbora modelskog materijala. Dodatni problem za uspješno modeliranje predstavlja i oponašanje rubnih uvjeta, kao i simulacija pukotinskih sustava u stijenskoj masi. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

121

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Druga grupa modelskih ispitivanja predstavlja laboratorijska ispitivanja uslijed djelovanja različitih opterećenja na modele koristeći pri tom konvencionalnu laboratorijsku opremu (jednoosno smicanje, direktni posmik, troosni posmik). Pri ispitivanju u standardnoj opremi postoje ograničenja u veličini uzorka, što predstavlja značajne poteškoće za ispitivanje stvarne geometrije padine uključujući i diskontinuitete. Osim toga, vrlo je teško uvjetovati stanje napona u uzorku tla odgovarajuće stanju u padini, a što ograničava primjenu ovakvog modelskog ispitivanja.

Treća grupa modelskih ispitivanja zasniva se na ispitivanju materijala u centrifugi. Prirast sila u modelu uvjetovan je rotacijom modela u centrifugi s velikim brojem okretaja, što rezultira pojavom centrifugalnih sila u modelu. To predstavlja ekvivalent prirastu gravitacijskih sila u modelu padine, a što značajno utječe na potrebu smanjenja čvrstoće materijala u modelu. Naravno, to izaziva potrebu znatno većih gravitacijskih sila za stijensku masu u odnosu na tlo, a zbog potrebe uključenja ponašanja diskontinuiteta, modeli za stijensku masu znatno su veći u odnosu na tlo.

6.5. MOGUĆNOSTI KORIŠTENJA POSTOJEĆIH METODA ANALIZA STABILNOSTI PADINA U STIJENSKOJ MASI Iz predhodnog pregleda moguće je zaključiti da niti jedna od postojećih metoda u potpunosti ne zadovoljava potrebne analize u postupku analiza stabilnosti prirodnih i umjetnih stijenskih padina. Pri tome se mogu uočiti slijedeće prednosti i nedostaci pojedinih metoda (Sjoberg, 1996, 1999):

-Metode granične ravnoteže su relativno jednostavne i stoga se i najčešće koriste. Nedostatak predstavlja pretpostavka ponašanja stijenske mase kao krutog materijala i potpune mobilizacije posmične čvrstoće duž plohe sloma. -Numeričke metode su vrlo obuhvatne u opisivanju ponašanja materijala i mogu simulirati proces sloma i deformacije materijala. Standardni komercionalni software u mehanici

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

122

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

stijena ne podržava moguću propagaciju pukotina kroz intaktni materijal između postojećih diskontinuiteta, te stoga sadašnji razvoj na tom području još uvijek ne dosiže potrebe praktičnih aplikacija u analizi stabilnosti padina. -Potpuno empirijske metode kao što su klasifikacije stijenske mase, bez obzira na njihovu jednostavnost, još uvijek nisu dovoljne da same posluže za izradu glavnih i izvedbenih projekta zasjeka u stijenskoj masi. -Fizički modeli daju korisna saznanja za određivanje osnovnih ponašanja sloma stijenske mase te verifikaciju analitičkih i numeričkih modela. Ipak to nisu metode koje omogućuju projektiranje, a postoje i veliki problemi u usklađenju simulacije odgovarajućih uvjeta opterećenja i pripadajućih značajki stijenske mase. -Probabilističke metode koriste se za usvajanje mogućeg rizika od pojave sloma u padini na više različitih načina od korištenje faktora sigurnosti, a u različitim uvjetima parametara čvrstoće stijenske mase. To sve ovisi o širokom rasponu usvojenih vrijednosti ulaznih podataka i pretpostavki usvojenih funkcija distribucije vrijednosti. Nadalje, probabilističke metode uglavnom su zasnovane na determinističkim modelima sloma u padini, najčešće zasnovanim na metodama granične ravnoteže, i uvjetovane su ograničenjima tih metoda. -Uključivanje cijene u metode projektiranja uglavnom predstavlja nadogradnju na probabilističke metode. To u pravilu završava cost–benefit metodom, teškom za primjenu u inženjerskoj praksi.

Većina metoda koje se danas primjenjuju su dvodimenzionalne, primjenjive za duže zasjeke u stijenskoj masi, ali ne i za zakrivljene i zatvorene plohe iskopa. Cijena provođenja, u smislu porasta složenosti i vremene potrebnog za provođenje analize, za dovođenje problema u uvjete trodimenzionalne analize je vjerojatno ipak prevelika. U usporedbi s ostalim poteškoćama, usvajanje uvjeta za dvodimenzionalnu analizu nije toliko složeno. U stvarnosti, odabir metode analize stabilnosti, znatno je manje važan od odabira projektnih parametara. Također je značajniji ispravan zaključak o mogućem mehanizmu sloma od odabira metode proračuna stabilnosti. Mehanizam sloma i parametri čvrstoće stijenske mase čvrsto su povezani i ispravna metoda projektiranja zasjeka u stijenskoj padini zasnovana je na poznavanju oba parametra.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

123

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

7.

PODGRADNI SUSTAVI

Pri geotehničkim zahvatima projektiranja i izvedbe zasjeka u stijenskoj masi, javljaju se elementi na čije veličine je moguće i one na čije veličine nije moguće utjecati. Elementi na koje nije moguće utjecati su -geološka struktura koja uključuje orjentaciju i učestalost diskontinuiteta, -stanje podzemnih voda u području građevine, -početno stanje naprezanja i -mehaničke značajke stijenske mase. Predmetne veličine ne mogu se promijeniti u odnosu na geometriju iskopa na koju je, u većini slučajeva, moguće utjecati pa geometrija iskopa i kut nagiba projektirane padine predstavljaju osnovne projektne parametre. Osim gornjih parametara, moguće je utjecati i na tok podzemne vode u padini izvedbom različitih drenažnih sustava, kao i na tip mogućeg sloma izvedbom različitih podgradnih sustava. Mogućnosti korištenja pojedinih podgradnih sustava i dreniranja zasjeka također predstavljaju alternativno rješenje ili mjerodavnu komponentu u odabiru geometrije iskopa i kuta nagiba projektiranog zasjeka u stijenskoj masi (Coates, 1977). To se posebno odnosi na zasjeke u stijenskoj masi u zahvatima u urbanim sredinama, u kojima ponekad, zbog ograničenja u prostoru, i nije moguće utjecati na geometriju i nagib zasjeka. Projektiranje zasjeka u stijenskoj masi stoga se svodi na odabir stabilne geometrije i nagiba padine u kombinaciji s primjenom odgovarajućih mjera podgrađivanja i drenažnih sustava (Arbanas, 2002). Metodologije projektiranja zasjeka u stijenskoj masi prikazali su Hoek i Bray (Hoek and Bray, 1977) te Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1980a). Osnova za odabir sustava podgrade za potrebno zasjecanja stijenske mase dan je na Slici 7.1. Predloženom procedurom ukazana je potreba mogućnosti preprojektiranja geometrije zasjeka i/ili uporabe dodatnih podgradnih mjera ukoliko se tijekom iskopa utvrdi mogućnost pojave nestabilnost zasjeka. Ukoliko se kao nužan uvjet osiguranja stabilnosti stijenskog zasjeka predlažu odgovarajuće podgradne mjere, potrebnono je razmotriti mogućnost modifikacija koje bi poboljšale stanje stabilnosti ili optimizirale projektno rješenje (Windsor and Thompson, 1992).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

124

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

PREDLOŽENA SHEMA ISKOPA

USVOJENA STABILNOST ISKOPA BEZ OJAČANJA STIJENSKE MASE

STABILNO

DA

PREDLOŽENA SHEMA OJAČANJA

NE

OPTIMIZACIJA

OJAČANJE STIJENSKE MASE

USVOJENA STABILNOST ISKOPA S OJAČANJEM STIJENSKE MASE

DA

DA

OPTIMIZACIJA

NE

Slika 7.1 Postupak ugradnje projekta podgradnog sustava u projekt zasjecanja stijenske mase (Windsor and Thompson, 1992)

Prilikom izvođenja ojačanja stijenske mase i izvođenju podgradnih sustava prilikom zasjecanja stijenske mase predložena je terminologija koja opisuje različite aspekte ojačanja stijenske mase u cilju pojašnjenja osnova ponašanja ojačane stijenske mase (Windsor and Thompson, 1993; Windsor and Thompson, 1996a). Predmetna terminologija je vremenom usklađivana u cilju pojednostavljenja projektiranja ojačanja stijenske mase–podgradnih sustava i izvođenja podgradnih sustava (Windsor and Thompson, 1997; Windsor and Thompson, 1998). Pri tom se koriste slijedeći termini uz odgovarajući podgradni sustav ojačanja stijenske mase (Windsor, 1996): Poboljšanje stijenske mase (Rock Improvement) podrazumijeva termin koji obuhvaća sve postupke poboljšanja stijenske mase u cilju poboljšanja mehaničkih značajki i drugih karakteristika stijenske mase. Poboljšanje stijenske mase uključuje metode za poboljšanje čvrstoće i smanjenje deformabilnosti stijenske mase kao što su ojačanje stijenske mase, mjere podgrađivanja, smrzavanja tla i prekonsolidacije, kao i postupke za promjenu drugih značajki stijenske mase kao što je smanjenje pornih pritisaka dreniranjem i smanjenje propusnosti injektiranjem.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

125

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Podgrađivanje i ojačanje stijenske mase (Rock Support and Rock Reinforcement) predstavljaju termine koji se često zamjenjuju i upotrebljavaju u obrnutom značenju. Ova dva termina se ipak jasno razlikuju u načinu primjene metode kojom se stabilizira zasjek u stijenskoj masi. Pri tom, u osnovi, termin podgrađivanje (Rock Support) podrazumijeva primjenu metode kojom se aktivira sila ili opterećenje na pokos zasjeka, i uključuje tehnička rješenja kao što su nasipavanje, izvedba oplata, čeličnih ili betonskih podgradnih konstrukcija, mlaznog betona i druge. Ojačanje stijenske mase (Rock Reinforcement) podrazumijeva poboljšanje većine značajki stijenske mase unutar same stijenske mase i uključuje tehnike i ugradnju elementa u stijensku masu kao što su štapna sidra i prednapeta sidra. Prethodna i naknadna ojačanja stijenske mase (Pre–Reinforcement and Post– Reinforcement). Prethodna ojačanja predstavljaju mjere ojačanja prije izvođenja zasjeka u stijenskoj masi, naknadna ojačanja predstavljaju mjere ojačanja stijenske mase po izvršenom zasjecanju stijenske mase. Predhodno napregnuta i naknadno napregnuta ojačanja stijenske mase (Pre– Tensioned and Post–Tensinoned Reinforcement). Prethodno napregnuta ojačanja stijenske mase predpostavljaju uvođenje naprezanja u stijensku masu tijekom izvedbe ojačanja. Naknadno napregnuta ojačanja predstavljaju naknadna naprezanja ili dodatna nprezanja sustava ojačanja stijenske mase koja se izvode tijekom izvođenja zasjeka na već izvedenim sustavima ojačanja. Trajna ojačanja i privremena ojačanja stijenske mase (Permanent Reinforcement and Temporary Reinforcement). Namjena pojedinog iskopa određuje traženu kvalitetu sustava ojačanja stijenske mase i način ugradbe. Trajna ojačanja predviđena su za dugo vrijeme svoje aktivnosti, dok privremene mjere ojačanja imaju i ograničeni period trajanja. Primarna, sekundarna i tercijarna ojačanja stijenske mase (Primary, Secondary nad Tertiary Reinforcement). Objašnjenja pojedinih termina vezana su na značaj pojedinih djelova sustava ojačanja stijenske mase u osiguranju ukupne stabilnosti pokosa zasjeka, te se predmetne termine ne smije miješati s pojmovima trajne ili privremene stabilnosti pokosa zasjeka. Primarna ojačanja koriste se za postizanje ukupne stabilnosti zasjeka, sekundarna ojačanja koriste se za osiguranje stabilnosti srednjih do većih blokova ili zona između elemenata primarnog ojačanja, dok se tercijarna ojačanja koriste za kao površinska ojačanje osiguranje mogućih površinskih oslabljenja i degradacije (erozije).

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

126

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tipovi ojačanja stijenske mase (Types of Reinforcement Devices and Techniques). Uobičajeno se usvaja korištenje slijedeća tri tipa ojačanja stijenske mase: -Štapna sidra (Rock Bolts and Rock Bolting) -Pletena sidra (Cable Bolts and Cable Bolting) -Geotehnička (prednapregnuta) sidra (Ground Anchors and Ground Anchoring) Nosivost pojedinog elementa zavisna je od dužine pojedinog elementa i odnosa dužine sidrenja i nosivosti. Pri tome se nosivost nužno mora uskladiti s uvjetima moguće pojave sloma u padini, kao i odnosa dužine i nosivosti u odnosu na ulogu elementa u podgradnom sustavu (primarna, sekundarna ili tercijarna ojačanja zasjeka).

7.1.

SUSTAVI OJAČANJA STIJENSKE MASE

7.1.1. Koncept prijenosa opterećenja u sustavu ojačanja Koncept prijenosa opterećenja u sustavu ojačanja stijenske mase predstavlja osnovu za razumijevanje ponašanja sustava ojačanja i pojedinih elemenata te utjecaj na stabilnost iskopa u ojačanoj stijenskoj masi. Koncept prijenosa opterećenja može se prikazati razdvojen na tri osnovna mehanizma (Windsor, 1996): 1.Pomak u stijeni i prijenos opterećenja s nestabilne zone na element ojačanja, 2.Prijenos opterećenja s nestabilnog područja na unutarnje stabilno područje u stijenskoj masi preko elementa ojačanja i 3.Prijenos opterećenja s elementa ojačanja na stabilnu stijensku masu. Predmetni mehanizmi predstavljaju kritične aspekte u projektiranju sustava ojačanja stijenske mase (Hanna, 1982).

7.1.2. Koncept sustava ojačanja Štapna sidra i geotehnička sidra predstavljaju sustave ojačanja, pri čemu se sustav ojačanja sastoji od četiri osnovna elementa (Windsor, 1996), Slika 7.2.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

127

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

0.Stijenska masa 1.Element sustava ojačanja 2.Unutarnja veza elementa ojačanja i stijenske mase 3.Vanjska veza elementa ojačanja i stijenske mase.

0 2 3

1

0

Stijena

1

Element ojačanja

2

Unutarnji prijenos opterećenja

3

Vanjski prijenos opterećenja

Slika 7.2 Osnovni elementi sustava ojačanja stijenske mase (Windsor, 1996)

Svaka od komponenti ojačanja stijenske mase uključena je u dvije interakcije prijenosa opterećenja. Koncept sustava ojačanja izuzetno je važan s obzirom da je ukupno ponašanje sustava ojačanja određeno ponašanjem odvojenih interakcija između pojedinih komponenti sustava. Koncept sustava glavnih komponenti ojačanja predstavlja osnovu za razumijevanje mehanizma ojačanja stijenske mase, laboratorijskog i in situ ispitivanja mehaničkih značajki sustava ojačanja i odgovarajućih značajki ugradnje ojačanja.

7.1.3. Osnovne klase sustava ojačanja Osnovne sustave ojačanja stijenske mase predstavljaju ojačanja krutim i pletenim štapnim i prednapetim geotehničkim sidrima, a uz koje postoji niz drugih sustava ojačanja zavisnih od mehaničkog ponašanja prijenosa opterećenja između pojedinih elemenata. To proizlazi iz mnogobrojnih komercijalnih sustava i elemenata za ojačanje stijenske mase. U osnovi, mogu se

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

128

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

razdvojiti tri tipa ili klase, iako u praksi postoji veliki broj modifikacija i kombinacija istih (Windsor, 1996, Windsor and Thompson, 1998): 1.Sustavi

s

kontinuiranim

mehaničkim

prijenosom

opterećenja

(Continuously

Mechanically Coupled – CMC Systems) 2.Sustavi s kontinuiranim prijenosom opterećenja trenjem (Continuously Frictionally Coupled – CFC Systems) 3.Sustavi s diskontinuiranim mehaničkim prijenosom opterećenja ili prijenosom opterećenja trenjem (Discretely Mechanically or Frictionally Coupled – DMFC Systems).

7.1.4. Reakcija sustava ojačanja

Termin reakcije sustava ojačanja stijenske mase (Reinforcement System Response) podrazumijeva mehaničko ponašanje sustava ojačanja kao odgovor na pobudu uslijed ponašanja stijenske mase. Priroda reakcije biti će ovisna o nastalim odnosima sila i pomaka kao i o obliku uspostavljenog podgradnog sustava u promatranom području (Windsor, 1992a, 1996, Windsor and Thompson, 1996b). Reakcija sustava stoga može biti u vidu pojave osnih sila, posmičnih sila, torzije ili promjenjiva, kao i, u većini slučajeva, kombinacija pojave različitih vidova opterećenja, Slika 7.3. Ponašanje sustava ojačanja određeno je pojedinačnim ponašanjem osnovnih elemenata sustava i njihovim međusobnim interakcijama. Pri tom je moguća pojava neograničenog broja različitih reakcija sustava ojačanja stijenske mase. Smanjenje broja mogućih odgovora podgradnog sustava javlja se u slučaju primjene elementa ograničenih mehaničkih i fizikalnih značajki, ograničene mogućnosti ugradnje pojedinih elemenata kao i uslijed smanjenja broja mogućih modela ponašanja stijenske mase. Na primjer, razmatra se ponašanje četiri različita sustava ojačanja stijenske mase aktiviranih u uvjetima jednostavnih osnih opterećenja izazvanih pomacima stijenske mase (Windsor, 1996), Slika 7.4. Svaki od četiri sustava ojačanja stijenske mase različit je po obliku ugradnje elemenata, ugrađenim elementima s različitim unutarnjim i vanjskim vezama elemenata ojačanja i stijenske mase. Elementi pojedinih sustava izloženi su identičnim ponašanjima stijenske mase u smislu jednakih vrijednosti sila i pomaka. Na Slici 7.4. prikazana su ponašanja pojedinih elemenata, unutarnjih i vanjskih veza, kao i ponašanja sustava u cjelini. Ništa ne ukazuje da karakteristično ponašanje jedne ili više komponenti sustava određuje ukupno ponašanje sustava.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

129

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Dilatiranje

a

b

c

a: Vlak + smicanje b: Čisti vlak c: Vlak + smicanje d: Smicanje + vlak e: Čisto smicanje f: Smicanje + tlak

d e

Karakteristični pomak

Smicanje po diskontinuitetu

f

Slika 7.3 Blok stijenske mase osiguran elementima sustava ojačanja izloženim različitim mehaničkim ponašanjima (Windsor, 1996)

250

250

Tip 3

Tip 4

Tip 4

200

Tip 3

200

Tip 2

SILA (kN)

SILA (kN)

Tip 1 150

Tip 2 100

50

150

Tip 1 100

50

Ponašanje elemenata ojačanja

0

Ponašanje vanjskog prijenosa opterećenja

0 0

1

2

3

4

5

6

7

8

9

10

0

1

2

3

POMAK (mm)

4

5

6

7

8

9

10

POMAK (mm)

250

250

Tip 4 Tip 3

200

Tip 3

200

150

SILA (kN)

SILA (kN)

Tip 4

Tip 2

100

Tip 1 50

Ponašanje unutarnjeg prijenosa opterećenja

0

150

Tip 2 100

Tip 1 50

Ponašanje sustava ojačanja

0 0

1

2

3

4

5

6

POMAK (mm)

7

8

9

10

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

POMAK (mm)

Slika 7.4 Odnosi sile i deformacije za četiri različita sustava ojačanja stijenske mase (Windsor, 1996)

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

130

20

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

7.1.5. Nosivost sustava ojačanja Reakcija sustava ojačanja stijenske mase kao odgovor na ponašanje stijenske mase ovisna je o različitim veličinama karakteristika stijenske mase, kao na primjer krutost, vršna čvrstoća, rezidualna čvrstoća, tip mogućeg sloma i dr. Pri određivanju nosivosti sustava ojačanja stijenske mase osim parametara stijenske mase, nosivost sustava određuju i dvije granične veličine: 1.Opterećenje sustava (System Force Capacity) kao maksimalno opterećenje koje sustav može prihvatiti uz odgovarajuće pomake, 2.Pomaci sustava (System Displacement Capacity) kao maksimalni pomaci koje sustav može prihvatiti uz odgovarajuće opterećenje. Reakcija sustava ojačanja stijenske mase kao odgovor na ponašanje stijenske mase može rezultirati zauzimanjem novog ravnotežnog stanja ili pojavom sloma u sustavu. Ukoliko je postignuto ravnotežno stanje, opterećenje sustava i pomaci sustava nisu dosegnuli svoje granične vrijednosti, a elementi sustava samo su djelomično iskorišteni. U slučaju nastanka sloma, jedan ili više elemenata sustava ojačanja dosegao je granične vrijednosti opterećenja ili pomaka, na primjer slom elementa, čupanje elementa uslijed popuštanja unutarnje veze, popuštanje vanjske veze, pri čemu je nosivost ostalih elemenata samo djelomično iskorištena.

7.2. OSNOVNI PODGRADNI SUSTAVI Podgradni sustavi ili sklopovi podrazumijevaju podgradne konstrukcije koje pridonose aktiviranju sila ili opterećenje na pokos zasjeka, i uključuje tehnička rješenja kao što su nasipavanje, izvedba betonskih, armiranobetonskih i drugih podgradnih konstrukcija, izvedbu konstrukcija od mlaznog betona, kao i mnogobrojne kombinacije istih. Pri tom se u podgradni sustav uključuju i elementi ojačanja stijenske mase, bez obzira na tip i klasu. Odabir podgradnog sustava ovisan je o lokalnim uvjetima pojedinog zasjeka, kao što su, na primjer, mogući tip sloma u zasjeku, dimenzije i geometrija zasjeka, lokalni uvjeti u zasjeku u smislu mogućih ograničenja na promjenu geometrije zasjeka. Odabir podgradnog sustava predstavlja inženjersko rješenje osiguranja stijenskog zasjeka određeno lokalnim uvjetima pojedinog zasjeka u stijenskoj masi.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

131

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Uz klasifikacije stijenske mase predlažu se i potrebne mjere za osiguranje stabilnosti zasjeka tijekom iskopa. Romana (Romana, 1993) predlaže šest različitih klasa izvedbe zasjeka i odgovarajućih podgradnih mjera, Tabela 7.1.

Tabela 7.1 Klase izvedbe zasjeka i podgradnih mjera (Romana, 1993) Klasa podgrade

Podgradne mjere

1

Bez podgrade

Bez podgrade

2

Zaštita

Jarak u nožici zasjeka

3

Ojačanje stijenske mase

Odgovarajuća geometrija zasjeka Zaštitna ograda u nožici i na pokosu Štapna sidra Geotehnička sidra 4

Podgradne konstrukcije

Mlazni beton Zapunjavanje betonom Roštiljne konstrukcije Zidovi u nožici zasjeka

5

Drenaže

Površinsko dreniranje Dubinsko dreniranje

6

Prekopavanje

Odgovarajuće mjere podgrađivanja vezane su uz vrijednosti klasifikacije stijenske mase u padini SMR (Slope Mass Rating), te se uz odgovarajuće vrijednosti klasifikacije predlažu i klase stabilnosti i podgradnih sustava, Tabela 7.2. Primjenom u geotehničkom inženjerskom projektiranju, najčešći podgradni sustavi sastoje se u različitim kombinacijama uporabe različitih tipova geotehničkih sidara i mlaznog betona kojima se ovisno o uvjetima zasjeka pridodaju i drugi elementi podgrađivanja (zidovi, roštiljne konstrukcije i dr.). Konstrukcije od mlaznog betona i druge podgradne konstrukcije u pravilu imaju ulogu prijenosa točkastog opterećenja sidara na širu površinu stijenske mase. Mlazni beton predstavlja generički naziv za betone dobivene od cementa, pijeska i sitnijih agregata koji se ugrađuju pod pritiskom i dinamički zbijaju uslijed velikih brzina nabacivanja na podlogu. Izvedba mlaznog betona primjenjuje se u dva različita postupaka: suhom, u kojem se miješa suha smjesa cementa i agregata, a voda dodaje neposredno prije izlaska na sapnicu i mokrom, u kojem se miješa smjesa cementa, agregata i vode vakuumskim postupkom, a na sapnici se dodaju ubrzivači i zrak pod pritiskom (Hoek, 2000). Konačni proizvod nema značajnih razlika.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

132

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tabela 7.2 Preporučene zaštitne i podgradne mjere za klase stabilnosti prema SRM (Romana, 1993) Klasa podgrade

SRM

Ia

91-100

Podgradni sustav Bez podgrade

Ib

81-90

Bez podgrade, odgovarajuća geometrija zasjeka

IIa

71-80

Bez podgrade ( Jarak u nožici zasjeka )

IIb

61-70

Povremeno sidrenje štapnim sidrima Jarak u nožici ili zaštitne ograde, zaštitne mreže Povremeno ili sustavno sidrenje štapnim sidrima IIIa

51-60

Jarak u nožici i/ili zaštitne mreže Povremeno ili sustavno sidrenje štapnim sidrima Povremeno mlazni beton

IIIb

41-50

(Jarak u nožici i/ili zaštitne mreže) Sustavno sidrenje štapnim sidrima, prednapeta sidra Mlazni beton na cijeloj površini Zid u nožici ili zapunjavanje betonom

IVa

31-40

Prednapeta sidra Mlazni beton na cijeloj površini Zid u nožici i/ili zapunjavanje betonom (Prekopavanje) Dreniranje

IVb

21-30

Mlazni armirani beton na cijeloj površini Zid u nožici i/ili zapunjavanje betonom Prekopavanje, dubinsko dreniranje

Va

11-20

Gravitacijski ili zid sa sidrima Prekopavanje

Prednost mlaznog betona u odnosu na klasično izvedene betone u oplati je da uslijed pritiska pod kojim se izvodi zapunjava sve neravnine uzrokovane iskopom u stijenskoj masi. U izvedbi mlaznog betona kao dijela podgradnog sustava mogu se razlikovati dva u osnovi različita dijela podgrade od mlaznog betona: popuna radi izravnanja iskopa te nosivi dio podgradnog sustava radi prijenosa opterećenja na stijensku masu (Windsor, 1998; Windsor and Thompson, 1999). U sklopu odabira potrebnih podgradnih sustava potrebno je sagledati i druge mjere kojima se utječe na povećanje stabilnosti zasjeka, kao što su dreniranje i površinska odvodnja. Razinu podzemnih voda i sezonsku promjenu razine u širem području nije moguće kontrolirati, ali se na raspodjelu pritisaka koji neposredno utječu na stabilnost zasjeka može vrlo dobro utjecati odgovarajućim drenažnim sustavima. Odgovarajuće mjere dreniranja kojima se utječe na smanjenje pornih pritisaka, mogu značajnije utjecati na stabilnost zasjeka od mehaničkih mjera podgrađivanja i stoga često predstavljaju vrlo efikasnu mjeru stabilizacije visokih zasjeka.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

133

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Za smanjenje pritisaka podzemne vode u padini primjenjuje se više različitih metoda dreniranja. Pri tome se najčešće primjenjuje izvedba horizontalnih drenažnih bušotina izvedenih s lica zasjeka. Voda pritječe u iste te se nakon dotoka u građevnu jamu crpi i izvodi iz iste. Efekt horizontalnih drenažnih bušotina ovisan je o vodopropusnosti stijenske mase. S obzirom na kavernozni tip propusnosti stijenske mase efikasnost drenažnih bušotina ovisi o tome da li iste siječu glavne diskontinuitete koji služe kao kolektor podzemnih voda. Izvođenje drenažnih bušotina stoga se prije izvedbe određuje generalno, a u toku izvedbe ovisno o rezultatima nužno je prilagoditi sustave dreniranja uvjetima in situ, kako u dužini drenažnih bušotina, tako i u razmaku bušotina na licu zasjeka. Alternativno rješenje horizontalnim drenažama predstavljaju vertikalne drenažne bušotine izvedene na vrhu padine iz kojih se odgovarajućim crpkama crpi podzemna voda i kontrolira razina podzemne vode u padini. Horizontalne drenažne galerije predstavljaju najefikasnije, ali i najskuplje rješenje za potrebe drenaže zasjeka. Potencijal dreniranja je znatno veći od pojedinačnih drenažnih bušotina, čime se često može odgovarajućim položajem drenažne galerije u potpunosti eliminirati utjecaj pritisaka podzemne vode na stabilnost zasjeka. Cijena izvedbe drenažne galerije pri tome može premašiti cijenu radova na izvedbi zasjeka, te se odluke o izvedbi drenažnih galerija donose na osnovi primjenjenih cost-benefit analiza.

7.3. ŠTAPNA SIDRA

7.3.1. Uvod Korištenje štapnih sidara kao elemenata sustava ojačanja sustava stijenske mase u podzemnim i otvorenim iskopima započelo je krajem 19. stoljeća, a šira primjena štapnih sidra započela je tek četrdesetih i pedesetih godina 20. stoljeća. Jedno od ranih korištenja štapnih sidara opisao je Beyl (Beyl, 1945) o osiguranju zidova iskopa rudnika 1912. godine u USA. Korištena su drvena štapna sidra kao privremeno osiguranje od odvale manjih blokova stijenske mase između čela iskopa i izvedenog podgradnog sustava. Upotreba prvih prednapregnutih sidara izvedena je u Alžiru na brani Cheurfas (Littlejohn and Bruce, 1977). S obzirom na uspješnu primjenu štapnih sidara,

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

134

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

osnovne studije ponašanja stijenske mase ojačane štapnim sidrima započeo je Rabcewicz (Rabcewicz, 1955), a nastavio Panek (Panek, 1956; 1962). Ova istraživanja zasnivala su se na principima prijenosa opterećenja s podgrade, kao grednog sustava, na stijensku masu ne uzimajući u obzir stvarno ojačanje stijenske mase štapnim sidrima. Od tada do danas, uporaba štapnih sidara standardno se primjenjuje u osiguranju stabilnosti iskopa u rudarstvu i građevinarstvu širom svijeta uz ugradnju stotine milijuna štapnih sidara godišnje. Posljednjih godina primjena štapnih sidara u ojačanju stijenske mase znatno se proširuje uslijed razvoja saznanja u mehanici stijena, kao i primjene štapnih sidra u otvorenim i podzemnim iskopima, a kao alternativa tradicionalnim oblicima podgrađivanja. Također dolazi do razvoja novih oblika i tehnologije ugradnje štapnih sidara, a što utječe na primjenu štapnih sidara i izvan tradicionalnih primjena. Danas je uslijed različitih tipova štapnih sidara u različitim uvjetima stijenske mase u svijetu, broj primjenjenih tipova ojačanja i podgradnih sustava praktično neograničen. Ipak se, uz pretpostavku koncepta prijenosa opterećenja i sustava ojačanja (Windsor, 1996), može usvojiti jedinstveno ponašanje štapnih sidara u sustavu ojačanja stijenske mase uz prihvaćanje specifičnosti svakog pojedinog tipa elementa sustava ojačanja.

7.3.2. Prednosti uporabe štapnih sidara Osnovni zadatak u projektiranju podgradnog sustava stijenske mase je odgovarajućim mjerama “pripomoći” stijenskoj masi da nosi samu sebe: «The principl objective in the design of underground support is to help the rock mass to support itself» (Hoek and Brown, 1980a). To podrazumijeva uporabu sustava za ojačanje stijenske mase, pri čemu štapna sidra zapravo predstavljuju dio stijenske mase, kao sastavni dio podgradnog sustava, ali se prijenos opterećenja vrši preko dijelova konstrukcije sidra izvan stijenske mase i prenosi na stijensku masu opterećenje preko vanjskih veza. Štapna sidra pri tome ojačavaju ili mobiliziraju pripadajuću čvrstoću stijenske mase. Podgradni sustavi na licu iskopa najčešće pridonose smanjenju pomaka stijenske mase kao cjeline. Štapna sidra i sustavi podgrađivanja često se koriste u kombinaciji radi postizanja najboljeg mogućeg utjecaja na stabilizaciju stijenske mase. U stvarnosti, kombinacija štapnih sidra i mreža i/ili mrežema ojačanog mlaznog betona predstavljaju optimalni podgradni sustav za stabilizaciju stijenske mase, kako za privremene, tako i za trajne podgradne konstrukcije.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

135

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Postoji cijeli niz razloga za upotrebu ojačanja stijenske mase štapnim sidrima, od kojih su najznačajniji slijedeći (Stillborg, 1994): -Svestrana mogućnost uporabe, za bilo koju odabranu geometriju iskopa. -Jednostavnost i brza mogućnost uporabe. -Relativno mala cijena koštanja. -Ugradnja je u potpunosti mehanizirana.

Prije iskopa • • •

• • •

U toku iskopa

Istražni radovi Ustanovljena potreba iskopa Odgovarajuće stanje ponašanja materijala u prošlosti

• •

Izbor sustava sidrenja (podgrade) Idejni projekt Izbor sustava promatranja ponašanja

• •

Pregled događanja Kontrola projekta

•

Novo projektno rješenje sustava sidrenja (podgrada)

•

Detaljni istražni radovi Ugradnja sustava sidrenja (podgrade) Ugradnja sustava praćenja ponašanja

Nakon iskopa •

Dugotrajno promatranje ponašanja

Slika 7.5 Tijek programa korištenja štapnih sidara (Stillborg, 1994)

Koristeći štapna sidra vrlo je jednostavno mijenjati gustoću ojačanja stijenske mase (razmaka između štapnih sidara i dužina štapnih sidara), u zavisnosti od utvrđene kvalitete stijenske mase u zasjeku. Značajna je prednost mogućnost uporabe štapnih sidara u kombinaciji s bilo kojom od vanjskih podgradnih sustava (mreže, mlazni beton, podgradne armiranobetonske konstrukcije). Nadalje, ključnu ulogu štapna sidra imaju u brzoj primjeni nakon izvršenog iskopa u održanju integriteta stijenske mase, a određeni sustavi štapnih sidra mogu i gotovo trenutno nakon ugradnje preuzeti opterećenja nastala rasterećenjem stijenske mase.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

136

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Tijek programa uporabe štapnih sidara od projektiranja, preko izvedbe sve do praćenja u toku eksploatacije građevine dan je na Slici 7.5. Koncept aktivnog projektiranja pri tome podrazumijeva da je kontrola svih aktivnosti, od projektiranja (ili čak i istražnih radova) preko izvedbe i praćenja ponašanja (mjerenja) u rukama jednog inženjera, u ulozi projektanta i nadzornog inženjera, bez čega nije moguće osigurati adekvatno praćenje i osiguranje potrebnih mjera ojačanja stijenske mase.

7.3.3. Pregled tipičnih sustava štapnih sidara Danas je u uporabi veliki broj različitih tipova štapnih sidara, pri čemu se brojni tipovi sidra razlikuju u malim konstrukcijskim razlikama, a pri tome pripadaju istom konceptu u smislu prijenosa opterećenja. Podjela na grupe štapnih sidra može se izvršiti prema različitim načinima sidrenja (Stillborg, 1994). Pri tome se mogu razmatrati slijedeće grupe štapnih sidara: -

mehanički usidrena štapna sidra,

-

injektirana štapna sidra i pletena sidra od čeličnih niti,

-

trenjem usidrena štapna sidra.

Analizirajući pri tom pripadnost klasi sustava ojačanja, štapna sidra mogu pripadati u tri klase sustava ojačanja (Windsor, 1996, Windsor and Thompson, 1998): 1.Sustavi

s

kontinuiranim

mehaničkim

prijenosom

opterećenja

(Continuously

Mechanically Coupled – CMC Systems) 2.Sustavi s kontinuiranim prijenosom opterećenja trenjem (Continuously Frictionally Coupled – CFC Systems) 3.Sustavi s diskontinuiranim mehaničkim prijenosom opterećenja ili prijenosom opterećenja trenjem (Discretely Mechanically or Frictionally Coupled – DMFC Systems).

7.3.3.1. Mehanički usidrena štapna sidra Štapna sidra s ekspanzijskom glavom koja onemogućuje pomake sidra je najčešći oblik mehanički usidrenih štapnih sidara. Ekspanzijska glava konusno se širi rotacijom sidra pri čemu dolazi do utiskivanja elementa glave u zidove bušotine, Slika 7.6. Sidrenje se ostvaruje na osnovi dva mehanizma: trenja

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

137

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

ekspanzijske glave i zidova bušotine te uklještenja glave u neravnine zidova bušotine. Pri tome uklještenje predstavlja značajniju komponentu u ukupnoj nosivosti sidra.

Matica

Ekspanzijska glava

Glatko sidro

Podložna ploča Podloška

Slika 7.6 Mehanički usidreno štapno sidro

Koriste se uglavnom kao privremena ojačanja stijenske mase jer uslijed djelovanja korozije vremenom dolazi do smanjenja nosivosti. Za uvjete trajnih konstrukcija nužna je primjena naknadnog injektiranja bušotine.

Prednost mehanički usidrenih sidara je mogućnost trenutnog preuzimanja opterećenja nakon ugradnje, kao i unošenja predopterećenja u stijensku masu.

7.3.3.2.Injektirana štapna sidra i pletena sidra od čeličnih niti Injektirana štapna sidra i pletena sidra od čeličnih niti ugrađuju se u bušotine ispunjene cementnom smjesom ili smjesom od umjetnih smola, Slika 7.7. Sidrenje, odnosno veza sa

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

138

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

stijenskom masom, uspostavlja se cijelom injektiranom dužinom elementa ojačanja na osnovi kemijskih veza, trenja i uklještenja. Veći značaj pri tome imaju trenje i uklještenje, dok se kemijske veze s vremenom mogu u potpunosti razgraditi.

Matica Cementna smjesa ili smola Rebrasti čelik

Jednostavna podložna ploča

Slika 7. 7 Injektirana štapna sidra

Injektirana štapna sidra predstavljaju najčešće ojačanje stijenske mase u svijetu posljednjih pedeset godina, kako u građevinarstvu, tako i rudarskoj industriji. Materijal za štapna sidra najčešće je rebrasto obrađeni čelik, koji se koristi u građevinarstvu ili odgovarajuće obrađeni presjeci čelika posebno proizvedeni za geotehnička sidra. Za injektiranje se koriste suspenzije na bazi cementa ili umjetnih smola (Hoek, 2000), pri čemu je upotreba umjetnih smola, uglavnom zbog cijene, značajno rijeđe u uporabi (Farmer, 1975). Injektiranje sidara izvodi se na dva različita načina i to: -Izvedena bušotina zapunjava se injekcijskom smjesom, a štapno sidro ugrađuje se u zapunjenu bušotinu i -U izvedenu bušotinu ugrađuje se štapno sidro nakon čega se injektira prostor između sidra i zidova bušotine. Injektiranje se izvodi ili ugradnjom cjevi za injektiranje do dna bušotine i injektiranjem do povrata smjese na ušće bušotine ili ugradnjom pakera i injektiranjem od ušća bušotine do postizanja odgovarajućeg pritiska propisanog projektom.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

139

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

U posljednje vrijeme u uporabi je tip samobušivih sidara, vrlo praktična aplikacija štapnih sidra odgovarajuće obrađenog čeličnog presjeka namijenjenog za ojačanje stijenske mase, Slika 7.8. Posebna prednost ovih sidara je uporaba u jako oštećenim stijenskim masama. Samobušiva sidra koriste se kao dio bušaćeg sustava na način da se umjesto bušaće šipke koriste elementi samobušivog sidra, koji na vrhu imaju odgovarajuću bušaću glavu. Elementi sidra proizvode se u sekcijama standardne dužine (2, 3 ili 4 m) i po potrebi nastavljaju odgovarajućim spojnicama. Bušenjem sidra odgovarajuće dužine završeno je i postavljanje sidra. Injektiranje sidra izvodi se kroz samo sidro, pri čemu injekcijska smjesa izlazi kroz otvore na bušaćoj glavi, sve dok injekcijska smjesa ne počne izlaziti na ušću bušotine. Prednosti samobušivih sidara su u mogućoj značajnijoj dužini izvedbe, kao i izbjegavanje mogućnosti zarušavanja bušotine uslijed izvlačenja bušaće šipke i ulaganja sidara u klasičnim postupcima izvedbe sidara.

Glava za bušenje

Sidrena šipka

Injekcijska smjesa Spojnica

Podložna ploča

Injektiranje kroz sidro

Matica

Slika 7.8 Samobušiva štapna sidra

Injektirana štapna sidra u većini slučajeva koriste se kao pasivna sidra, odnosno sidra u koja se u toku izvedbe ne unose dodatna opterećenja, koja se prenose na stijensku masu. Aktiviranje potpuno injektiranih štapnih sidara odvija se uslijed deformacija stijenske mase pri čemu uslijed deformacija u stijenskoj masi, štapna sidra preuzimaju dio naprezanja. U posljednje vrijeme u Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

140

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

uporabi je tip samobušivih sidara koji omogućuje injektiranje samo određenih dijelova bušotine, a što omogućuje formiranje slobodnih dionica i unošenje odgovarajućih naprezanja u stijensku masu napinjanjem štapnog elementa. Injektiranje pletenih sidara od čeličnih niti radi ojačanja stijenske mase koristi se posljednjih trideset godina. Po definiciji pleteno sidro predstavlja element ojačanja stijenske mase, uobičajeno izveden od čeličnih niti pletenih kao čelično uže i ugrađeno bez unesenog vlačnog opterećenja ili kao vlačno opterećeno i injektirano u kontaktu sa stijenskom masom (Hobst and Zajic, 1977), Slika 7.9. Prednost pletenih sidara je u mogućnosti uporabe velike duljine istih kao i kombinacije unošenja vlačnih naprezanja i prijenosa na podgrađenu stijensku masu (Thompson, 1992; Thompson and Finn, 1999).

Cementna smjesa

Dvostruko čelično pleteno uže

Slika 7.9 Pletena sidra od čeličnih niti

Pletena sidra sidra od visokokvalitetnog čelika upotrebljavju se u USA i Australiji češće nego kruta štapna sidra. Standardno pleteno sidro prema ASTM 416-80 sastoji se od ravne centralne čelične niti (king wire) promjera 5.41 mm opletene sa 6 ovojnih čeličnih niti promjera 5.16 mm (Moosavi, 1997). Ukupan promjer iznosi 15.24 mm ili više. U odnosu na kruta štapna sidra

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

141

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

odlikuje ih velika specifična površina, ali i velika deformabilnost. Zbog visoke kvalitete upotrijebljenih čelika u pravilu su veće nosivosti od krutih štapnih sidara. Zbog velike upotrebe i iskustva postignutih upotrebom dolazi do razvoja različitih tipova pletenih sidara (Windsor, 1992b). Modifikacije se sastoje u načinu pletenja čime se u određenim područjima povećava promjer sidara, ali i specifična površina poprečnog presjeka, Slika 7.10. Također se modificiraju i oblici poprečnog presjeka pojedinih niti u pletivu (Hyett et al., 1993).

Slika 7.10. Standardno pleteno sidro od čeličnih niti niti; a) Standardni tip, b) Garford bulb, c) Nutcase i d) Birdcage

7.3.3.3. Trenjem usidrena štapna sidra

Trenjem usidrena štapna sidra predstavljaju najnovija dostignuća u tehnici ojačanja stijenske mase. U praksi su uporabi dva tipa ovakvih sidara i to Split Set (Ingersoll – Rand Co., USA), Slika 7.10. i Swellex (Atlas Copco AB, Švedska), Slika 7.11. U oba sustava prijenos opterećenja

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

142

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

realizira se trenjem (a kod Swellex sustava i uklještenjem) uslijed radijalne sile koja djeluje na zidove bušotine duž cijele dužine bušotine. I u jednom i drugom sustavu sidro se sastoji od čelične cijevi koja se mehaničkim (Split Set) ili hidrauličkim putem (Swellex) širi sve dok stijenke cijevi dostignu kontakt sa zidovima bušotine. Opterećenje stijenske mase prenosi se na element ojačanja izravno, bez nužno potrebnog završnog elementa prijenosa i injektiranja bušotine. Split Set koristi naglavnu ploču radi osiguranja dijela stijenske mase na klizanje duž sidra. Ugradnja sidra izvodi se mehaničkim utiskivanjem sidra u bušotinu, pri čemu je promjer cijevi sidra veći od promjera bušotine. Sidro se pri tom može prilagoditi velikim pomacima bez sloma.

"Split" čelična cijev

Naglavna ploča

Slika 7.11 Trenjem usidreno štapno sidro, Split Set

Swellex je po mehanizmu sidrenja sidro koje nosi trenjem i uklještenjem u zidove bušotine. Izvodi se proširivanjem ugrađene cijevi hidrauličkim pritiskom unutar cijevi, pri čemu se cijev skraćuje. Sidro može podnijeti velike deformacije stijenske mase. Prednosti trenjem usidrenih sidara su relativno jednostavna ugradnja i trenutno preuzimanje opterećenja neposredno nakon ugradnje. Nedostaci su relativno visoka cijena, kao i ograničenost uporabe za trajne konstrukcije zbog korozije. Najčešće se koristi za tunelske primarne podgrade.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

143

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Ekspandirajuća čelična cijev

Naglavna ploča

Slika 7.12 Trenjem usidreno štapno sidro, Swellex

7.4. EKSPERIMENTALNA ISPITIVANJA NOSIVOSTI ŠTAPNIH SIDARA Zbog primjećenih različitih ponašanja na izvedenim zasjecima ojačanih štapnim sidrima, provedena su brojna istraživanja nosivosti sidra, veza sidra i stijenske mase, kao i parametara koji utječu na nosivost sidara. Brojna istraživanja provedena su i na pletenim sidrima, čime su ustanovljene razlike u ponašanju štapnih i pletenih sidara.

7.4.1. Laboratorijska ispitivanja

7.4.1.1. Štapna sidra Littlejohn i Bruce (Littlejohn and Bruce, 1977) utvrdili su ovisnost nosivosti sidara i veza sa stijenskom masom preko injekcijske smjese koje su podijelili na:

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

144

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

1.Adheziju, koja predstavlja inicijalnu vezu prije pomaka i rezultat je fizičkih veza mikroskopske hrapavosti čelika i okolne injekcijske smjese, 2.Trenje, koje ovisi o značajkama površine sidra, ostvarenih naprezanja i veličini dosegnutog pomaka i 3.Mehaničko uklještenje, koje nakon nastalog pomaka mobilizira posmičnu čvrstoću injekcijske smjese sidra. Vrlo brzo nakon nastalih pomaka, adhezijska komponenta veze zamjenjuje se s prostale dvije komponente veza. Na veličinu veza i nosivost sidara utječu slijedeći faktori: 1.Postojeće stanje naprezanja, 2.Dužina sidra, 3.Karakteristike injekcijske smjese, 4.Karakteristike površine sidra, 5.Tip (geometrija) sidra i 6.Pomaci uslijed smicanja. Ispitivanja u laboratoriju provode se ispitivanjem pokusom čupanja sidra (pull-out test) pri različitim uvjetima izvedenih modela sidara u za to pripremljenoj opremi, pri čemu se u većini pokusa in situ model sidara u stijenskoj masi zamjenjuje modelom sidra i injekcijske smjese u koje je sidro ugrađeno. Zbog različitih oprema u kojima se sidra ispituju, različitih dimenzija sidara, različitog načina ispitivanja dobiven je veliki rasap rezultata, ali s ipak određenim zaključcima koji ukazuju na opće zakonitosti u ponašanju sidara. Istraživanje utjecaja stanja normalnih naprezanja na veze sidara i injekcijske smjese provedena je od više različitih autora. Untrauer i Henry (Untrauer and Henry, 1965) istraživali su efekt utjecaja stanja naprezanja opterećivanjem uzorka na kojem je izveden test čupanja (pull-out test) s dvije suprotne strane. Istraživanjem je utvrđeno da se veze između sidara i injekcijske smjese povećavaju s povećavanjem normalnih naprezanja s kvadratom vrijednosti normalnih naprezanja ukoliko su ostali faktori konstantni. Robins i Stanish (Robins and Stanish, 1982) ispitivali su čupanje štapnih sidara promjera 8 i 12 mm iz kocke dimenzija stranice 100 mm bočno opterećene s dvije suprotne strane. Pokazalo se je da je pri bočnim naprezanjima od 10 MPa nosivost sidra raste za više od 100 %, a da nakon povećanja bočnih naprezanja iznad 28 MPa više nema utjecaja na porast potrebne sile čupanja, odnosno ukazano je na postojanje graničnih vrijednosti bočnih pritisaka koji utječu na potrebnu silu čupanja, Slika 7.13.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

145

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Slika 7.13 Utjecaj bočnih naprezanja na nosivost sidara (Robins and Standish, 1982)

Malvar (Malvar, 1992; 1995) je došao do istih zaključaka ispitivanjem štapnih sidara promjera 19 mm. Promjenom bočnih naprezanja utvrđena je granična vrijednost nakon koje nije moguće daljnje povećanje nosivosti sidara, Slika 7.14. Nosivost sidra raste s porastom dužine sidrenja, ali ne u proporcionalnim odnosima. To bi značilo da dvostruka dužina sidrenja štapnog sidra ujedno ne znači i dvostruku nosivost štapnog sidra (Littlejohn and Bruce, 1977). Detaljna istraživanja utjecaja dužine sidrenja, ali i promjera i površine štapnih sidara na nosivost sidara proveli su Kilic, Yasar i Celik (Kilic et al., 2002). Uočeno je postojanje granične dužine sidrenja, predloženi su i odnosi sile čupanja sidra u odnosu na promjer štapnog sidra, površinu poprečnog presjeka štapnog sidra i sidrišnu dionicu štapnog sidra.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

146

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Slika 7.14 Utjecaj bočnih naprezanja na nosivost sidara (Malvar, 1992)

Tlačna čvrstoća veziva (injekcijske smjese) povećava nosivost štapnog sidra. Ukoliko je vezivo cementna smjesa, nosivost sidara raste s porastom jednoosne tlačne čvrstoće injekcijske smjese (Gilkey et al., 1940). Za vrijednosti jednoosne tlačne čvrstoće injekcijske smjese manje od 21 MPa nosivost sidara raste proporcionalno s rastom čvrstoće, za veće vrijednosti prirast nosivosti se smanjuje. Za vrijednosti jednoosne tlačne čvrstoće injekcijske smjese veće od 42 MPa nosivost sidara više nema prirasta. Detaljna istraživanja utjecaja injekcijske smjese na nosivost sidara proveli su Kilic, Yasar i Celik (Kilic et al., 2002). Uočeno je smanjenje sile čupanja sidra, odnosno, veze između sidra i cementne smjese s povećanjem vodocementnog faktora injekcijske smjese. Predložene su korelacije koje povezuju posmičnu čvrstoću injekcijske smjese, jednoosnu tlačnu čvrstoću injekcijske smjese i modul elastičnosti injekcijske smjese s vrijednostima veze između štapnih sidara i njekcijske smjese. Provedena ispitivanja ukazuju na postojenje određenih zakonitosti, ali zbog malog broja provedenih ispitivanja još uvijek nisu dovoljno pouzdane. Predmetna ispitivanja (Kilic et al., 2002) ukazuju i na povećanje sile čupanja, kao i veze između sidara i injekcijske smjese tijekom vremena. Izmjerene veličine ukazuju na već poznata ponašanja

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

147

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

očvršćenja cementnih veziva nakon približno sedam dana od trenutka vezanja, nakon čega dolazi do smanjenja prirasta čvrstoće tijekom vremena. Kilic, Yasar i Atis proveli su i istraživanja utjecaja lokalnih proširenja štapnih sidara na nosivost sidara (Kilic et al., 2003). Pri tom su u laboratorijskim uvjetima ispitivana štapna sidra s različitim tipovima (geometrijskim oblicima) i brojem proširenja uzduž sidra. Dobiveni su očekivani rezultati u skladu s ranijim radovima Littlejohna i Brucea (Littlejohn and Bruce, 1977) i Hyetta i dr. (Hyett et al., 1992) bez značajnijeg doprinosa osim laboratorijski dobivenih veličina. Colak (Colak, 2001) analizira ponašanje štapnog sidra u betonskom bloku i vapnenačkoj stijenskoj masi učvršćenog epoksidnim aditivima. Uočljivo je da su sile čupanja znatno veće od uobičajenih uz upotrebu cementnih injekcijskih smjesa, ali bez elementa za komporativnu analizu.

7.4.1.2. Pletena sidra od čeličnih niti Kod sidara pletenih od čeličnih niti javljaju se isti načini prijenosa opterećenja preko injekcijske smjese na stijensku masu. Osnovna razlika, koja se javlja u odnosu na štapna sidra, je da zbog građe pletenog sidra uslijed pojave osne sile u sidru i izduženja sidra prilikom čupanja javlja rotacija sidra unutar injekcijske smjese. To rezultira nižim vrijednostima dilatiranja te nižim vrijednostima nosivosti sidara u odnosu na štapna sidra, a što je nužno usvojiti prilikom modeliranja nosivosti ovih sidara. Konceptualni model ponašanja koji je usvojio ponašanje sidra pletenih od čeličnih niti razvili su Yazici i Kaiser (Yazici and Kaiser, 1992). Zbog ovog dodatnog mehanizma ponašanja u odnosu na štapna sidra razvijeni su postupci ispitivanja čupanja sidara ovisno o mogućnosti ili nemogućnosti pojave rotacije, o čemu ovise i rezultati pokusa. Ispitivanje utjecaja stanja naprezanja oko sidara pletenih od čeličnih niti razvijano je u različitim uvjetima. Ispitivanje sidara uz nanesena naprezanja na sidro u cementnoj smjesi izazvana hidrauličkim pritiskom u ćelijskim uvjetima proveli su Goris (Goris, 1990), Hyett i dr. (Hyett et al., 1992), Hassani i dr. (Hassani et al., 1992) i MacSporran (MacSporran, 1993), a Stillborg (Stillborg, 1984) i Rajaie (Rajaie, 1990) unutar betonskog bloka. MacSporran (MacSporran, 1993) je dokazao porast nosivosti sidra povećanjem hidrauličkog pritiska na sidro u cemntnoj smjesi uz istovremeno smanjenje radialnih pomaka, Slika 7.15.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

148

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Sve dok je nosivost sidra zavisna od trenja, svaka promjena stanja naprezanja u okolišu sidra uzrokuje promjenu nosivosti sidra. Osim same promjene stanja naprezanja u okolišu sidra uslijed čupanja sidra, moguće su i promjene uzrokovane promjenom rubnih uvjeta. Provedena su i istraživanja ponašanja prednapetih pletenih sidara od čeličnih niti izloženih promjenama naprezanja sličnim relaksacijama nastalim iskopom stijenske mase (Kaiser et al., 1992; Yazici and Kaiser, 1992). Radi eliminacije stijenske mase u modelu MacSporran (MacSporran, 1993) je konstruirao modificiranu Hoek-Brownovu ćeliju koja omogućuje opterećenje sidra i mjerenje radialne dilatacije uslijed čupanja pletenog sidra od čeličnih niti.

Slika 7.15 Test čupanja sidra u različitim uvjetima pritiska na uzorak (MacSporran, 1993)

Nosivost sidra raste s aktivnom dužinom sidrenja pri čemu se aktivnom dužinom smatra ona na kojoj su izazvani pomaci. Prema rezultaima istraživanja Hyetta i dr. (Hyet et al., 1992) nosivost raste s aktivnom dužinom sidrenja, ali ne u proporcionalnom odnosu. Goris (Goris, 1990) je uočio postojanje tzv. kritične dužine sidrišne dionice. Povećanjem dužine sidrenja veće od kritične dužine ne povećava se nosivost sidra. Kritična dužina sidrišne dionice u funkciji je parametara kao što su kvaliteta injektiranja i injekcijske smjese, kao i parametara stijenske mase. Za injektiranje sidara u pravilu se koristi injekcijska smjesa Portland cementa i vode u omjerima vodocementnog faktora od 0.3 do 0.5. Niži vodocementni faktori w/c=0.3 daju veće nosivosti Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

149

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

sidara, ali su pri tome smjese teško ugradljive, smjesa nije homogena, a dobiveni rezultati testa čupanja posjeduju veliki rasap (Reichert, 1991), Slika 7.16. S druge strane, smjese s višim vodocementnim faktorima, w/c=0.5, lakše su za ugradnju, ali i znatno manjih čvrstoća. Osim toga uslijed skupljanja dolazi do skraćivanja sidrišnih dionica i slabijih veza sa stijenskom masom. Korištenje aditiva (plastifikatora i dodataka za bubrenje) koristi se za rješavanje problema ugradljivosti injekcijske smjese, ali isti dodaci znatno utječu na smanjenje čvrstoće i promjenu deformacijskih značajki smjese (Hutchinson and Diederichs, 1996).

Slika 7.16 Utjecaj vodocementnog faktora na nosivost sidara (Reichert, 1991)

Kako je mehanizam sloma pletenih sidara označen kao mehanizam ovisan o trenju, utjecaj uvjeta površine sidra vrlo je značajan na nosivost i interakciju površine i injekcijske smjese (Bawden et al., 1992). Pri tom vlaga, prašina i masnoća na površini sidra utječu na smanjenje, a tanki sloj korozije, pjeskarena površina ili gruba površina utječu na povećanje nosivosti sidra.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

150

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Posljednjih godina uslijed brojne primjene sidara od pletenih čeličnih niti došlo je do brojnih modifikacija izvedbe. Modifikacije se sastoje u načinu pletenja čime se u određenim područjima povećava promjer sidara, ali i specifična površina poprečnog presjeka. Također se modificiraju i oblici poprečnog presjeka pojedinih niti u pletivu (Hyett et al., 1993). Ove modifikacije imaju značajan utjecaj na povećanje površine poprečnog presjeka sidra što utječe na povećanje specifičnog trenja na sidro, pojavu istaknutih zona na uobičajenom poprečnom presjeku, što utječe na povećanje sila uklještenja i ukupnu nosivost sidra. Povećanje nosivosti dokazano je brojnim ispitivanjima u različitim uvjetima ugradnje. Ispitivanje za različite položaje smicanja znatno je teže provedivo od relativno jednostavnih ispitivanja jednoosnog čupanja, te je zato na raspolaganju i relativno malo raspoloživih podataka. Dight (Dight, 1982) proveo je ispitivanja na pletenim sidrima u injekcijskoj smjesi unutar PVC cijevi pod različitim nagibima. Stillborg (Stillborg, 1984) je ispitivao posmično ponašanje pletenih sidara injektiranih u granitnim blokovima. Windsor (Windsor, 1992a) je izvršio ispitivanja sidara izvedenih u različitim nagibima. Veće vrijednosti nosivosti sidara dobivene su pri manjim vrijednostima nagiba. Detaljno ispitivanje standardnih i modificiranih sidara od pletenih čeličnih niti proveo je Dubé (Dubé, 1995) pri čemu je utvrđeno se da pri porastu kuta smicanja u odnosu na položaj sidra, deformabilnost sidra smanjuje i teži ka konstantnoj vrijednosti. Vršna vrijednost nosivosti sidra veća je pri višim vrijednostima kuta smicanja, a do sloma pri vršnim vrijednostima nosivosti dolazi pri vrijednostima kuta nagiba od 500 i višim.

7.4.2. Terenska ispitivanja Nakon što je ISRM propisao preporučene metode za ispitivanje sidara za ojačanje stijenske mase (ISRM, 1973), iste su postale opće prihvaćeni standard za ispitivanje sidara i u većini slučajeva jedina metoda koja se koristi in situ. Predmetnoj metodi ispitivanja sidara pridodani su rijetki doprinosi uzrokovani dodatnim zahtjevima na ispitivanje sidara od pletenih čeličnih niti (Potvin et al., 1989; Bawden et al., 1992). U traženju detaljnijih saznanja o ponašanja stijenske mase ojačane štapnim sidrima, uočavajući ograničenost postojećih in situ ispitivanja u posljednje vrijeme razvijaju se nove metode promatranja ponašanja štapnih sidara. U stijensku masu ugrađuju se instrumentima opremljena sidra u svrhu mjerenja naprezanja i deformacija (Ruest, 1998; Bawden and Lausch, 2000;

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

151

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Bawden et al., 2000; Moosavi et al., 2002; Martin et al., 2004) u sidrima i okolnoj stijenskoj masi. Testovi čupanja sidara kombiniraju se s mjerenjima u deformetrima i inklinometrima ugrađenim u neposrednoj blizini štapnih sidara, a rezultati mjerenja služe za provođenje odgovarajućih povratnih analiza (Arbanas, 2002; Arbanas et al., 2003; 2004). Predlažu se novi načini ispitivanja integriteta ugrađenih sidara novim tehnologijama (Starkey et al., 2001; Ivanovic et al., 2001) u usporedbi s dinamičkim modelima ponašanja sidara.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

152

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

8.

MONITORING

U povratnim analizama ponašanja prirodnih padina i umjetnih zasjeka u stijenskoj masi ključni element predstavlja monitoring (Kovari and Fritz, 1984; Kovari, 1988; Kovari and Fritz, 1989), odnosno praćenje ponašanja padine ili zasjeka tijekom izvedbe i naknadnog perioda praćenja. Program monitoringa pri tome omogućuje sigurno odvijanje radova na padini, ukazuje na moguće predznake pojava nestabilnosti te pruža dodatne geotehničke podatke o ponašanju padine koji omogućuju naknadne intervencije u fazi izvođenja radova (Sjoberg, 1996). Kao mjere monitoringa najčešće se koriste različite tehnike mjerenja pomaka padine, koje se dopunjuju mjerenjem razine i pritisaka podzemne vode, te kod padina i zasjeka u stijenskoj masi stabiliziranog podgradnim mjerama i odgovarajućim mjerenjima sila u sidrenim elementima (Thompson et al., 1995). Raspoložive tehnike monitoringa padina mogu se podijeliti na površinska i podzemna mjerenja. U kategoriju površinskih mjerenja mogu se svrstati geodetska mjerenja na uspostavljenoj mreži repernih točaka, ugradnja površinskih žičanih ekstenzometara te kartiranje i mjerenje mogućih pojava vlačnih pukotina na padini. Geodetsko praćenje ponašanja padine u pravilu se zasniva na uspostavi mreže repernih točaka postavom stalnih mjernih prizmi ili mjernih reflektirajućih markica na padini, do kojih se mjere udaljenosti s jedne ili više nepomičnih baza. Za mjerenje udaljenosti u pravilu se koriste totalne mjerne stanice s točnošću očitanja 1mm i 1’’. Geodetskim praćenjem mreže repernih točaka omogućuje se praćenje prostornog ponašanja stijenske mase u padini – zasjeku i ukoliko se monitoring provodi korektno u trenucima odgovarajućih pojava koje utječu na ponašanje padine i tijekom dugog vremenskog perioda dobiva se cjelokupna povijest pomaka padine. Mogući problemi koji se javljaju je osiguranje stabilne baze s koje se mjerenja obavljaju te oštećenja prizmi ili markica tijekom vremena. Geodetsko praćenje ipak je najvjerojatnije metoda monitoringa koja u odnosu na svoju cijenu daje najveći efekt, te se najčešće i najšire primjenjuje sama ili u kombinaciji s drugim metodama mjerenja. Geodetska mjerenja najčešće se upotpunjuju površinskim žičanim ekstenzometrima. Žičani ekstenzometri ugrađuju se na pozicijama na kojima se očekuju povećanja pomaka, npr. na vlačnim pukotinama na vrhu padina. Prednost žičanih ekstenzometra je što su jednostavni u Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

153

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

svojoj postavi, a mogu se ukloniti s ugrađene pozicije i ugraditi na novu. Nisu predviđeni za dugotrajan monitoring. Kartiranje i mjerenje vlačnih pukotina u pravilu je vizualno i predstavlja vrlo jednostavnu metodu koja daje informaciju o nastanku određene pojave nestabilnosti, ali ne i kvantitativne pokazatelje veličine pojave u nastajanju. Metode podzemnih mjerenja uključuju inklinometre i ekstenzometre ugrađene u bušotine, kao i piezometre. Mjerenje horizontalnih pomaka s površine terena inklinometrom ugrađenim u vertikalnu bušotinu zasniva se na mjerenju relativnih kuteva zaokreta u tlo ugrađenih inklinometarskih cijevi (Amstad et al., 1988). Na osnovi izmjerenih relativnih kuteva zaokreta određuju se horizontalni pomaci po dubini inklinometarske bušotine uslijed deformacija nastalih prilikom iskopa zasjeka ili za utvrđivanje plohe sloma u slučaju nastanka sloma. Princip mjerenja inklinometrom dan je na Slici 8.1. Uređaj za očitanje

L sin

Kabel za povlačenje L sin Prostorni položaj inklinometarske cijevi L

Prostorna vertikala

Udaljenost između susjednih očitanja Inklinometar

Bušotina

Bušotina

Mjerna cijev Spojnice

Mjerna cijev

Injekcijska smjesa

Injekcijska smjesa

Inklinometar

Vodilice

Kotači inklinometra

Slika 8. 1 Princip mjerenja inklinometrom

Ekstenzometri (deformetri i klizni mikrometri) koriste se za mjerenje pomaka uzduž bušotine (vertikalni pomaci u vertikalnim bušotinama ili horizontalni pomaci u horizontalnim bušotinama) (Kovari et al., 1987; Amstad et al., 1988). Točnost mjerenja kliznog deformetra iznosi ± 0.003

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

154

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

mm/m’. Klizni deformetar može se kombinirati s inklinometrom u istoj bušotini. Princip mjerenja ekstenzometrom (kliznim mikrometrom) dan je na Slici 8.2.

Cijena ugradnje i monitoringa deformetrima i ekstenzometrima znatno je veća od geodetskog praćenja mreže repera, ali i znatno točnija. Osim toga omogućuje mjerenje pomaka u dubini stijenske mase te odgovarajućom primjenom, uz korištenje podataka dobivenih geodetskim mjerenjem, daje znatno pouzdanije podatke o ponašanju stijenske mase bilo u uvjetima prirodne padine ili u ponašanju zasjeka u stijenskoj masi tijekom izvođenja.

Zaštitni poklopac

Teleskopska spojnica Mjerni položaji mikrometra

Mikrometar Mjerna cijev Injekcijska smjesa

Tlo, stijena ili beton Mjerna cijev

1m

1m

Slika 8. 2 Princip mjerenja kliznim mikrometrom

Osim mehaničkih ekstenzometra u praksi se koriste i ekstenzometri koji pomake mjere na osnovi promjene električnog otpora različitih tipova (Windsor and Worotnicki, 1986). Nedostatak

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

155

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

predstavlja točnost mjerenja uslijed pretvaranja veličina otpora u mjerene veličine. Prednost nad mehaničkim je mogućnost kontinuiranog praćenja u dugom vremenskom periodu čak i s udaljene lokacije. Za praćenje ponašanja ugrađenih sidara mogu se koristiti na tijelo sidra ugrađena mjerna tijela (Farmer, 1975) ili ekstenzometar ugrađen neposredno uz sidro (Thompson et al., 1995), čime se indirektno mjere pomaci u stijenskoj masi ili geotehničkom sidru. Mjerna tijela koriste se za direktno mjerenje sila koje se prenose s elementa ojačanja – geotehničkog sidra na stijensku masu ili element podgradnog sustava.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

156

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

LITERATURA Arbanas, Ž., (2002), Utjecaj štapnih sidara na ponašanje stijenske mase pri izvedbi visokih zasjeka, Magistarski rad, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 206 p. Arbanas, Ž., (2003), Izvedba građevne jame Zagrad u Rijeci, Građevinar, Vol. 55, No. 10, pp. 591-597. Arbanas, Ž., (2004), Predviđanje ponašanja ojačane stijenske mase analizama rezultata mjerenj izvedenih građevina, Doktorski rad, Građevinski fakultet Sveučilišta u Zagrebu, 272 p. Arbanas, Ž., Jardas, B., Kovačević, M.S., (2003), Reinforcement Systems in Construction of Open Pit Zagrad in Rijeka, Croatia, Proc. 13th. European Conf. on Soil Mech. and Geotech. Eng.: Geotechnical Problems with Man-made and Man Influenced Grounds, Prague, Czech Republik, (Eds. I. Vaniček, R. Barvinek, J. Bohač, J. Jettmar, D. Jirasko and J. Salak), August 25-28, 2003., Vol. 2, pp. 23-28. Arbanas, Ž., Jardas, B., Kovačević, M.S., (2004), Excavation of Open Pit Zagrad in Rijeka, Croatia-A case history. Proc. 5th Int. Conf. on Case Histories in Geotech. Eng., New York, NY, USA, April 13-17, 2004. Asef, M.R., Reddish, D.J., Lloyd, P-W., (2000), Rock-Support Interaction Analysis based on Numerical Modelling, Geotech. Geol. Eng. Vol. 18, No 1, pp. 23-37. Aydan, O., (1989), The Stabilization of Engineering Structure by Rockbolts, Ph. D. Thesis, Nagoja Unversity, Nagoja, Japan. Aydan, O., Dalgiç, S., (1998), Prediction of Deformation Behaviour of 3-lanes Bolu Tunnels through Squeezing Rocks of North Anatolian Fault Zone (NAFZ), Proceeding Regional Symp. Sedimentary Rock Engineering, Taipei, pp. 228-233. Aydan, O., Ichikawa, Y, Kawamoto, T, (1985), Load Bearing Capacity and Stress Distribution in/along Rockbolts with Elastic Behaviour of Interface, Proc. 5th Int. Conf. Numerical Methods in Geomechanics, Nagoja, Japan, pp. 1281-1292. Balmer, G., (1952), A General Analytic Solution for Mohr’s Envelope, Am. Soc. Test. Mat., 52, pp. 1260-1271. Bandis, S.C., (1992), Engineering Properties and Characterization of Rock Disconinuities, In: J.A. Hudson ed. Comprehensive Rock Engineering, Vol. 1, Oxford: Pergamon Press, pp. 155183. Bandis, S.C., Lumsden, A.C., Barton, N.R., (1983), Fundamentals of Rock Joint Deformation, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 20, No. 6, pp. 249-268. Barton, N.R., (1973), Review of a New Shear Strength Criterion of Rock Joints, Engineering Geology, Vol. 7, pp. 287-332.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

157

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

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. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 13, No. 10, pp. 1-24. Barton, N.R., (2000), TBM Tunneling in Jointed and Faulted Rock. Rotterdam: Balkema. Barton, N.R. (2002). Some New Q-Value Correlations to Assist in Site Characterisation and Tunnel Design, Int. J. Rock Mech. Min. Sci. Vol. 39. No. 2, pp. 185-216. Barton, N.R., Bandis, S.C. (1982), Effects of Block Size on the Shear Behaviour of Jointed Rock, 23th. U.S. Symp. on Rock Mechanics, Berkeley, pp. 739-760. Barton, N.R., Bandis, S.C. (1990), Review of Predictive Capabilities of JRC – JCS Model in Engineering Practice, In Rock Joints, Proc. Int. Symp. on Rock Joints, Loen Norway, (Eds: N. Barton and O. Stephansson), Rotterdam: A.A. Balkema, pp. 603-610. Barton, N.R., Choubey, V. (1977), The Shear Strength of Rock Joints in Theory and Practice, Rock Mech. Vol. 10, (1-2), pp. 1-54. Barton, N.R., Grimstad, E., (1994), The Q-system Following Twenty Years of Application in NMT Support Selection, Felsbau 12, Nr. 6, pp. 428-436. Barton, N.R., Lien, R. Lunde, J., (1974) Engineering Classification of Rock Masses for the Design of Tunnel Support, Rock Mech. Vol. 6, (4), pp. 189-239. Bawden, W.F., Denisson, S., Lausch, P., (2000), Lessons in Control Of Mine Costs from Cable Bolt Support, Proc. of 4th North American Rock Mechanics Symposium (NARMS), Pacific Rocks, Seattle, Washington, www.mdt.ca, 8 p. Bawden, W.F., Hyett, A.J., Lausch, P., (1992), An Experimental Procedure for the In situ Testing Cable Bolts, Int. Jour. Rock. Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstracts, Vol. 29, No 5., pp 525-533. Bawden, W.F., Lausch, P., (2000), The Use of SMART Cable Bolt Instruments Towards the Design and Design Optimization of Underground Support Systems, Annual Meeting of the Canadian Geotechnical Society (CGS), www.mdt.ca, 9 p. Beyl, Z.S., (1945,1946), Rock Pressure and Roof Support, Colliery Engineering, September 1945-October 1946. Bieniawski, Z.T., (1973), Engineering Classification of Jointed Rock Masses, Trans S. Afr. Inst. Civ. Engrs, 15, pp. 335-344. Bieniawski, Z.T., (1976), Rock Mass Classification in Rock Engineering, In: Exploration for Rock Engineering, Proc. of the Symp., (Ed. Z.T. Bieniawski) 1, Cape Town: Balkema, pp. 97106. Bieniawski, Z.T., (1979), The Geomechanics Classification in Rock Engineering Applications, Proc. 4th Congr. Int. Soc. Rock. Mech., Montreux 2, pp. 41-48.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

158

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Bieniawski, Z.T., (1989), Engineering Rock Mass Classification, New York: John Wiley & Sons, 251 p. Bieniawski, Z.T., Orr, C.M., (1976), Rapid Site Appraisal for Dam Foundations by the Geomechanics Classification, Proc. 12th Congr. Large Dams, ICOLD, Mexico City, pp. 483-501. Bjurstrom, S., (1974), Shear Strength of Hard Rock Joints Reinforced by Grouted Untensioned Bolts, Proc. 3th. Congr. ISRM, Denver, Vol 2, Part B, pp. 1194-1199. Bouteldja, M., (2000), Design of cable Bolts Using Numerical Modelling, Ph. D. Thesis, Mc. Gill University, Department of Mining and Metallurgical Engineering, Montreal, Canada. Brady, B., Loring, L., (1988), Analysis of Rock Reinforcement Using Finite Difference Methods, Computers and Geotechnics, 5, pp. 123-149. Brown, E.T., (1981), (Ed.), Rock Characterization, Testing and Monitoring – ISRM Suggested Methods, Oxford: Pergamon Press, pp. 171–183. Brown, E.T., Hoek, E., (1988), Discussion on Paper No. 20431 by R. Ucar Entitled “Determination of Shear Failure Envelope in Rock Masses”, Jour. Geotech. Engng. Div., ASCE 114, No. 3, pp. 371-373. Byerlee, J.D., (1978), Friction of Rocks, Pure Appl. Geophys., 116, pp. 615-626. Cecil, O.S., (1970), Correlation of Rockbolts – Shotcrete Support and Rock Quality Parameters in Scandinavian Tunnels, Ph. D. Thesis, University of Illinois, Urbana, 414 p. Chen, S.-H, Qiang, S., Chen, S.–F., and Egger, P., (2003), Composite Element Model of the Fully Grouted Rock Bolt, Rock Mechanics and Rock Engineering, Springer-Verlag, Wien. Clerici, A., (1993), Indirect Determination of the Modulus of Deformation of Rock Masses- Case Histories, Proc. Int. Conf. Eurock 1993, pp. 509-517. Coates, D.F., (1977), Pit Slope Manual, Chapter 5, Design, Canada Center for Mineral and Energy Technology, CANMET Report 77-5, 126 p. Coates, D.R., Yu, Y.S., (1970), Three Dimensional Stress Distribution around a Cylindricaal Hole and Anchorn, Proc. 2nd Int. Cogress Rock. Mech., Vol 2, pp. 175-182. Colak, A., (2001), Parametric Study of Factors Affecting the Pull-out Strength of Steel Rods Bonded into Precast Concrete Panels, Int. Journal of Adhesion and Adhesives, Vol 21, pp. 487493. Cording, E.J., Deere, D.U., (1972), Rock Tunnel Supportand Field Measurements, Proc. North American Rapid Excav. Tunneling Conf., Chicago, (Eds. K.S. Lane and L.A. Garfield) 1, New York, Soc. Min. Engrs, Am. Inst. Min. Metall. Petrolm. Engrs., pp. 601 –622.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

159

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Cummings, R., Kendorski, F., Bieniawski, Z.T., (1982), Caving Rock Mass Classification and Support Estimation, US Bureau of Mines Contract Report, #J0100103, Chicago: Engineers International Inc. Deere, D.U., (1968), Geological Considerations, Rock Mechanics in Engineering Practice, Ed. R.G. Stagg and D.C. Zenkiewicz, New York, pp. 1-20. Deere, D.U., (1989), Rock Quality Designation (RQD) after Twenty Years, U.S. Army Corpsof Engineers Contract Report GL-89-1, Waterways Experiment Station, Vicksburg, MS, 67 p. Deere, D.U., Deere, D.W., (1988), The Rock Quality Index in Practice, Rock Classification Systems for Engineering Purposes, ASTM STP 984, L. Kirkendale Ed., pp. 91-101. Deere, D.U., Hendron, A.J. Jr., Patton, F.D., Cording, E.J., (1967), Design of Surfacend Near Surface Construction in Rock, In: Failure and Breakage of Rock, C. Fairhurst Ed. Society of Mining Engineers of AIME, New York, pp. 237-302. Deere, D.U., Miller, R.P., (1966), Engineering Classification and Index Properties of Rock, Technical report No. AFNL-TR-65-116, Albuquerque, NM: Air Force Weapons Laboratory, 67 p. Deere, D.U., Peck, R.B., Parker, H., Monsees, J.E., Schmidt, B., (1970), Design of Tunnel Support System, High Res. Rec., No. 339, pp. 26-33. Dight, P., (1982), Improvements to the Stability of Rock Slope in Open Pit Mines, Ph. D. Thesis, Dept. of Civ. Eng. Monash Unversity, Australia. Duan, F., (1991), Numerical Modeling of Cable Bolt Support System, Ph. D. Thesis, Dept. of Mining Eng., Unversity of Utah, USA, 218 p. Dubé, S., (1995), A Laboratory Study on the Capacity of Fully Grouted Cable Bolts Subjected to Combined Axial and Lateral Loads, M. Sc. Thesis, Queen' University, Kingston, Ontario, Canada. Egger, P., Spang, K., (1987), Stability Investigations for Underground Inprovement by rock Bolts at aLarge Dam, Proc. 6th Int. Conf. Rock. Mech. ISRM, Montreal, pp. 349-354. Einstein, H.H., (1993), The Developments in Discontinuity Analysis – The Persistence Connectivity Problem, In: J.A. Hudson ed. Comprehensive Rock Engineering, Vol. 3, Oxford: Pergamon Press, pp. 193-213. Einstein, H.H., Veneziano, D., Baecher, G.B., O’Reilly, K.J., (1983), The Effect of Discontinuity Persistence on Rock Slope Stability, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 20, No. 5, pp. 227-236. Farmer, I.W., (1975), Stress Distribution along a Resin Grouted Rock Anchor, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 12, pp. 347-351. GEO-Slope Int. Ltd., (1998a), User’s Guide Slope/W for Slope Stability Analysis, Version 4, Calgary.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

160

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

GEO-Slope Int. Ltd., (1998b), User’s Guide Sigma/W for Finite Element / Deformation Analysis, Version 4, Calgary. Gerrard, C.M., Pande, G.N., (1985), Numerical modelling of Reinforced Jointed Rock Masses – I. Theory, Computers and Geotechnics, 1, pp. 293-318. Gilkey, H.J., Chamberlin, S.J., and Beal, R.W., (1940), Bond between Concrete and Steel, Reproduction in Engineering Report No. 26, Iowa Eng. Exp. Station, Iowa State Coll. Ames, 1956, pp. 25-147. Goris, J.M., (1990), Laboratory Evaluation of Cable Bolt Support: First Part, Report of Investigations RI 9308, US Buerau of Mines. Grimstad, E., Barton, N., (1993), Updating the Q-system for NMT, Proc. Int. Symp. on Sprayed Concrete–Modern Use of Wet Mix Sprayed Cocrete for Underground Support, Fagernes, Eds. Kompen, Opsahl and Berg, Oslo: Norwegian Concrete Association. Goodman, R.E., (1980), Introduction to Rock Mechanics, New York: John Willey and Sons, 478 p. Hanna, T.H., (1982), Foundations in Tension, Ground Anchors, Trans Tech Publications, Series on Rock and Soil Mechanics, Vol. 6, 1st. Edn., Clausthal-Zellerfeld, 573 p. Hassani, F.P., Mitri, H.S., Khan, U.H., Rajaie, H., (1992), Experimental and Numerical Studies of the Cable Bolt Support System, Rock Support in Mining and Underground Construction, Edn. Kaiser and McCreath, Ontario, Rotterdam: A.A. Balkema, pp. 411-417. Helgstedt, M.D., (1997), An Assesment of the In-Situ Shear Strength of Rock Masses and Discontinuities, Master’s Thesis, Lulea University of Technology, 261 p. Hencher, S.R., (1995), Interpretation of Direct Shear Test on Rock Joints, In Rock Mechanics, Proc. 35th. U.S. Symp. (University of Nevada, Reno, June 5-7, 1995), Rotterdam: A. A. Balkema, pp. 99-106. Hobst, L., Zajic, L., (1977), Anchoring in Rock, Developments in Geotechnical Engineering, Vol. 13, Amsterdam: Elsevier Scientific Publishing Co., 390 p. Hoek, E., (1983), Strength of Jointed Rock Masses, 23rd Rankine Lecture, Geotechnique 33, (3), pp. 187-223. Hoek, E., (1990), Estimating Mohr – Coulomb Friction and Cohesion Values from the Hoek – Brown Failure Criterion, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 27, pp. 227-229.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

161

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Hoek, E., (1991), When is a Design in Rock Engineering Acceptable?, In: Proc. 7th. Int. Congress on Rock Mech. (Achen, 1991), Vol. 3, Rotterdam: A. A. Balkema. Hoek, E., (1994), Strength of Rock and Rock Masses, ISRM News Journal, Vol. 2 (2), pp. 4-16. Hoek, E., (1998), Reliability of Hoek-Brown Estimates of Rock Mass Properties and their Impact on Design, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci., Vol. 35 (1), pp. 63-68. Hoek, E., (2000), Rock Engineering, A Course Notes, http://www.rocscience.com, 313 p. Hoek, E., (2004a), A Brief History the Development of the Hoek-Brown Failure Criterion, Discussion Paper #7, http://www.rocscience.com, 6 p. Hoek, E., (2004b), Estimates of Rock Mass Strength and Deformation Modulus, Discussion Paper #4, http://www.rocscience.com, 6 p. Hoek, E., Bray, J.W., Boyd, J.M., (1973), The Stability of a Rock Slope Contaiting a Wedge Resting on Two Intersecting Discontinuities, Q. Jl. Enginering Geol., pp. 1-55. Hoek, E., Bray, J.W., (1977), Rock Slope Engineering, 2nd. Edn., The Institute of Mining and Metallurgy, London, 527 p. Hoek, E., Brown, E.T., (1980a), Underground Excavations in Rock, Istitution of Mining and Metallurgy, London. Hoek, E., Brown, E.T., (1980b), Empirical Strength Criterion for Rock Masses, Jour. Geotech. Engng. Div., ASCE 106, (GT9), pp. 1013-1035. Hoek, E., Brown, E.T., (1988), The Hoek-Brown Failure Criterion – A 1988 Update, Proceedings of 15th Canadian Rock Mech. Symp., Toronto, Canada, (Ed. Curran J.C.), Dept. Civ. Engineering, University of Toronto, pp. 31-38. Hoek, E., Brown, E.T., (1997), Practical Estimates of Rock Strength, Int. J. Rock Mech. & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts, Vol. 34 (8), pp. 1165-1187. Hoek, E., Carranza-Torres, Corkum, B., (2002), Hoek-Brown Failure Criterion-2002 Edition, Proceedings of 5th North American Rock Mech. Symp., Toronto, Canada, Dept. Civ. Engineering, University of Toronto, pp. 267-273. Hoek, E., Kaiser, P.K., Bawden, W.F., (1995), Support of Underground Excavations in Hard Rock, Rotterdam: A.A. Balkema, 215 p. Hoek, E., Marinos, P., Benissi, M., (1998): Applicability of the Geological Strength Index (GSI) Classification for Very Weak and Sheared Rock Masses. The Case of the Athens Shist Formation. Bull. Eng. Geol. Env., No. 57, pp.151-160. Hoek, E., Marinos, P., (2000): Predicting Tunnel Squeezing. Tunnels and Tunneling International. Part 1 – November 2000, Part 2 – December 2000.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

162

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Hoek, E., Wood, D., Shah, S., (1992), A Modified Hoek-Brown Failure Criterions for Jointed Rock Masses, Proceedings of Int. ISRM Symp. on Rock Characterization, EUROCK 92, (Ed. Hudson J.), Chester, UK, Brit. Geol. Soc., London, pp. 209-214. Hollingshead, G.W., (1971), Stress Distribution in Rock Anchors, Canadian Geotechnical Journal, Vol.8, pp. 588-592. Hudson, J.A., Harrison, J.P., (1997), Engineering Rock Mechanics, An Introdution to the Principles, Oxford: Pergamon Press, 444 p. Hutchinson, D.J., Diederichs, M.S., (1996), Cablebolting in Undreground Mines, BiTech Publishers Ltd., Canada. Hyett, A.J., Bawden, W.F., Reichert, R.D., (1992), The Effect of Rock Mass Confinement on the Bond Streght of Fully Grouted Cable Bolts, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 29, No. 5, pp. 503-524. Hyett, A.J., Bawden, W.F., Powers, R., Rocque, P., (1993), The Nutcase Cable Bolt, Int. Cogress on Mine Design: Inovative Mine Design for the 21 Century, Kingston, Ontario, Canada, Rotterdam: A.A. Balkema. Hyett, A.J., Bawden, W.F., MacSporran, G.R., Mossavi, M., (1995), A Constitutive Law for Bond Failure of Fully-Grouted Cable Bolts Using Modified Hoek Cell, Int. Jour. of Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 32, No. 1, pp. 11-36. Hyett, A.J., Mossavi, M., Bawden, W.F., (1996), Load Distribution along Fully Grouted Rock Bolts with Emphasis on Cable Bolt Reinforcement, Int. Jour. for Num. and Analyt. Meth. in Geomechanics, Vol. 20, pp. 517-544. Indraratna, B., Kaiser, P.K., (1990), Analytical Model for The Design of Grouted Rock Bolts, Int. Jour. for Num. and Analyt. Meth. in Geomechanics, Vol. 14, pp. 227-251. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test, (1978), ISRM Suggested Methods for the Quantitative Description of Discontinuities in Rock Masses, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 15, No. 6, pp. 319-368. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test, (1979), ISRM Suggested Methods for Determining the Unaxial Compressive Strength and Deformability of Rock Materials, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 16, No. 2, pp. 135-144. ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test, (1981), ISRM Suggested Methods for Rockbolt Testing, Oxford: Pergamon Press, pp. 161-168. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

163

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

ISRM, Commission on Standardization of Laboratory and Field Test, (1985), ISRM Suggested Methods for Determining Point Load Strength, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci. & Geomech. Abstr., Vol. 22, No. 2, pp. 51-60. Itasca Consalting Group, (1993, 1995, 2000), FLAC, Fast Lagrangian Analysis of Continua, Manual, Minneapolis: Itasca Consalting Group Inc. Itasca Consalting Group, (2000), UDEC, Universal Distinct Element Code, User's Guide, Minneapolis: Itasca Consalting Group Inc. Ivanovic, A., Neilson, R.D. and Rodger, A.A., (2001), Numerical modelling of single tendon ground anchorage systems’, Geotech. Eng. 149 (2), pp. 103–113. Iwan, W.D., (1967), On a Class of Models for the Yielding Behavior of Continuous and Composite Systems, Journal of Applied Mechanics, ASME, Vol. 34, pp. 612-617. Jaeger, J.C., (1971), Friction of Rocks and Stability of Rock Slopes, The 11th. Rankine Lecture, Geotechnique 21 (2), pp. 97-134. Kaiser, P.K., Yazici, S., Nose, J., (1992), Effect of Stress Change on the Bond Strength of Fully Grouted Cables, Int. Jour. of Rock Mechanics & Geomechanical Abstracts, Vol. 29, No. 3, pp. 293-306. Kayabasi, A., Gokceoglu, C., Ercanoglu, M., (2003), Estimating the Deformation Modulus of rock Masses: A Comparative Study, Int. Jour. Rock Mech. & Mining Sci., Vol. 40, pp. 45-63 Kendorski, F., Cummings, R., Bieniawski, Z.T., Skinner, E., (1983), Rock Mass Classification for Block Caving Mine Drift Support, Proc. 5th Congress Int. Soc. Rock Mech, ISRM, Melbourne, Rotterdam: A.A. Balkema, pp. B51-B63. Kilic, A., Yasar, E., Celik, A.G., (2002), Effect of Grout Properties on the Pull-out Load Capacity of Fully Grouted Rock Bolt, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 17, pp. 355362. Kilic, A., Yasar, E., Atis, C.D., (2003), Effect of Bar Shape on the Pull-out Load Capacity of Fully-Grouted Rock Bolt, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 18, pp. 1-6. Kovačević, M.S., (2003), The Observational Method and the Use of Geotechnical Measurements. Geotechnical problems with man–made and man influenced grounds; Proc. 13th Europ. Conf. on Soil Mech. and Geotech. Eng., Prague, Czech Republic, August 25-28, Vol. 3, pp. 575-582. Ladanyi, B., Archambault, G., (1970), Simulation of Shear Behavior of a Jointed Rock Mass, In Rock Mechanics – Theory and Practice, Proc. 11th. US Symp. on Rock Mechanics (Berkely, 1969), New York: AIME, pp. 105-125.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

164

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Ladanyi, B., Archambault, G., (1972), Evalution de la resistance au cisaillement d’un massif rocheux fragmente, In Proc. 24th. Geol. Congress (Montreal, 1972), Sec. 13D, pp. 249-260. Laubscher, D.H., (1977), Geomechanics Classification of Jointed Rock Masses – Mining Applications, Trans. Institution on Mining and Metallurgy, (Sect. A: Mining Industry), 86, pp. A1-A8. Laubscher, D.H., (1984), Design Aspects and Effectiveness of Support System in Different Mining Conditions, Trans. Institution on Mining and Metallurgy, (Sect. A: Mining Industry), 93, pp. A70-A82. Laubscher, D.H., (1990), A Geomechanics Classification System for the Rating Rock Mass in Mine Design, Journal of the South African Institute of Mining & Metallurgy, Vol. 90, No. 10, pp. 257-273. Laubscher, D.H., Page, C.H., (1990), The Design of Rock Support in High Stress or Weak Rock Environments, Proc. 92. Can. Institute of Mining & Metallurgy, AGM, Ottawa, Paper #91. Laubscher, D.H., Taylor, H.W., (1976), The Importance of Geomechanics Classification of Jointed Rock Masses in Mining Operations, In: Exploration for Rock Engineering, Proc. of the Symp., (Ed. Z.T. Bieniawski) 1, Cape Town: A.A. Balkema, pp. 119-128. Lauffer, H., (1958), Gebirgsklassifizierung fur den Stollenbau, Geol. Bauwesen 74, pp. 46-51. Li, C., Stillborg, B., (1999), Analiytical Model for Rock Bolts, Int. Jour. Rock. Mech. & Minning Sci., Vol. 36, pp. 1013-1029. Lindfords, U., (1996), Experimental Study of the Mechanics of Rock Joints, Ph. D. Thesis, Lulea University of Technology, 150 p. Littlejohn, G.S., Bruce, D.A., (1977), Rock Anchors, State of the Art, Geopublications Ltd., Brentwood. Londe, P, (1988), Discussion on Paper No. 20431 by R. Ucar entitled “Determinationof Shear Failure Envelope in Rock Masses”, Jour. Geotech. Engng. Div., ASCE 114, No. 3, pp. 374-376. MacSporran, G.R., (1993), An Empirical Investigation into the Effect of Mine Inducted Stress Change on Standard Cable Bolt Capacity, M. Sc. Thesis, Queen's University, Kingston, Ontario, Canada. Malvar, L.J., (1992), Bond Reinforcement under Controlled Confinement, ACI Materials Journal, Nov.-Dec., No. 89-M65, pp. 593-601. Malvar, L.J., (1995), Tensile and Bond Properties of GFRP Reinforcing Bars, ACI Materials Journal, May-June., No. 92-M30, pp. 276-285. Marenče, M., (1994), Numeričko modeliranje sidra u stijenskoj masi, Građevinar, Vol. 46, 6, pp. 325-332. Marinos, P., Hoek, E., (2000), GSI-A Geologically Friendly Tool for Rock Mass Strength Estimation, Proc. GeoEng 2000 Conference, Melbourne. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

165

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Marinos, P., Hoek, E., (2001), Estimating the Geotechnical Properties of Heterogeneous Rock Masses such as Flysch, Bull. Eng. Geol. Env., 60, pp 85-92. Marinos, P., (2004): Rock Mass Characterisation in Engineering Practice. Razprave IV. Posvetovanja Slovenskih geotehnikov, SLOGED, Rogaška Slatina, pp.339-343. Marinos, V., Marinos, P., Hoek, E., (2004), Discussion on Rock Mass Characteristion with Special Emphasis in the Geological Strength Index in Tunnelling, Proc. 32nd International Geological Congress, Florence, Italy. Martin, D.C., (1990), Deformation of Open Pit Mine Slopes by Deep Seated Toppling, Int. Jour. of Surface Mining and Reclamation, 4, pp. 153-164. Martin, L., Milne, D., Ruest, M., Pakalnis, R., (2004), Evaluation of Instrumented Cable Bolts in Cement Grout to Determine Physical and Numerical Modeling Properties, Report of Investigations 9662, US Department of Health and Human Services, NIOSH, Publicaton No. 2004-140, www.cdc.gov./niosh, 19p. McNiven, H.D., Ewoldsen, H.M., (1969), Rockbolting of Tunnels for Structural Support – in two Parts, Int. Jour. Rock Mech. Min. Sci., Vol. 6, pp. 465-497. Merritt, A.H., (1972), Geologic Prediction for Undergrounds Excavations, Proc. North American Rapid Excav. Tunneling Conf., Chicago, (Eds. K.S. Lane and L.A. Garfield) 1, New York, Soc. Min. Engrs, Am. Inst. Min. Metall. Petrolm. Engrs., pp. 115 –132, Milne, D., Hadjigeorgiu, J., Pakalnis, R., (1998), Rock Mass Charcterization for Underground Hard Rock Masses, http://www.mining.ubc.ca/rock/publications, 9 p. Moosavi, M., (1997), Load Distribution along Fully Grouted Cable Bolts Based on Constitutive Models Obtained from Modified Hoek Cells, Ph. D. Thesis, Queen's University, Kingston, Ontario, Canada, 287 p. Mossavi, M., Bawden, W.F., Hyett, A.J., (2002), Mechanism of Bond failure and Load Distribution along Fully Grouted Rock Bolts, Mining Technology: Transaction of the Institute of Mining and Metallurgy, Vol. 111, No. 1, pp. 1-12. Nicholson, G.A., Bieniawski, Z.T., (1990), A Nonlinear Deforrmation Modulus Based on Rock Mass Classification, Int. Jour. Min. Geol. Eng., No. 8., pp. 181-202. Pacher, F., Rabcewicz, L., Golser, J., (1974), Zum der seitigen Stand der Gebirgssklassifizirung in Stollen-und Tunnelbau, Proc. XXII Geomech. Colloq., Salzburg, pp.51-58. Palmstrom, A., (1982), The Volumetric Joint Count – A Useful and Simple Measure of The Degree of Rock Jointing. Proc. 4th Int. Congress Int. ass. Engrg. Geol., Delphi 5, pp. 221 – 228.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

166

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Palmstrom, A., (1995), RMi–A Rock Mass Charaterization System for Rock Engineering Purposes, Ph. D. Thesis, University of Oslo, Norway, 400 p. Palmstrom, A., (1996a), Charaterizing Rock Masses by the RMi for Use in Pratical Rock Engineering. Part 1: The development of the Rock Mass index (RMi), Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 11, No. 2, pp. 175-188. Palmstrom, A., (1996b), Charaterizing Rock Masses by the RMi for Use in Pratical Rock Engineering. Part 2: Some practial applications of the Rock Mass index (RMi), Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 11, No. 3, pp. 287-303. Palmstrom, A., (2000), Recent Developments in Rock Support Estimates by the RMi, Journal of Rock Mechanics and Tunnelling Technology, Vol. 6, No. 1, pp. 1-19. Palmstrom, A., Singh, R., (2001), The Deformation Modulus of Rock Mases – Comparasions between In Situ Tests and Indirect Estimates, Tunnelling and Underground Space Technology, Vol. 16, pp. 115-131. Panek, L.A., (1956), Theory of Model Testing as Applied to Roof Testing, U.S. Bureau of Mines, R.I. 5154. Panek, L.A., (1962), The Combined Effect of Friction and Suspension in Bolting Bedded Mine Roof, U.S. Bureau of Mines, R.I. 6139. Papanastassopulou-Tasatsanifou, F., (1983), Investigation of Effect of Rock Bolts on Stress Distibution around Underground Excavation, Proc. Int. Symp. on Rock Bolting, pp. 55-63. Pariseau, W.G., Duan, F., (1989), Progress and Problem in Cable Bolt Design, Proc. 7th Annual Workshop, Generic Mineral Technology Centre, Mine System Design and Ground Control, Virginia Polytechnical Institute and State University of Virginia, Blacksburg, pp. 23-34. Pariseau, W.G., Moon, H., (1988), Elastic Moduli of Well-Jointed Rock Masses, Proc. 6th, Int. Conf. In Num, Meth. In Geomech, Insbruck, Austria. Patton, F.D., (1966), Multiple Modes of Shear Failure in Rock and Related Materials, In Proc. 1st. Int. Congr. on Rock Mech., Lisabon, Vol 1, pp. 509-513. Peng, S.S., Guo, L.G., (1988), A Hybrid Boundary Element – Finite Element Method of Stress Analysis for Bolt-reinforced Inhomogeneous Ground, Mining Science and Technology, pp. 1-18. Pinto da Cunha, A., (1995), Scale Dependency of Rrock Mass Properties, In Rock Foundation, Proc. Int. Workshop, (Japan, September 30, 1995), Rotterdam: A.A. Balkema, pp. 213-218. Plaxis, (1998), Plaxis, Finite Element Code fo Soil and Rock Analyses, R.B.J. Brinkgreve and P.A. Vermeer Eds., Rotterdam,/Brookfield: A.A. Balkema. Potvin, Y., Hudyma, M., Miller, H.D.S., (1989), Design Guidelines for Open Stope Support, CIM Bulletin, Vol. 82, No. 926, pp. 53-62. Priest, S.D., Brown, E.T. (1983), Probabilistic Stability Analysis of Variable Rock Slopes, Trans. Institution on Mining and Metallurgy, (Sect. A: Mining Industry), 92, pp. A1-A12. Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

167

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Priest, S.D., Hudson, J.A., (1976), Estimation of Discontinuity Spacing and Trace Lenght Using Scan Line Surveys, Int. J. Rock Mech. Min. Sci and Geomech., Vol. 18, pp. 183 – 197. Rabcewicz, L., (1955), Bolted Support for Tunnels, Mine and Quarry Engineering, pp. 153-159. Rajaie, H., (1990), Experimental and Numerical Investigations of cable Bolt Support Systems, Ph. D. Thesis, Mc. Gill University, Montreal, Canada. Read, S.A.L., Richards, L.R., Perrin, N.D., (1999), Applicability of the Hoek-Brown Failure Criterion to New Zealand Greywacke Rocks, Proceeding 9th International Society for Rock Mechanics Congress, Paris, Vol. 2, pp. 655-660. Reichert, R.D., (1991), A Laboratory and Field Investigations of the Major Factors Influencing Bond Capacity of Grouted Cable Bolts, M. Sc. Thesis, Queen’s University, Kingston, Ontario, Canada. Ritter, W., (1879), Die Statik der Tunnelgewoelbe, Berlin: Springer. Robins, P.J., Standish, I.G. (1982), Effect of Lateral Pressure on Bond of Reinforceing Bars in Concrete, Int. Cof. Bond in Concrete, Paisley College of Technology, Scottland, Essex: Applied Science Publisher, pp. 262-272. Romana, M., (1985), New Adjustment Ratings for Application of Bieniawski Clasification to Slopes, Proc. Int. Symp. Rock Mech. in Excav. Min. Civ. Works, ISRM, Mexico City, pp. 59-68. Romana, M., (1993), A Geomechanical Classification for Slopes: Slope Mass Rating, In: J.A. Hudson ed. Comprehensive Rock Engineering, Vol. 3, Oxford: Pergamon Press, pp. 576-598. Ruest, M., (1998), Back Analysis of Instrumented Hanging Wall Cable Bolt Reinforcement at Complexe Bousquet, M. S. Thesis, Queen's University, Kingston, Ontario, Canada, 203 p. Serafim, J.L., Pereira, J.P., (1983), Consideration of the Geomechanical Classification of Bieniawski, Proc. Int. Symp. on engineering Geology and Underground Construction, Lisbon, Vol. 1, pp. II.33-II.42. Seto, M., Utagawa, M., Katsuyama, K., (2002), Some Fundamental Studies on the AE Method and its Application to In-Situ Stress Measurements in Japan, Proc. 5th Int. Workshop on the Application of Geophysics in Rock Engineering, Toronto, Canada, pp.67-71. Shen, B., (1993), Mechanics of Fractures and Interventing Bridges in Hard Rocks, Ph. D. Thesis, Royal Institute of Technology, Stockholm, Division of Engeneering Geology. Sjoberg, J., (1996), Large Scale Slope Stability in Open Pit Mining – A Review, Technical Report 1996: 10T, Lulea University of Technology, 215 p. Sjoberg, J., (1997), Estimating Rock Mass Strength Using the Hoek – Brown Failure Criterion and Rock Mass Classification – A Review and Application to the Aznarcollar Open Pit, Internal Report BM1997:02, Lulea University of Technology, 61 p.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

168

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Sjoberg, J., (1999), Analysis of Large Scale Rock Slope, Ph. D. Thesis, Lulea University of Technology, Lulea, Sweden, 788 p. Sofianos, A.I., (2003), Tunnelling Mohr-Coulomb Strength Parametrs for Rock Masses Satisfying Hoek Brown Criterion, Int. J. Rock Mech. Min. Sci., Vol. 40, pp. 435–440. Sonmez, H., Ulusay, R., (1999), Modifications to the Geological Strength Index (GSI) and Their Applicability to the Stability of Slopes, Int. J. Rock Mech. Min. Sci., Vol. 36, No.6., pp. 743 – 760. Sonmez, H., Ulusay, R., (2002), A Discussion on the Hoek-Brown Failure Criterion nad Suggested Modifications to the Criterion Verified by Slope Stability Case Studies, Yerbilimleri, Vol. 26, pp. 77–99. Sonmez, H., Ulusay, R., Gokceoglu, C., (1998), A Practical Procedure for the Back Analysis of Slope Failures in Closely Jointed Rock, Int. J. Rock Mech. Min. Sci., Vol. 35, No.2., pp. 219– 233. Spang, K., Egger, P., (1990), Action of Fully–Grouted Bolts in Jointed Rock and Factors of Influence, Rock Mechanics and Rock Engineering, 23, pp. 201-229. Starkey, A., Ivanovic, A., Neilson, R., Rodger, A.A., Chappell, M., Ritson, A., (2001), Integriti Testing of Strang Anchorages Using the GRANIT Technique, Proc. 4th Int. Symp. on Roofbolt in Mining , Aachen, Germany. Stillborg, B., (1984), Experimental Investigations of Steel Cables for Rock Reinforcement in Hard rock, Ph. D. Thesis, Lulea University of Technology, Lulea, Sweden, 788 p. Stillborg, B., (1994), Professional Users Handbook for Rock Bolting, Trans Tech Publications, Series on Rock and Soil Mechanics, Vol. 18, 2nd Edn., Clausthal-Zellerfeld, 164 p. Stini, I., (1950), Tunnelbaugeologie, Springer-Verlag, 336 p. St.John, C.M., Van Dillen, D.E., (1983), Rockbolts: A New Numerical Representation and its Application in Tunnel Design, Proc. 24th US Symp. Rock Mech., Texas A&M University, pp. 1325. Swan, G., (1981), Stiffness and Associated Joint Properties of Rock, In Application of Rock Mechanics to Cut and Fill Mining (Lulea, June 1-3, 1980), London: Institution on Mining and Metallurgy, pp.169-178. Terzaghi, K., (1946), Rock Defects and Loads on Tunnel Support, In Rock Tunneling with Steel Supports, (Eds R.V. Proctor and T.L. White), 1, Youngstown, OH: Commertial Shearing and Stamping Company, pp. 17-99.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

169

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Thompson, A.G., (1992), Tensioning Reinforcing Cables, Rock Support (Kaiser and MC Creath, Eds.), Proceeding Int. Symp. on Rock Support, Sudbury, Rotterdam: A.A. Balkema, pp. 285-291. Thompson, A.G., Finn, D.J., (1999), Performance of Grouted Split Tube Rock Bolt Systems, Proceeding Int. Symp. on Rock Support, Kalgoorlie, http://www.roctec.com.au/papers.html . Untrauer, R.E., Henry, R.L., (1965), Influence of Normal Pressure on Bond Streght, ACI Journal, Proc. Vol. 62, No 5., pp. 577-586. Villaescusa, E., Li, J., Seto, M., (2002), Stress Measurements from Oriented Core in Australia, Proc. 5th Int. Workshop on the Application of Geophysics in Rock Engineering, Toronto, Canada, pp.72-77. Vogel, T., Koeppel, S., (2003), Possibilities and Limitations of Acoustic Emission Analysis for Reinforced Concrete, Int. Symp. Non-Destructive Testing in Civil Engineering, www.ndt.net/article/ndtce03/papers/v108/v108htm. Wickham, G.E., Tiedemann, H.R., Skinner, E.H., (1972), Support Determination Based on Geological Predictions, Proc. Rapid Excav. Tunneling Conf., AIME, New York, pp. 43-64. Wickham, G.E., Tiedemann, H.R., Skinner, E.H., (1974), Ground Support Prediction Model – RSR Concept, Proc. Rapid Excav. Tunneling Conf., AIME, New York, pp. 691-707. Windsor, C.R., (1992a), Block Stability in Jointed Rock Masses, Fractured and Jointed Rock Masses, Proceeding of Int. Conf. on Fractured and Jointed Rock Masses (L.R. Myer, N.G.W. Cook, R.E. Goodman, and. C.F. Tsang, Eds.), Lake Tahoe, Rotterdam: A. A. Balkema, pp. 59-66. Windsor, C.R., (1992b), Invited lecture: Cable Bolting for Underground and Surface Excavations, Rotterdam: A. A. Balkema. Windsor, C.R., (1996), Rock Reinforcement Systems, 1996 Schlumberger Award – Special Lecture, Proceeding of EUROCK ’96, Special Papers Volume, Torino, Italy, http://www.roctec.com.au/papers.html. Windsor, C.R., (1998), Structural Design of Shotcrete Linings, Proc. 1998 Aust. Shotcrete Conf., IBC Conferences: Sydney, pp. 1-34, http://www.roctec.com.au/papers.html . Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1992), Reinforcement Design for Jointed Rock Masses, Proceeding 33rd US Symp. on Rock Mech., Santa Fe, Rock Mechanics, (Tillerson and Wawersik Eds.) Rotterdam: A. A. Balkema, pp. 521-530.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

170

Građevinski fakultet Sveučilišta u Rijeci

Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1993), Rock Reinforcement – Technology, Testing, Design and Evaluation, In: J.A. Hudson ed. Comprehensive Rock Engineering, Vol. 4, Oxford: Pergamon Press, pp. 451-484. Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1996a), Terminology in Rock Reinforced Practice, Proc. 2nd North American Rock Mechanics Conference NARMS’96 – Tools and Techniques, Montreal, Eds. M. Aubertin, F. Hassani and H. Mitri, V1, Rotterdam: A. A. Balkema, pp. 225 – 232. Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1996b), Block Theory and Excavation Engineering, Proceeding NARMS ‘96, Montreal, http://www.roctec.com.au/papers.html . Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1997), Reinforced Systems Characteristics, Proceeding of Int. Symp. on Rock Support, Lillehammer, http://www.roctec.com.au/papers.html . Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1998), Reinforced Systems Mechanics, Design, Installation, Testing, Monitoring & Modelling, Fractured and Jointed Rock Masses, Proceeding of Int. Conf. on Fractured and Jointed Rock Masses (L.R. Myer, N.G.W. Cook, R.E. Goodman, and. C.F. Tsang Eds.), Lake Tahoe, Rotterdam: A. A. Balkema. Windsor, C.R., Thompson, A.G., (1999), The Design of Shotcrete Linings for Exavations Created by Drill and Blast Methods, Proceeding Int. Symp. on Rock Support, Kalgoorlie, http://www.roctec.com.au/papers.html . Working Group (2002), Suggested Method for In-Situ Stress Measurement from A Rock Core Using the Acoustic Emission Technique, Proc. 5th Int. Workshop on the Application of Geophysics in Rock Engineering, Toronto, Canada, pp. 61-66. Yazici, S., Kaiser, P.K., (1992), Bond Strength of Grouted Cable Bolt, Int Jour. of Rock Mechanics & Geomechanical Abstracts, Vol. 29, No. 3, pp. 279-292. Yu, T.Z., Xian, C.J., (1983), Behaviour of Rock Bolting as Tunnelling Support, Proc. Int. Symp. of Rock Bolting, Rotterdam: A.A. Balkema. Zienkiewicz, O.C., Pande, G.N., (1977), Time Dependent Multi-laminate Model of Rock – A Numerical Study of Deformation and Failure of Jointed Rock Masses, Int. Jour. of Num. And Anal. Meth. In Geomech., Vol 1, p. 219-247.

Željko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi Tečaj stručnog usavršavanja

171