Projekt Stijenske Mase Pazin

GRAEVINSKI FAKULTET SVEUILITA U RIJECI

eljko Arbanas

PROJEKTIRANJE U STIJENSKIM MASAMA

Teaj strunog usavravanja

Rijeka, travanj 2008. godine

Graevinski fakultet Sveuilita u Rijeci

1. PRISTUP PROJEKTIRANJU STIJENSKIH ZASJEKA OJAANIH TAPNIM SIDRIMA

Koritenje tapnih sidara u ojaanju stijenske mase u otvorenim i podzemnim iskopima

posljednjih godina se proiruje uz trend razvoja novih oblika i tipova te tehnologije ugradnje.

Posljedica razvoja i koritenja tapnih sidara je razvoj sve veeg broja primjenjivih podgradnih

sustava i novih rjeenja primjene tapnih sidara u ojaanju stijenske mase (Arbanas, 2002).

Projektiranje zasjeka u stijenskoj masi svodi se na odabir stabilne geometrije i/ili potrebnih

odgovarajuih mjera podgraivanja. Na osnovi rezultata provedenih geotehnikih istranih

radova provodi se klasificiranje stijenske mase na temelju ega se odreuju parametri vrstoe i

deformabilnosti stijenske mase. Iz rezultata geotehnikih istranih radova uz usvojene znaajke

stijenske mase izrauje se geotehniki model potreban za provoenje analiza stabilnosti. Analize

stabilnosti provode se u zavisnosti od mogueg mehanizma sloma jednom od odgovarajuih

metoda, pri emu se kao rezultat provedene analize iskazuje izraunati faktor sigurnosti. U

upotrebi su najee analize stabilnosti koje usvajaju metode analize granine ravnotee, najee

zastupljene u veini komercijalnih programskih paketa, namijenjenih analizama stabilnosti

padina. Analize stabilnosti se provode uz poetnu pretpostavku da stijenska masa u odabranoj

geometriji zasjeka stoji nepodgraena u svim fazama iskopa, za to se dobivaju poetne

vrijednosti faktora sigurnosti. U sluaju da provedenim analizama nisu dobivene zadovoljavajue

vrijednosti faktora sigurnosti, u geotehniki model uvode se efekti upotrebe odabranih

podgradnih sustava kojima se osigurava traena stabilnost zasjeka iskazana traenim faktorom

sigurnosti u svim fazama izvoenja radova.

Osnovni zadatak podgradnog sustava je odgovarajuim mjerama pripomoi stijenskoj masi da

nosi samu sebe. To podrazumijeva upotrebu sustava za ojaanje stijenske mase, pri emu tapna

sidra zapravo predstavljuju dio stijenske mase, kao sastavni dio podgradnog sustava, ali se

prijenos optereenja vri preko dijelova konstrukcije sidra izvan stijenske mase i prenosi na

stijensku masu optereenje preko vanjskih veza. tapna sidra pri tome ojaavaju ili mobiliziraju

eljko Arbanas: Projektiranje u stijenskoj masi 2 Teaj strunog usavravanja


pripadajuu vrstou stijenske mase. Podgradni sustavi na licu iskopa pridonose smanjenju

pomaka stijenske mase kao cjeline.

Pri upotrebi tapnih sidara se kao glavno pitanje namee kakav je doprinos tapnih sidara kao

elemenata ojaanja stijenske mase pri izvedbi (visokih) zasjeka u stijenskoj masi. Naime, pri

analizama stabilnosti zasjeka u stijenskoj masi, uobiajeno se primjenjuje doprinos tapnih sidara

unoenjem u usvojene geotehnike modele sila, koje odgovaraju raunskoj nosivosti tapnih

sidara. Stabilnost zasjeka izraena faktorom sigurnosti na taj nain je odreena uz uvjet da je u

svim elementima ojaanja stijenske mase tapnim sidrima, postignuta raunska vrijednost sile.

Sila u tapnim sidrima ostvaruje se deformacijama ojaane stijenske mase, uslijed ega tapna

sidra preuzimaju svoju ulogu, pri emu je ostvarena sila u sidru ovisna o krutosti ugraenog sidra

i ostvarenoj deformaciji. Ovisno o tome mijenja se i stanje naprezanj u zasjeku, a to izravno

utjee na vrstou stijenskog materijala (Arbanas, 2002).

Pristup projektiranju, koristei analize stabilnosti zasjeka unoenjem raunskih nosivosti sidara u

geotehnike modele, rezultira faktorima sigurnosti koji u stvarnosti mogu znaajno odstupiti

upravo zbog netone pretpostavke utjecaja tapnih sidara na ponaanje stijenske mase. Sve

prethodno navedeno ukazuje na potrebu boljeg poznavanja ponaanja tapnih sidara u podrujima

zasjeka u koja se ugrauju tapna sidra kao elementi ojaanja stijenske mase. To je mogue

postii jedino provoenjem analiza stanja naprezanja i deformacija u fazi projektiranja kojima se

dobivaju saznanja o moguim deformacijama stijenske mase u toku izvoenja zasjeka, a na

osnovi kojih je mogue procijeniti i doprinos tapnih sidara u ukupnom stanju stabilnosti

stijenskog zasjeka. Analize stanja naprezanja i deformacija rezultiraju veliinama pomaka u

tokama djelovanja tapnih sidara, a to omoguuje da se preko procijenjenih vrijednosti krutosti

tapnih sidara odrede raunske vrijednosti realiziranih sila u istima. Tek na osnovi dobivenih

deformacija i ostvarenih sila u tapnim sidrima mogue je provesti analizu stabilnosti zasjeka u

stijenskoj masi koja moe pokazati ispravnu procjenu stabilnosti zasjeka izraenu u vidu faktora

sigurnosti za primjenjenu metodu analize stabilnosti. To ukazuje na potrebu paralelnog

provoenja analiza stanja naprezanja i deformacija i analiza stabilnosti padine, a to posebno

vrijedi pri provoenju analiza visokih zasjeka u stijenskoj masi pri kojima je nuno provoditi

analize za razliite faze i stanja iskopa, te utjecaja izazvanih ugradnjom tapnih sidara.

Deformacije dobivene analizama stanja naprezanja i deformacija po fazama iskapanja zasjeka

odreivati e potreban podgradni sklop i potrebna mjere ojaanja stijenske masegeometriju i

nosivost, kroz analize stabilnosti. Elementi ojaanja stijenske mase koji zadovoljavaju traenu



stabilnost izraenu faktorom sigurnosti, povratno se u novoj iteraciji moraju provesti kroz analizu

stanja naprezanja i deformacija sve do konanog postizanja traene stabilnosti zasjeka u

stijenskoj masi ojaanog tapnim sidrima (Arbanas, 2002).

Druga faza projektiranja zasjeka, aktivno projektiranje podgradnog sustava na zasjeku u

stijenskoj masi, nastupa u fazi izvoenja 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

odgovarajuih tapnih sidara (Stillborg, 1993). Predloenom procedurom ukazana je potreba

preprojektiranja zasjeka i/ili uporabe dodatnih podgradnih mjera ukoliko se u procesu izvedbe

iskopa utvrdi mogua nestabilnost ili nedovoljna stabilnost zasjeka izraena odgovarajuim

faktorom sigurnosti. Ukoliko se predlau odgovarajue podgradne mjere, takoer je nuno

razmotriti mogunost modifikacija koje bi poboljale stanje stabilnosti ili optimalizirale

prethodno predloeno projektno rjeenje (Windsor and Thompson, 1992). Stillborg (Stillborg,

1993) ukazuje na potrebu praenja projekta od projektiranja do izvedbe i eksploatacije kao

jedinstveni proces projektiranja. Naglasak je da je pri tome najvanije da je sveukupna kontrola

svih aktivnosti, od istranih radova, projektiranja preko izvedbe i praenja ponaanja (mjerenja) u

rukama jednog inenjera, u ulozi projektanta i nadzornog inenjera, bez ega nije mogue

osigurati adekvatno praenje i osiguranje potrebnih mjera ojaanja stijenske mase.

Druga faza projektiranja svodi se na praenje izvedbe radova tijekom iskopa i podgraivanja

zasjeka te pri tom praenja svih potrebnih aktivnosti koje moraju osigurati nesmetano odvijanje

radova u traenim granicama stabilnosti zasjeka. Sveukupna aktivnost podrazumijeva provoenje

strunog i geotehnikog nadzora, monitoringa u obimu predvienom projektom,

inenjerskogeolokog praenja i kartiranja izvrenog iskopa s prateim klasifikacijama stijenske

mase te ispitivanja vrstoe stijenske mase tijekom izvoenja radova na zasjecanju. Na temelju

gornjih podataka odreuje se procedura aktivnog projektiranja tijekom izvoenja radova na

iskopu i osiguranju stabilnosti stijenskog zasjeka (Arbanas, 2002):

1.Iz podataka inenjerskogeolokog kartiranja utvruje se stvarno stanje stijenske mase

na otvorenom pokosu, znatno tonije nego u toku geotehnikih istranih radova. Na osnovi

provedenog inenjerskogeolokog kartiranja potvruje se mogui mehanizam sloma u zasjeku i

elementi za klasifikaciju stijenske mase.



2.Iz podataka ispitivanja vrstoe stijenske mase upotpunjuju se podaci za provoenje

klasifikacije stijenske mase (Bieniawski, 1989). Na osnovi provedene klasifikacije, usvajaju se

proraunski parametri vrstoe stijenske mase (Hoek, 1993; Hoek et al., 1995).

3.Iz rezultata mjerenja (geodetsko mjerenje uspostavljenje mree repera, pomaci

izmjereni inklinometrima i ekstenzometrima-deformetrima) dobivaju se podaci koji omoguuju

odreivanje stvarnih modula deformabilnosti stijenske mase.

3.Iz rezultata ispitivanja tapnih sidara (ISRM, 1981) odreuje se ponaanje ugraenih

sidara u podruju projektirane radne sile tapnog sidra. U kombinaciji s izmjerenim pomacima

provedenim odgovarajuim mjerenjima, odreuje se raspodjela sila u sidru u odreenim fazama

iskopa zasjeka u stijenskoj masi.

5.Dobiveni podaci omoguuju provoenje povratnih analiza ponaanja stijenske mase.

Povratnom analizom stanja naprezanja i deformacija s usvojenim parametrima vrstoe stijenske

mase na osnovi provedene klasifikacije i izmjerenim pomacima utvruju se stvarni moduli

deformabilnosti stijenske mase. Na osnovi izmjerenih pomaka i utvrenih krutosti ugraenih

tapnih sidara odreuju se vrijednosti aktiviranih sila u ugraenim tapnim sidrima. Utvrene

vrijednosti sila u sidrima omoguuju provoenje analiza stabilnosti zasjeka, najee jednom od

metoda analize granine ravnotee. Rezultat provedene analize je stvarna stabilnost stijenskog

zasjeka ojaanog tapnim sidrima izraena faktorom sigurnosti.

Predloena procedura utvrivanja stvarnih faktora sigurnosti zasjeka (Arbanas, 2002), analizirana

je na primjeru stijenskog zasjeka ojaanog tapnim sidrima na graevini Garano-stambeno-

poslovnog kompleksa Zagrad u Rijeci (Arbanas, 2002; Arbanas et al., 2003; Arbanas, 2003).

Tijekom izvoenja radova na osiguranju stijenskih pokosa potrebno je uspostaviti sustav mjerenja

i praenja ponaanja stijenske mase u pokosu, a kroz geotehniki nadzor i kontinuirano praenje

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 tapnih sidara, potrebno je provediti povratne analize stanja naprezanja i deformacija,

kojima se variranjem deformacijskih znaajki stijenske mase usklauju veliine izmjerenih i

raunskih pomaka na zasjeku. Analize se provede odgovarajuim softverskim paketima, koristei

uvjete koje programski paket omoguuje. tapna sidra se pri tom u pravilu modeliraju kao

strukturalni elementi ije je ponaanje odgovarajue ponaanju sidara odreena testovima upanja

sidara in situ.



Provedenim analizama je pokazano (Arbanas, 2002) da se u smislu boljeg iskoritenja ugraenih

tapnih sidara treba koristiti tehnologija graenja koja e obuhvatiti male etae iskopa u

vertikalnom i horizontalnom smislu uz mogunost brze ugradnje tapnih sidara i podgradnog

sustava. Na taj nain sprjeava se veliki dio prostornog rastereenja stijenske mase zasjeka pa

ugraena tapna sidra preuzimaju vei dio optereenja uslijed deforamacija nastalih iskopom

etae na kojoj su ugraena. Iskopom veeg dijela iskopa na horizontalnoj etai omoguuje se

prostorno rastereenje te deformacije nastaju u periodu dok sidra nisu ugraena ili injekcijska

smjesa nije dovoljno ovrsla da preuzme optereenja. Uslijed toga dolazi do pojave nepovoljnih

pukotina u injekcijskoj smjesi, a sidra se aktiviraju tek nastankom deformacija iskopom nove

vertikalne etae.

Na osnovi provedenih povratnih analiza odreuje se stanje napona i deformacija u zasjeku, a

odreivanjem raunskih pomaka toaka na pokosu utvruju se raunske veliine pomaka u

ugraenim tapnim sidrima. Preko raunskih vrijednosti pomaka pojedinih tapnih sidara i

usvojenih veliina krutosti tapnih sidara koritenih u modelu, povratno se odreuju vrijednosti

aktiviranih sila u tapnim sidrima. Izraunate sile u tapnim sidrima omoguuju proraun

stabilnosti pokosa jednom od metoda analize granine ravnotee, kojima se prikazuje stvarni

utjecaj tapnih sidara na stabilnost pokosa stijenskog zasjeka.

Unoenje raunskih sila tapnih sidara u geotehniki model ne opisuje realno stanje napona u

zasjeku tijekom izvoenja radova i po zavretku graevine, a s tim niti stanje stabilnosti pokosa.

tapno sidro u trenutku ugradnje praktino ne doprinosi ojaanju stijenske mase sve do pojave

deformacije kojima sidra preuzimaju optereenja, a veliina deformacije odreuje veliinu

preuzetog optereenja odnosno silu u tapnom sidru. Utjecaj tapnih sidra direktno je ovisan o

deformaciji tapnog sidra, a proporcionalno deformaciji i o aktiviranoj sili u tapnom sidru

(Arbanas, 2002; Arbanas 2003).

Izraunati faktor sigurnosti zasjeka s uneenim vrijednostima raunskih sila u sidrima predstavlja

mogui faktor sigurnosti kad bi se realizirala raunska sila u svim tapnim sidrima u zasjeku.

Meutim, stvarne sile u ugraenim tapnim sidrima su znaajno razliite i ovisne su o deformaciji

stijenskog pokosa i samog sidra. S obzirom da analize u metodama analize granine ravnotee

ovise o raspodjeli stanja naprezanja du plohe sloma, takoer je znaajan utjecaj tapnog sidra na

promjenu tanja naprezanja u pokosu. Analiza stabilnosti pokosa zasjeka mora se provesti sa



silama u tapnim sidrima ostvarenim u interakciji tapnog sidra i okolne stijenske mase uslijed

deformacija nastalih iskopom, a postignuti faktor sigurnosti za kritinu kliznu plohu predstavlja

stvarni faktor sigurnosti zasjeka ojaanog tapnim sidrima.

Odreivanje faktora sigurnosti kojim se potvruje traena stabilnost zasjeka nije mogue

provoditi samo metodama analize granine ravnotee stabilnosti zasjeka u koju se ukljuuju

raunske vrijednosti nosivosti tapnih sidara. Za odgovarajue projektiranje podgradnih mjera

zasjeka nuno je uz metode analize granine ravnotee stabilnosti zasjeka koristiti i analize stanja

naprezanja i deformacija kojima e se ve u fazi projektiranja moi ocijeniti doprinos pojedinih

tapnih sidara u ukupnoj stabilnosti zasjeka u stijenskoj masi (Arbanas, 2002). Iz izraunatih

vrijednosti pomaka mora slijediti i odabir odgovarajuih tapnih sidara i podgradnog sklopa.

Sve prethodno ukazuju na potrebu dodatnog unoenja sile u tapno sidro, to veina tipova

tapnih sidara svojom konstrukcijom i omoguuje. Unoenje sila u tapna sidra u veini sluajeva

omoguila bi znatno podizanje vrijednosti faktora sigurnosti ojaanog stijenskog zasjeka, znatno

viu iskoristivost ugraenih tapnih sidara te veu pouzdanost podgradnog sustava. To je mogue

uz pretpostavke detaljnog poznavanja ponaanja stijenske mase zasjeka i ugraenih tapnih sidara

u svim fazama iskopa iskopa i podgraivanja, provoenjem mjerenja i promatranja koje e

omoguiti provedbu odgovarajuih povratnih analiza. Detaljno poznavanje stanja stijenskog

pokosa u smislu poznavanja stanja naprezanja, nastalih deformacija u stijenskoj masi i tapnim

sidrima te raspodjela aktiviranih sila u svim elementima tapnih sidara, omoguuje dodatne

koritenja tapnih sidara u ojaanoj stijenskoj masi.

Detaljno poznavanje stanja ojaane stijenske mase zasniva se na konceptu aktivnog projektiranja

kao druge faze projektiranja kroz odgovarajua mjerenja i promatranja te druga ispitivanja. Taj

sustav omoguuje provoenje tonijih analiza na osnovi rezultata in situ mjerenja, te s tim i

modifikacije projektiranih podgradnih sustava radi postizanja zadovoljavajuih uinaka

podgraivanja. Rezultati provedenih in situ mjerenja uglavnom korigiraju provedene projektne

analize stanja naprezanja i deformacija usvajajui deformacijske znaajke stijenske mase i

stijenske mase ojaane tapnim sidrima dobivene provedenim povratnim analizama.

Provedena mjerenja omoguuju izradu modela ponaanja interakcije tapnog sidra i stijenske

mase u okoliu u uvjetima vanjskog optereenja tapnog sidra kao i u uvjetima preuzimanja sile u



tapnom sidru uslijed deformacije stijenske mase. Modeli tapnih sidara moraju se zasnivati na

provedenim mjerenjima deformacije tapnog sidra tijekom optereivanja tapnog sidra vlanom

silom pri standardnim testovima upanjima sidara (ISRM, 1981), te tijekom poveanja

deformacija stijenske mase i sidra uslijed iskopa u stijenskoj masi. Modeliranje ponaanja tapnih

sidara i stijenskih zasjeka ojaanih tapnim sidrima potrebno je provoditi numerikim modelima

koji omoguuje uspostavu sloenijih interakcijskih veza tapno sidrostijenska masa, pri emu je

nuno uspostaviti modele koji mogu opisati izrazito nelinearno ponaanje tapnih sidara.

Na osnovi uspostavljenih odnosa stanja naprezanja i deformacija iz rezultata mjerenja in situ u

ranim fazama izvedbe graevine, ali rezultatima mjerenja ponaanja tapnih sidara na ve

izvedenim graevinama u slinim geotehnikim uvjetima stijenske mase, omoguuje se

predvianje ponaanja ojaanja stijenske mase u kasnijim fazama graenja. Time su omoguene

pravovremene intervencije u podgradnim sklopovima na ojaanim stijenskim zasjecima, kao i

mogunosti unoenja dodatnih sila u tapna sidra radi postizanja uinkovitijih podgradnih

sustava. Posljedica toga je sigurniji i ekonominiji nain podgraivanja stijenske mase.

S obzirom na prethodno navedeno, za potrebe razmatranja ojaanja stijenske mase tapnim

sidrima, nuno je detaljno poznavanje ponaanja kako tapnih sidara, tako i sredine u koji se ista

ugrauju. U nastavku rada daje se pregled sadanjeg stanja saznanja o ponaanju stijenske mase

prikazom klasifikacija stijenske mase, kriterija vrstoe stijenske mase i diskontinuiteta u

stijenskoj masi i kriterija za odreivanje deformabilnosti stijenske mase. Ponaanje ojaane

stijenske mase dano je pregledom najee koritenih sustava ojaanja stijenske mase i pojedinih

elemenata sustava pri emu je naglasak dan na tapna sidra.



2. KLASIFIKACIJE STIJENSKE MASE

Razmatranje modeliranja ponaanja tapnih sidara u stijenskoj masi nije mogue bez detaljnog

opisa ponaanja stijenske mase. Radi toga je nuno dati pregled klasifikacija stijenske mase, kao

postupaka za opisivanje stijenske mase, koje slue kao podloge za utvrivanje znaajki stijenske

mase te projektiranje zahvata u stijenskoj masi. Osnovni parametri za bilo koji tip analize

stijenske mase, a naroito onih u kojima kao elementi sudjeluju i tapna sidra, su znaajke

vrstoe i deformabilnosti stijenske mase. Predmetne znaajke svakako su ovisne o raspucalosti

stijenske mase i znaajkama diskontinuiteta u stijenskoj masi. O orijentaciji i znaajkama

diskontinuiteta, ali i znaajkama cjelokupne stijenske mase ovisi stabilnost zasjeka u stijenskoj

masi.

U nastavku se daje pregled sadanjih saznanja o predmetnim temama i to: klasifikacijama

stijenske mase, vrstoi stijenske mase i diskontinuiteta u stijenskoj masi te deformabilnosti

stijena i stijenske mase.

Osnovni pristup analizi problema ponanja stijenske mase u svakom od geotehnikih zahvata u

stijenskoj masi zasniva se na poznavanju znaajki stijenske mase. Znaajke stijenske mase u

pravilu se oslanjaju na empirijski opis znaajki zasnovan na nekoj od klasifikacija stijenske mase.

Koritenje klasifikacija stijenske mase omoguuje stvaranja predodbe o znaajkama vrstoe i

deformabilnosti stijenske mase (Hoek, 2000).

Klasifikacija stijenske mase ne moe i ne smije zamijeniti proces projektiranja zahvata u

stijenskoj masi. Projektiranje zahvata u stijenskoj masi zahtijeva detaljno poznavanje stanja in

situ stanja naprezanja, znaajki stijenske mase, uvjeta stanja podzemne vode unutar stijenske

mase, kao i redoslijed izvedbe planiranih iskopa, a veina istih podataka nije poznata u ranoj fazi

projektiranja. S gornjim podacima mogue je, koristei klasifikacije stijenske mase, izraditi

odgovarajue analize i projekte geotehnikih zahvata za specifine znaajke pojedine lokacije.

Klasifikacije i identifikacije stijenske mase razvijaju se ve vie od stoljea od kako je Ritter

(Ritter, 1879) pokuao usvojiti empirijski pristup projektiranja tunela kojim se odreuje i

potreban podgradni sustav, koji osigurava stabilnost iskopa. Razliku izmeu klasifikacija i



identifikacija stijenske mase odreuje Bieniawski (Bieniawski, 1979), tako da klasifikaciju

odreuje kao postupak grupiranja na osnovi meusobnih odnosa znaajki, a identifikaciju kao

postupak pridruivanja odgovarajuoj grupi prethodno opisanoj utvrenom klasifikacijom.

Naziv klasifikacije stijena pri samim poecima inenjerske geologije koristi se uz pridruivanje

mehanikih znaajki. Slijedi klasifikacija koja stijenskoj masi pridruuje opis troenja stijenske

mase. Pokazuje se korisnom u sluaju stijenskih masa podlonih troenju kao to je fli, kao

kvalitativni pokazatelj stanja stijenske mase, ali uz brojne nedostatke u sluaju nepoznavanja

veliina pojedinih znaajki stijenske mase. U novije vrijeme u stijenskim masama podlonim

brzom troenju stijenske mase, uvodi se drugaiji pristup (Hoek et al., 1998; Marinos and Hoek,

2001; Marinos, 2003).

Prve klasifikacije zasnovane su na samo jednoj znaajki stijenske mase i pokazale su se kao

nedostatne za odgovarajui opis ponaanja stijenske mase. Jednovarijantne klasifikacije

nadopunjavale su se multivarijantnim, pri emu je glavni doprinos razvoju klasifikacija

predstavljao usvojeni odgovarajui odnos vrijednosti pojedinih znaajki unutar klasifikacije

stijenske mase. Pri tome su koritena iskustva ponaanja stijenske mase utvrena gradnjom tunela

i izvoenjem podgradnih sustava u tunelima.

Kao najpoznatija rana klasifikacija stijenske mase je Terzaghijeva klasifikacija (Terzaghi, 1936),

zasnovana na optereenju stijenske mase, koja se odlinom pokazala i odrala u USA vie od 35

godina pri izgradnji tunela u uvjetima izvedbe u kojima je stvorena (Bieniawski, 1989).

Klasifikacija je tijekom vremena modificirana i odreeni su i novi klasifikacijski sustavi (Deere et

al., 1970). Novi klasifikacijski sustavi usvojili su nova dostignua u tehnologiji podupiranja

stijenske mase, nazivlje, geotehnika sidra i mlazni beton, kao i primjenu za razliite inenjerske

zahvate: tunele, podzemne prostore, zasjeke u stijenskoj masi (kamenolomi i povrinski kopovi),

padine i temeljenje. Osim toga, veina novijih klasifikacija (Wickham et al., 1972; Bieniawski,

1973, 1976, 1989; Barton et al., 1973) razvijena je na osnovi iskustava steenih gradnjom

inenjerskih graevina u stijenskoj masi u koja su bile ukljuene sve komponete

inenjerskogeolokih znaajki stijenske mase. Takoer je ukljuen i utjecaj rastroenosti stijenske

mase, kao i utjecaj podzemne vode, koji su u klasifikacijama dugo bili zanemarivani.

Klasifikacije stijenske mase uspjeno su primjenjivane i prilagoavane u USA, Kanadi, zapadnoj

Europi, junoj Africi, Australiji, Novom Zelandu, Japanu, Indiji, zemljama biveg SSSR-a i



Poljskoj, gdje su razliiti autori razvijali vlastite i prilagoavali postojee klasifikacije lokalnim

uvjetima stijenske mase.

Od brojnih postojeih klasifikacija stijenske mase, sedam najee koritenih klasifikacija

(Bieniawski, 1989) zasluuje posebnu panju, 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);

-Geomehanika 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 praktinu i prvu

racionalnu metodu razvijenu na osnovi mogueg optereenja stijenske mase koje se prihvaa

ugradnjom podgrade od elinih lukova. Predmetni sustav klasifikacije bio je dominantan sustav

u USA za izvoenje radova u tunelogradnji tijekom 50 godina. Prestaje biti prihvatljiv nakon

usvajanja modernih metoda izvoenja radova u tunelogradnji uz koritenja mlaznog betona i

geotehnikih sidara. Poslije detaljnih studija, zakljueno je (Cecil, 1970) da Terzaghijeva

klasifikacija previe generalizira objektivno stanje kvalitete stijenske mase, a to ne daje

kvantitativnu informaciju o znaajkama stijenske mase.

Znaaj Terzagijeve klasifikacije je doprinos opisu pojedinih znaajki stijenske mase koje daju

presudan utjecaj na ponaanje stijenske mase, naroito u uvjetima u kojima geostatiki naponi

imaju presudan utjecaj. Jasne definicije i praktini komentari ukljueni u pojedini opis znaajki

stijenske mase dali su predloak tipa inenjerskogeolokih informacija potrebnih za inenjersko

projektiranje. Pri tome je znaajno uvoenje 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),



raspadnute stijenske mase (crushed rock), stijenske mase podlone skupljanju (squeezing rock) i

stijenske mase podlone bubrenju (swelling rock).

2.2. LAUFFEROVA KLASIFIKACIJA

Laufferova klasifikacija stijenske mase (Lauffer, 1958) zasnovana je na ranijim saznanjima na

podruju mehanike stijena i tunela oca austrijske kole tunelogradnje Stinija (Stini, 1950). Stini

je naglaavao znaaj strukture stijenske mase. Laufferova klasifikacija stijenske mase predlae

korelaciju izmeu vremena postojanosti stijenskog iskopa nepodgraenog raspona u odnosu na

razliite klase stijenske mase. Vrijeme postojanosti nepodgraenog raspona predstavlja vrijeme u

kojem tunelski neodgraeni raspon moe stajati bez podgraivanja. Nepodgraeni raspon

predstavlja irinu tunelskog iskopa ili udaljenost od izvedene podgrade do lica iskopa ukoliko je

isti raspon manji od raspona iskopa. Pri tome brojni utjecaji, kao to su orjentacija osi tunela u

odnosu na strukturni sklop stijenske mase, nagib u poprenim presjecima, metoda iskopa i

metoda podgraivanja, utjeu na predloeni odnos. Laufferova originalna klasifikacija mijenjana

je u vie navrata, pogotovo 1973. godine (Pacher at al., 1973), to vodi k razvoju New Austrian

Tunneling Method (NATM).

Znaaj Laufferove klasifikacije ili koncepta vremena nepodgraenog iskopa je u zahtjevima na

skraenje vremena potrebnog za ugradnju podgrade. Na primjer, iskop tunela malog raspona koji

se koristi kao pilot tunel ispred glavne tunelske prostorije, moe se izvesti uz izvedbu minimalne

podgrade u duem vremenskom periodu, dok iskop tunela velikog raspona u istoj stijenskoj masi

ne moe biti stabilan bez trenutne ugradnje podgradnog sustava.

Nova austrijska metoda iskopa tunela (NATM) ukljuuje brojne tehnike osiguranja stabilnosti

iskopa u stijenskoj masi u kojoj je vrijeme prije pojave sloma ogranieno kao i u stijenskim

masama, gdje stabilnost stijenske mase oko izvrenog iskopa nije vremenski ovisna.



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 sadri

odlomke duine 100 mm (3 incha) ili due u ukupnoj duini izbuene jezgre. Za odreivanje

vrijednosti RQD, International Society for Rock Mechanics (ISRM) odreuje promjer jezgre

barem NX (53.7 mm ili 2.15 inchi) buen s dvostrukom srnom cijevi.

Predloen je slijedei odnos izmeu RQD indeksa i kvalitete stijene (Deere, 1968):

RQD (%) Kvaliteta stijene

< 25 vrlo slaba

25 50 slaba

50 75 povoljna

75 90 dobra

90 100 odlina

Toan postupak mjerenja i izraunavanja vrijednosti RQD dan je na Slici 2.1.



L=38 cm

L=17 cm

L=0

L=20 cm

L=35 cm

Lom jezgre uzrokovan

L=0

buenjem

L=2

m

Nije izvaenajezgra

RQD =duina odlomaka jezgre due od 10 cm

ukupna duina jezgre

( 38 + 17 + 20 + 35 ) x 100RQD =

200= 55%

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

S obzirom na izvornu definiciju odreivanja RQD indeksa na jezgri NX promjera 53.7 mm,

tijekom godina je predloeno vie korekcijskih faktora za izraunavanje RQD za razliite

promjere jezgre (buenja). Najpopularniji pristup je da se kao granina vrijednost mjerenih

odlomaka jezgre odredi dvostruka vrijednost promjera jezgre. To je naroito znaajno za manje

promjere jezgre (buenja), kod kojih se granina vrijednost mjerenih odlomaka jezgre smanjuje

ispod 100 mm, a razlog tome je vea osjetljivost jezgre manjeg promjera na pucanje uslijed

buenja i rukovanja. Ipak, prevladava miljenje da se granina vrijednost od 100 mm moe

koristiti za sve veliine promjera jezgre ukoliko se prilikom mjerenja iskljuuju oteenja jezgre

nastala buenjem i rukovanjem (Milne et al., 1998). Jedini sluaj pri kojem treba korigirati

granine vrijednosti 100 mm je onda, kada nije mogue razlikovati prirodno nastale slomove

jezgre od onih uzrokovanih buenjem.

Procjena vrijednosti RQD indeksa esto je potrebna na lokacijama na kojima je provedeno

inenjerskogeoloko kartiranje. U tim podrujima nije potrebno koristiti jezgru iz buotine



ukoliko se bolja slika stijenske mase moe dobiti inenjerskogeolokim kartiranjem. U tom

sluaju preporuuju se dvije metode procjene RQD indeksa:

(a) Iz kartiranja na povrini (npr. zasjek u stijenskoj masi) moe se dobiti prosjena udaljenost

pukotina (broj pukotina podijeljen s duinom intervala na kojem je kartiranje izvreno).

Bieniawski je (Bieniawski, 1989), na osnovi prethodnog rada Priesta i Hudsona (Priest and

Hudson, 1976), dao vezu izmeu prosjene udaljenosti pukotina i RQD, Slika 2.2.

Potrebno je naznaiti da maksimalna mogua vrijednost RQD indeksa dobivena na osnovi

mjerenja razmaka pukotina prema Bieniawskom odgovara u potpunosti odnosu predloenom

prema Priestu i Hudsonu. Vrijednost RQD indeksa moe se odrediti na osnovi prosjenog

razmaka pukotina prema slijedeem izrazu (Priest and Hudson, 1976):

)11.0(100 1.0 += eRQD (2.1)

gdje je

= 1 / (uestalost pukotina).



10

Glavni razmak diskontinuiteta (mm)

20 30 40 60 100 200 600 20000

10

20

30

40

60

70

80

100

90

50

RQ

D (%

)

8 11

16

21

25 27

30

35 40

max RQD

min RQD

16 - kombinirana vrijednost RQD i razmaka pukotina po pojedinom podruju

- prosjena vrijednost

Slika 2.2 Odnos izmeu razmaka diskontinuiteta i RQD indeksa (Bieniawski, 1989)

Korelacija razmaka pukotina i prosjenog RQD indeksa iz diagrama vodi ka konzervativnim

procjenama. Prihvatljiviji je dani izraz. Takoer nije naznaeno da je odnos vezan i na nagib

pukotina u odnosu na kartirani presjek.

(b) Na osnovi rezultata prostornog kartiranja stijenske mase mogue je stvoriti trodimenzionalnu

sliku razmaka pukotina. Palmstrom (Palmstrom, 1982) je predloio da se u sluaju nedostatka

podataka o stijenskoj masi dobivenih buenjem, RQD indeks moe odrediti iz utvrenog broja

pukotina (diskontinuiteta) vidljivih na povrini po jedinici volumena stijenske mase. Palmstrom

odreuje veliinu Jv kao broj pukotina prisutan u prostornom metru stijene:

= )1( iv SJ (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 slijedeem izrazu:



vJRQD 3.3115 = (2.3)

gdje je RQD u postocima i Jv 3.5.

Cording i Deere (Cording and Deere, 1972) su pokuali uspostaviti odnos izmeu RQD i

Terzaghijeve klasifikacije. Ustanovili su da je Terzaghijeva klasifikacija ograniena na tunele

podgraene elinim podgradama i nije primjenjiva za mogunost upotrebe podgradnog sklopa

uz upotrebu geotehnikih sidara. Merritt (Merritt, 1972) je utvrdio da RQD indeks moe imati

znaajnu vrijednost pri odabiru adekvatne podgrade u tunelima u stijenskoj masi. Usporeeni su

kriteriji podgradnih sustava prema predloenoj 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 istranih buotina

te kao jedan od osnovnih elemenata obje glavne klasifikacije stijenske mase: RMR i Q

klasifikacije.

Bez obzira to je RQD jednostavna i relativno jeftina metoda odreivanja 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 vei od 1.0 m. Problemi se javljaju i pri koritenju

RQD indeksa za stijensku masu vrlo slabe kvalitete. U osnovi, RQD predstavlja praktian

parametar za opis stijenske mase zasnovan na mjerenju postotka jezgre dobre stijenske mase u

buotini (Deere and Deere, 1988).

2.3. ROCK STRUCTURE RATING KLASIFIKACIJA (RSR)

RSR koncept, kao model za predvianje 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 predloen nakon Terzaghijeve



klasifikacije. U razvoju ove klasifikacije koriteni su podaci o izvedbi tunela u stijenskoj masi

kod kojih je veina malog raspona izvedena sa elinom podgradom. RSR klasifikacija je ujedno

i prva koja je usvojila mlazni beton kao sustav podgrade. Unato svojih ogranienja, 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 vie svojih dijelova.

To je kvalitativna klasifikacija za razliku od Terzaghijeve, usvaja vie parametara stijenske mase

za razliku od jednog parametra kao to je RQD indeks ogranien kvalitetom jezgre iz buotine, a

za razliku od Laufferove i drugih klasifikacije proizalih iz iste, zasnovana je na praktinim

iskustvima proizalim iz kvalitete stijenske mase, koja su rezultirala podacima kao to su vrijeme

potrebno za ugradnju podgrade i potreban tip podgrade (Bieniawski, 1989).

Glavna znaajka RSR sustava bila je da isti sustav predstavlja sustav bodovanja stijenske mase.

Sam sustav predstavlja zbroj vrednovanja pojedinih parametara usvojenih u sustavu klasifikacije.

Drugim rjeima, usvojen je odnos relativnih vanosti (vrijednosti) pojedinih klasifikacijskih

parametara. RSR sustav je zasnovan na osnovi podataka iz izvedenih graevina, kao i brojnih

radova o razliitim aspektima pristupu izvedbe tunelskih podgrada.

RSR sustav usvaja dvije glavne kategorije faktora koji utjeu na ponaanje stijenske mase u

tunelima: geoloki parametri i parametri podgradne konstrukcije. Geoloki parametri su: a) tip

stijenske mase, b) prosjean razmak pukotina, c) orijentacija pukotina (nagib i smjer), d) tip

diskontinuiteta, e) glavni smjer rasjeda, smicanja i preklapanja f) znaajke stijenske mase, g)

troenje ili alteracija. Pri tom su pojedine znaajke promatrane odvojeno, a pojedine skupno.

Parametri podgradne konstrukcije su: a) veliina (raspona) tunela, b) smjer napredovanja tunela,

c) metoda iskopa.

Numerika veliina 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 geoloke strukture zasnovana na:



a) Porijeklu tipa stijena (magmatska, metamorfna, sedimentna)

b) Tvrdoi stijenske mase (tvrda, srednja, meka, raspadnuta)

c) Geolokoj strukturi (masivna, slabo raspucala, srednje raspucala, jako raspucala)

2. Parametar B, Geometrija: Efekt poloaja pukotina uz potivanje smjera napredovanja tunela

zasnovana na:

a) Razmaku pukotina

b) Orjentaciji pukotina (nagib i smjer pruanja)

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 numerikih vrijednosti odreenih za pojedini parametar.

Ukupna suma RSR moe imati maksimalnu vrijednost 100. Vrijednost RSR povezuje kvalitetu

stijenske mase s potrebnom podgradom. Pri tome su krivulje kojima se odreuje tip potrebne

podgrade zavisne od naina izvoenja (iskopa) i raspona tunela. Na Slici 2.3 dana je procjena

potrebne podgrade za tunel raspona 23 ft (7.30 m) krunog poprenog presjeka u zavisnosti od

vrijednosti RSR (Wickham et al., 1972). Vano je napomenuti da se pri tom tapna sidra i mlazni

beton koriste zajedno.



Tabela 2.1 Rock Structure Rating, Parametar A: Opa geologija prostora (Wickham et al., 1973)

vrste 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 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

Osnovni tip stijene

Geoloka struktura

Tabela 2.2 Rock Structure Rating, Parametar B: Poloaj pukotina, smjer izvedbe (Wickham et al., 1973)

Zajedniki

Prosjean razmak pukotina Vodoravan Nagnut Vertikalan Nagnut Vertikalan Vodoravan Nagnut Vertikalan

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

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

Nagib znaajnih pukotina

Smjer iskopa

Smjer pruanja okomit na os Smjer pruanja paralelan s osi

Smjer iskopa

Ostali smjeroviSuprotno nagibu pukotinaS nagibom pukotina

Nagib znaajnih pukotina

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

Tabela 2.3 Rock Structure Rating, Parametar C: Podzemna voda, stanje pukotina (Wickham et

al., 1973)

Oekivani dotok vode

gpm/1000 ft tunela Dobro Povoljno Slabo Dobro Povoljno Slabo

Nikakav 22 18 12 25 22 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

13 - 44 45 - 75

Stanje pukotina

Suma parametara A + B

Stanje pukotina: dobro=zatvorene ili cementirane, povoljno=slabotrone ili promjenjive, slabo=znaajno oteene,

promjenjive ili otvorene



Razmak eline podgrade (feet)

10

0 1 2 3 4 5 6 7 8

20

30

40

50

60

70

Razmak tapnih sidara (feet)Debljina mlaznog betona (inches)

RS

RMlazni beton

1 inch diametarsidara

Granica uporabeeline podgradei sidara

8 WF 48

8 WF 31

6 WF 20

Slika 2.3 RSR procjena potrebne podgrade za tunel krunog presjeka promjera 23 ft (7.30 m)

(Wickham et al., 1972)

RSR koncept je vrlo uspjena metoda za odreivanje podgrade od elinih lukova u stijenskoj

masi, ali se ne moe preporuiti za odabir kombinacije mlaznog betona i tapnih sidara. Ova

metoda danas se rijetko koristi (uglavnom u USA), ali je tijekom svoje primjene koritena na

velikom broju izvedenih tunela. Treba napomenuti da definicije pojedinih parametara koji se

koriste u klasifikaciji nisu jasno odreene, ne koriste se u obiajenim standardnim opisima

pukotinskih sustava, te mogu izazvati odreene zabune tijekom odabira adekvatnih parametara

(Bieniawski, 1989).

2.5. GEOMEHANIKA KLASIFIKACIJA (RMR)

Geomehanika klasifikacija ili RMR klasifikacijski sustav (Rock Mass Rating System), razvio je

Bieniawski tijekom 1972. i 1973. godine u Junoj Africi, kao sustav karakterizacije stijenske

mase i projektiranje podgradnog sustava za tunele (Bieniawski, 1973). Detalji primjene ovog



sustava opisani su u radu Bieniawskog 1976. godine (Bieniawski, 1976). Tijekom godina

klasifikacija je mijenjana na osnovi rezultata primjene i provjere na veem broju podzemnih

graevina u razliitim geolokim sredinama i uvjetima te prilagoavana meunarodnim

standardima i procedurama (Bieniawski, 1979). Brojni drugi autori koji su koristili predmetnu

klasifikaciju, doprinijeli su svojim zapaanjima na osnovi iskustva pri izvoenju tunela,

podzemnih prostora, kamenoloma i rudnika, padina i temeljenja, te je Bieniawski 1989. godine

predloio posljednju promjenu RMR sustava (Bieniawski, 1989). S obzirom na dvije inaice

predmetnog sustava uz koje se veu pojedina istraivanja, vano je naglasiti postojanje razlike

inaica iz 1976. (RMR1976) i 1989. godine (RMR1989).

Klasifikacijska procedura zasniva se na odreivanju slijedeih est parametara:

1.Jednoosna vrstoa 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 pojedinane strukturne regije koje se

klasificiraju odvojeno od drugih. Granice ovih regija su u pravilu odreene znaajnijim

strukturnim pojavama kao to su rasjedi, zdrobljene zone ili promjene tipa stijenske mase. U

pojedinim sluajevima, promjene uzrokovane znaajnijim promjenama u razmaku diskontinuiteta

ili znaajki, a unutar istog tipa stijenske mase, mogu uzrokovati podjele u manje dijelove

strukturnih regija.

Geomehanika ili RMR klasifikacija prezentirana je Tabelom 2.3. kojom su dane vrijednosti

gornjih est parametara.



Predmetni bodovi se sumiraju i ukupna suma daje vrijednost RMR. Kako je ve reeno RMR

klasifikacija se tijekom vremena i poveanjem raspoloivih podataka mijenjala, a najvei utjecaj

u promjeni pojedinih odnosa bodova je teina znaaja pridodana utjecaju razmaka diskontinuiteta

(pukotina), stanju diskontinuiteta (pukotina) i podzemne vode. U Tabeli 2.5. dan je pregled

razvoja RMR klasifikacije kroz promjene znaaja pojedinih parametara (Milne et al., 1998).



Tabela 2.4 Rock Mass Rating System-RMR klasifikacija, (Bieniawski, 1989)

vrstoa Indeks vrstoe

intaktne u toki

stijene Jednoosna

( MPa ) tlana vrstoa

15 12 7 4 2 1 0

90 - 100 75 - 90 50 - 75 25 - 50

20 17 13 8

> 2 m 0,6 - 2 m 200 - 600 mm 60 -200 mm

20 15 10 8

Vrlo hrapave Neznatno hrapave Neznatno hrapave Sliske povrine ili Mekana ispuna > 5 mm

povrine povrine povrine 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 rastroene jako rastroene

Rastroeni

30 25 20 10

Dotok na 10 m

duljine tunela ( l/m)

Odnos tlaka puk.

vode i veeg

gl. naprezanja

Opi uvjeti kompletno suho vlano mokro kapanje

15 10 7 4

Vrlo povoljna Povoljna Dobra Nepovoljna

Tuneli i rudnici 0 -2 -5 -10

Temelji 0 -2 -7 -15

Kosine 0 -5 -25 -50

100-81 80-61 60-41 40-21

I II III IV

Vrlo dobra stijena Dobra stijena Povoljna stijena Slaba stijena

I II III IV

20 god/15 m raspona 1god/10 m raspona 1 tj/ 5 m raspona 10 h/ 2,5 m raspona

>400 300-400 200-300 100-200

>45 35-45 25-35 15-25

Prosjeno vrijema postojanosti

Kohezija stijenske mase (kPa)

Kut trenja stijenske mase

30 min/ 1 m raspona


5 mm

0Bodovi

Bodovi

Zijev diskontinuiteta

Bodovi

Hrapavost diskontinuiteta

Bodovi

Ispuna diskontinuiteta

E.Vodi za klsifikaciju stanja diskontinuiteta

Duljina diskontinuiteta (m)

Tabela 2.5 Razvoj RMR klasifikacije (Milne et al., 1998)

a Tabeli 2.3., parametri RMR klasifikacije grupirani su u pet odvojenih podruja vrijednosti.

lokupne klasifikacije, znaaj pojedinih

parametara pridruena je i razliitoj vrijednosti bodova, pri emu vei broj bodova odreuje bolje

vjete stijenske mase. U Tabeli 2.3. su svakoj grupi pridruene prosjene vrijednosti, dok za

nije vrijednosti Bieniawski (Bieniawski, 1989) daje dijagrame (jednoosna vrstoa stijenskog

Iskop u smjeru nagiba Iskop u smjeru nagibadiskontinuiteta 45-90o diskontinuiteta 20-45o

Vrlo povoljno Povoljno Vrlo nepovoljno Dobro

Iskop u smjeru suprotnom od Iskop u smjeru suprotnom od nagiba diskontinuiteta 45-90o nagiba diskontinuiteta 20-45o

Dobro Nepovoljno Dobro

Nagib 0-20o bez obzira na pruanje

F.Efekt orijentacije diskontinuiteta u tunelogradnji

Pruanje okomito na os tunela Pruanje paralelno s osi tunela

Nagib 45-90o Nagib 20-45o

Parametar 1973. 1974. 1975. 1976. 1989.vrstoa stijenskog materijala 10 10 15 15 15RQD 16 20 20 20 20Razmak diskontinuiteta 30 30 30 30 20Zijev diskontinuiteta 5Kontinuitet pukotina 5Podzemna voda 10 10 10 10 15Troenje 9Stanje pukotina 15 30 25 30Orijentacija pukotina 15Orijentacija pukotina u tunelima 3-15 0-12 0-12 0-12

Godina

Prem

Kako razliiti parametri nisu jednako znaajni u sklopu cje

u

to

materijala, RQD, razmak diskontinuiteta, odnos RQD i razmaka diskontinuiteta).



Na osnovi ukupno dobivene vrijednosti RMR, Bieniawski dijeli stijensku masu na pet kategorija:

vrlo dobra stijenska masa, dobra stijenska masa, povoljna stijenska masa, slaba stijenska masa i

vrlo slaba stijenska masa. S obzirom na kategoriju stijenske mase objavljuje i preporuke za iskop

podgraivanje tunela potkoviastog oblika, raspona 10 m, iskopanog miniranjem stijenske mase

cription of Discontinuities in Rock Masses (ISRM, 1978).

ieniawski, 1989). Na

j nain stvorena je MRMR (Modified Rock Mass Rating) za rudarstvo (Laubscher, 1977, 1983,

niawski and Orr, 1976; Serafim and Pereira, 1983) i analizama

tabilnosti padina u stijenskim masama (Romana, 1985, 1993), koje koriste elemente osnovne

RMR klasifikacije i proiruju se elementima potrebnim za specifine inenjerske probleme.

i

s primarnim vertikalnim napprezanjima u tlu < 25 MPa. Takoer se daje i odnos vremena

stabilnosti nepodgraenog iskopa u tunelima i rudnicima i raspona iskopa za pojedine kategorije

stijenske mase.

Za napomenuti je da klasifikacija slijedi preporuke International Society of Rock Mechanics

(ISRM), prema Komisiji za standardizaciju i klasifikaciju sadranu u Suggested Methods for

Quantitative Des

RMR klasifikacija je originalno stvorena na osnovi iskustva pri gradnji podzemnih graevina.

Rudarska industrija prihvatila je predmetnu klasifikaciju kao relativno konzervativnu te su

predloene brojne modifikacije karakteristine i prihvatljive u rudarstvu (B

ta

1990; Laubscher and Taylor, 1976; Laubscher and Page, 1990). MRMR sadri osnovne RMR

vrijednosti odreene po Bieniawskom, kojima pridodaje u raun i in situ naprezanja, naprezanja

uslijed promjena optereenja i promjene naprezanja te utjecaj miniranja i troenja. Cummings i

drugi (Cummnings et al., 1982) i Kendorski i drugi (Kendorski et al., 1983) takoer su

modificirali originalnu RMR klasifikaciju i stvorili modifikaciju MBR (Modified Basic RMR).

Klasifikacija je zasnovana na iskopima blokova u kamenolomima USA. Uz osnovne parametre

koristi i utjecaj oteenja stijenske mase miniranjem, dodatno izazvanih naprezanja, strukturnih

utjecaja, udaljenosti od fronta iskopa te veliine bloka. MBR predlae i podgradni sustav za

privremenu i trajnu podgradu.

Osim u rudarstvu RMR klasifikacija nala je primjenu pri temeljenju na stijenskim masama kao i

kod analize stabilnosti padina. Pri tom su izvrene i korekcije RMR klasifikacije radi primjene

iste pri temeljenju brana (Bie

s



Romana (Romana, 1985) u svom radu predlae SMR klasifikaciju (Slope Mass Rating). SMR

klasifikacija sastoji se od RMR klasifikacije kojoj se oduzima produkt faktora ovisnih o odnosu

poloaja pukotina padina i dodaje faktor metode iskopa padine. Na osnovi dobivenih vrijednosti

stijenska masa u padini dijeli se u kategorije usvojene u RMR klasifikaciji, a stanju stijenske

ase pridruuje se i kategorija stabilnosti padine i mogui tip sloma u padini. Za razliite

i podgradni sustav. Nedostatak je i to

to klasifikacija ne usvaja nove sustave ojaanja. Meutim, RMR klasifikacija je razvijena na

)

Na osnovi velikog broja analiza i izvedenih tunela (212 tunela) i podzemnih iskopa, Barton, Lien

i Lunde (Barton et al., 1973) s Norvekog geotehnikog instituta predloili su Rock Tunnelling

Quality Index Q klasifikaciju stijenske mase primarno za odreivanje karakteristika stijenske

m

kategorije stijenske mase odreuju se potrebne mjere zatite radi odravanja potrebnog stanja

stabilnosti. Klasifikacija je provjerena na praktinim saznanjima izvoenja velikog broja zasjeka i

prirodnih padina na podruju panjolske (Romana, 1993).

Osnovna prednost RMR klasifikacije je to to je laka za koritenje. Osnovne kritike koje se

odnose na RMR klasifikaciju su one koje ukazuju da je sustav klasifikacije toliko osjetljiv da ve

i male varijacije u kvaliteti stijenske mase mogu utjecati na znaajnu promjenu vrijednosti, to uz

konzervativno tumaenje moe odrediti znaajno drugaij

osnovi sustava promatranja i odreena je njezina primjena, te se ne moe nekritiki primjenjivati

za generalno rjeavanje svih inenjerskih problema.

RMR klasifikacija se ne koristi samo za ono emu je prvotno i bila namjenjena: klasifikaciji

stijenske mase i ispravnom odabiru podgradnog sustava u tunelima. Uspostavljena veza izmeu

RMR klasifikacije te kriterija vrstoe i deformabilnosti stijenske mase daje poseban znaaj ovoj

klasifikacije.

2.6. Q KLASIFIKACIJA (ROCK TUNNELLING QUALITY INDEX



mase

kvalitete stijenske mase koja se opisuje sa est parametara i to:

Rock Quality Designation, indeks kvalitete jezgre stijenske mase

broj skupova pukotina

ma vrijednost

a odre

i odgovarajue tunelske podgrade. Klasifikacija je zasnovana na numerikoj procjeni

1. RQD

2. Jn3. Jr indeks hrapavosti pukotina

3. Ja indeks alteracije pukotina

5. Jw faktor pukotinske vode

6. SRF faktor redukcije naprezanja

Vrijednost indeksa Q varira (u logaritamskom mjerilu) od 0.0001 do 1000, a sa

indeks Q ena je izrazom:

( )( )( )SRFw (2.3) oji se koriste za odrediti vrijednost Q, Barton, Lien

Lunde (Barton et al., 1973) daju slijedea tumaenja:

a cjelokupnu strukturu stijenske mase i na neki nain prezentira

lativnu veliinu bloka. Pri tom je, naravno, uee glinenih estica iskljueno.

-1 (Jr / Ja)0 odgovara vrijednosti

posmine vrstoe pukotina.

ama i parametra

SRF koji predstavlja optereenje rastresene zone u podruju rasjednih zona ili zona stijenske

ase s glinom, naprezanja kod zdravih stijenskih mase ili naprezanja nastala uslijed gnjeenja ili

U Tabeli 2.6. dana je klasifikacija pojedinanih parametara s numerikim vrijednostima.

JJJJRQDRQD arn=

U objanjenju znaenja pojedinih parametara k

i

Kvocijent (RQD / Jn) predstavlj

re

Kvocijent (Jr / Ja) predstavlja veliinu pribline posmine vrstoe izmeu blokova u funkciji

hrapavosti i alteracije pukotina. Ustanovljena je veza u kojoj tan

Kvocijent (Jr / Ja) predstavlja aktivni pritisak kroz odnos pritiska vode u pukotin

m

bubrenja plastinih stijenskih masa.



Tabela 2.6 Klasifikacija pojedinanih parametara u Q-klasifikaciji (Barton et al., 1973)

ujui i 0 )

ima se

azivanje

75-90 RQD u intervalima po 5 ( 100, 95, 90 i.t.d. )

E odlina 90-100

Jn

B jedan skup pukotina 2

C jedan skup pukotina i sluajne pukotine 3 1.Na krianjima tunela koristiti (3.0*Jn)

D dva skupa pukotina 4

E dva skupa pukotina i sluajne pukotine 6 2.Na portalima koristiti (2.0*Jn)

F tri skupa pukotina 9

G tri skupa pukotina i sluajne pukotine 12

etiri ili vie skupova pukotina, sluajne

pukotine, jako ispucala stijenska masa

J razdrobljena stijena slina tlu

b)Kontakt zidova pukotina prije posmika od 10 cm

A diskontinualne pukotina 4 1.Dodati 1,0 ako je srednji razmak kod

B hrapave ili nepravilne, valovite 3 mjerodavnog skupa pukotina vei od 3 m.

C glatke, valovite 2

D skliske, valovite 1,5

E hrapave ili nepravilne, ravne 1,5

F glatke, ravne 1,0

G skliske, ravne 0,5

glinovita ispuna dovoljne debljine da sprijei

kontakt stijenki pukotina

pjeskovita, ljunana ili zdrobljena ispuna dovoljne

debljine da sprijei kontakt stijenki pukotine

Ja Priblini rezidualni kut Rezidualni kut trenja

trenja odnosi se na produkte

zbijena, zacijeljena, vrsta pukotina, alteracije ako postoje

nerazmekavajua, nepropusna ispuna

B nepromijenjen zid pukotine, povrina samo s mrljama 1,0 25-35

neznatno promijenjeni zid pukotine,

nerazmekavajua mineralna prevlaka, pjeskovite

estice, dezintegrirana stijenska mas bez gline i dr.

prainasta ili pjeskovito-glinovita prevlaka, mali dio

glinene frakcije (nerazmekavajua)

prevlaka od glinenih materijala, meka ili s niskim

kutem trenja ( diskontinuirana prevlaka, 1-2 mm ili

manje debljine )

A

D

C

E 8-16

25-30

20-253,00

2,00

4,00

1,0

1,0

0,75

15

3.Indeks hrapavosti pukotina

20

Jr

H

a)Kontakt zidova pukotina

c)Nema kontakta zidova pri posmiku

J

4.Indeks alteracije pukotine

a)Kontakt zidova pukotine

2.Broj skupova pukotina

H

Vrijednost Napomene

RQD 1. Kada se izmjeri RQD


F pjeskovite estice, dezintegrirana stijena bez gline i dr. 4,0 25-30

jako prekonsolidirana nerazmekavajua glinovita

ispuna ( neprekinuta,


Osim napomena iz Tabele 2.6. pri odabiru pojedinih parametara potrebno je obratiti panju i na

slijedee detalje (Barton et al., 1973):

1.U nedostaku podataka dobivenih buenjem, vrijednost RQD indeksa moe se odrediti iz broja

pukotina po jedinici volumena prema izrazu Palmstroma (2.2) (Palmstrom, 1982).

2.Pri procjeni i odabiru parametra Jn koji predstavlja broj skupova pukotina, esto se susree s

pojavom listanja, kriljavosti, plohama cijepanja i slojevitosti. Ova pojava mora se usvojiti kao

skup pukotina. Ukoliko je vidljivo samo nekoliko takvih diskontinuiteta ili uslijed istih pojava

dolazi do povremenih pojava pucanja jezgre, opravdano je iste usvojiti kao sluajne pukotine.

3.Parametri Jr i Ja, koji predstavljaju posminu vrstou pukotina, mjerodavni su za najslabiji

skup pukotina ili glinom ispunjeni diskontinuitet u promatranom podruju. Ukoliko je isti skup

pukotina ili diskontinuitet ispunjen glinom s obzirom na stabilnost pozitivno orijentiran, potrebno

je u usvojiti vrijednosti drugog skupa pukotina ili diskontinuiteta ispunjenog glinom, koji moe

imati vei utjecaj na stabilnost, iako isti ima veu vrijednost Jr / Ja.

3.Ukoliko stijenska masa sadri glinu, faktor SRF (Stress Reduction Factor) usvaja se prema

smanjenom optereenju iz Tabele 2.6, 6a. U tom sluaju je vrstoa intaktne stijenske mase od

c/1 /1 SRFH niska naprezanja, blizu povrine >200 >13 2,5

J srednja naprezanja 200-10 13-0,66 1,0

visoka naprezanja, vrlo zbijena struktura, ( povoljna za

stabilnost, nepovoljna za stabilnost zidova )

L gorski udari slabog intenziteta ( masivna stijena ) 5-2,5 0,33-0,16 5,0-10,0

M gorski udari jakog intenziteta ( masivna stijena )


manjeg znaaja. U suprotnom sluaju, kad je prisutnost pukotina mala i uz gotovo potpuno

odsustvo glinovitog materijala u stijenskoj masi, vrstoa intaktne stijenske mase postaje

mjerodavna, a stabilnost ovisi o odnosu naprezanja u stijenskoj masi i vrstoe stijenske mase,

Tabela 2.6, 6b. Jako izotropna polja naprezanja nepovoljna su za stabilnost i potrebno je

procijeniti njihov utjecaj u skladu s napomenama u Tabeli 2.6, 6.

5.Tlana (ISRM, 1979) i vlana vrstoa intaktne stijene (c i t) treba biti ispitana u smjeru mjerodavnom za stabilnost stijenske mase. To je posebno vano u sluaju jake anizotropnosti

stijenske mase. Nadalje, uzorci moraju biti saturirani u skladu sa sadanjim ili buduim uvjetima

u procijenjenoj stijenskoj masi. Konzervativna procjena vrstoe stijenske mase nuna je u

uvjetima kada stijenska masa u uvjetima vlaenja ili saturacije gubi svoje znaajke vrstoe.

Kvaliteta stijenske mase, Q indeks, povezana je s ekvivalentnom dimenzijom iskopa to je

rezultiralo potrebnim podgradnim sustavom tunela (Barton et al., 1973). Ekvivalentna dimenzija

dobijena je kao odnos raspona, promjera ili visine zidova i veliine nazvane indeksom

(koeficijentom) podgrade ESR (Excavation Support Ratio). Vrijednosti ESR utvrene su

empirijski, odgovarajuim mjerenjima na podgradnim sustavima u razliitim uvjetima stijenske

mase na 38 kategorija iskopa (Barton et al., 1973).

Grimstad i Barton (Grimstad and Barton, 1993) predloili su podgradne sustave u odnosu na Q

indeks i ekvivalentnu dimenziju iskopa u izdvojenih 9 kategorija stijenske mase. Prijedlog je

grafiki prikazan na diagramima, Slika 2.3.




0.001 0.004 0.01 0.04 0.1 0.4 1 4 10 40 100 400 1000

Kvaliteta stijenske mase Q = RQD x Jr x Jw

1

2

5

10

50

100

20

Ras

pon

ili vi

s ina

u m

ESR

20

10

7

5

3

2.4

1.5

Du

ina

sid a

ra u

m z

a ES

R=1

Izuzetno loa Ekstremno loa Vrlo loa Loa Povolj. DobradobraVrlo Odlina

(2)(3)(4)(5)(6)(7)(8)(9)

1.0 m1.2 m

1.3 m1.5 m

1.7 m2.1 m 2.3 m

2.5 m

Razmak sidar

a na povrini

s mlaznim be

tonom

Razma

k sidar

a u ne

podgra

enoj p

ovrini

4.0 m

3.0 m

2.0 m

1.5 m

1.3 m

1.0 m

(1)

Jn Ja SRF

Slika 2.4 Potrebna kategorija podgrade zasnovana na Q-indeksu (Grimstad and Barton, 1993)

.Nepodgraeni prostor izmeu geotehnikih sidara

.Mikroarmirani mlazni beton debljine 50 do 90 mm i sidrenje

.Lijevani armirani beton

Na osnovi gornjeg diagrama razlikuje se 9 podgradnih kategorija:

1

2.Mjestimino sidrenje krutim geotehnikim sidrima

3.Sistematino sidrenje krutim geotehnikim sidrima

3.Sistematino sidrenje krutim geotehnikim sidrima s 30 do 100 mm nearmiranog mlaznog

betona

5

6.Mikroarmirani mlazni beton debljine 90 do 120 mm i sidrenje

7.Mikroarmirani mlazni beton debljine 120 do 150 mm i sidrenje

8.Mikroarmirani mlazni beton debljine >150 mm s armiranim lukovima od mlaznog betona i

sidrenje

9


Na osnovi Qindeksa takoer je ustanovljena veza i s RMR klasifikacijom, deformabilnosti

stijenske mase, tlakom na podgradni sustava te vezu s brzinom posminih valova u stijenskoj

masi (Barton and Grimstad, 1993).

2.7. ROCK MASS INDEX KLASIFIKACIJA (RMI)

jeu

na karakteristike stijenske mase definira tlana vrstoa stijenske mase. Osim odreivanja

otebnih podgradnih sustava za osiguranje stabilnosti tunelskih otvora, RMi klasifikacija moe se

na selektivnim dobro utvrenim geolokim

arametrima stijenske mase dobivenim iz detaljiziranih terenskih opisa stijenske mase na

izdancima i jezgrenog materijala iz buotina te rezultata geofizikih mjerenja. Rock Mass index

a raspucalu stijensku masu

RMi = c * JP = c * 0.2 (jC)0.5 *VbD (D=0.37 jC-0.2) (2.5)

-za masivnu stijensku masu

RMi = c * f = c (0.05 / Db)0.2 ~ 0.5 c (2.6)

gdje su:

c -jednoosna tlana vrstoa intaktne stijene mjerena na uzorcima promjera 50 mm jC -faktor stanja pukotina, dobiven kao kombinacija faktora veliine pukotina (jL),

hrapavosti pukotina (jR) i alteracije pukotina (jA) prikazan kao jC = jL * (jR / jA)

Rock Mass index (RMi) kalsifikacija razvijena je od strane Palmstroma (Palmstrom, 1995, 1996a,

1996b) na Sveuilitu u Oslu, Norveka. Klasifikacijom se na osnovi ulaznih podataka koji ut

p

koristiti i za odreivanje vrstoe i deformabilnosti stijenske mase, kao i prorauna konstanti

Hoek-Brown-ovog kriterija vrstoe (Palmstrom, 2000).

Osnovna postavka Rock Mass index (RMi) kalsifikacije polazi od grae stijenske mase kao

nehomogenog materijala izgraenog od odlomaka do blokova stijene razliitih dimanzija. Sama

Rock Mass index (RMi) kalsifikacija zasnovana je

p

(RMi) predstavlja volumometrijski parametar koji ukazuje na priblinu vrijednost jednoosne

vrstoe stijenske mase. Vrijednost Rock Mass indexa (RMi) izraena je kao:

-z



Vb -volumen bloka (m3) za prosjenu vrijednost veliine bloka, vrijednost

Db=(Vb)0.33 predstavlja ekvivalentni promjer bloka (m)

JP -parametar raspucalosti koji ukljuuje glavne karakteristike raspucalosti stijenske

mase, vrijednost se dobiva iz diagrama prema Slici 2. 6 ili iz izraza JP = 0.2 * (jC)0.5 VbD

f -parametar masivnosti stijenske mase f = (0.05Db)0.2 i predstavlja parametar

prilagodbe tlane vrstoe stijenske mase u ovisnosti o efektu veliine bloka za masivne stijene.

Pri tom se podrazumijeva da je masivna stijena onda kad je Db>2 m za koju je f ~ 0.5. Ukoliko

je JP< f (vrijedi kada je JP


Tabela 2.7 Klasifikacijske vrijednosti ulaznih parametara za RMi klasifikaciju (Palmstrom, 1995)

Ravna Slabo valovita Valovita Jako2 3

valovita Stepenasta ili ukljetena4 6 6

1.5 2 3 4.5 61 1.5 2 3 4

Uglaana do skliska* 0.5 1 1.5 2 3

ova0.75

12434

ontaktala ispuna8 -10

i, prah i dr. 8 12 8 -12 13 - 20

Duina Kontinuirane pukotine Diskont. pukotine*

42

1.51

VeliinaTIPFAKTOR VELIINE PUKOTINA, (jL)

liske povrine vrijednost ovisi o moguim pokretima po uslojenosti

Valovitost stijenke pukotine velikog razmjera

Hra

pavo

st

puko

tina

u m

alom

ra

zmje

ru

hrapava

Glatka

Za pukotine s ispunom jR=1, za nepravilne pukotine jR=5

(za vrijednosti ld ital

FAKTOR STANJA PUKOTINA, Jc jC = jL * (jR / jA) vrijednost jR, jA i jL iz tabele

FAKTOR HRAPAVOSTI PUKOTINA (jR) (vrijednost jR zasnovana je na Jr u Q klasifikaciji)

vrijednost (MPa)

VOLUMEN BLOKA, Vb vrijednost (m3)

dobivena laboratorijskim ispitivanjemili usvojena iz opisa stijenske mase

izmjerena in situ ili procijenjena izjezgre buotine

JEDNOOSNA TLANA VRSTOA, c

Vrlo pavaHra

bo ic jednake su Jr)

*) Za sk

Kontakt zidPovezani zidoviSvjee razdvojeni zidovi

Hrapavi materijalKoherentni matrijal

Djelomian kontakt Bez kTanka ispuna 100

Prema vrstoi Prema RMiVrijednost RMi

ODNOS

stijenske maseEkstremno niska Ekstremno meka


Slika 2.6 Diagrami za odreivanje parametra raspucalosti (JP) (Palmstrom, 1995)

Numerike vrijednosti same rijetko mogu biti dovoljne za karakterizaciju sloenih materijala kao

to je stijenska masa. Radi toga je numerikoj vrijednosti RMi nuno pridruiti odgovarajui opis

pojedinih parametara koji utjeu na veliinu RMi.



Na osnovi dobivene vrijednosti RMi za stijensku masu Palmstrom (Palmstrom, 1995, 2000)

koriste: pojedinana tapna sidra, sustavi tapnih sidara bez dodatnog podgraivanja, sustavi

tapnih sidara s nearmiranim mlaznim betonom, sustavi tapnih sidara s armiranim ili

mikroarmiranim mlaznim betonom razliite debljine, sustavi tapnih sidara s poseno

projektiranim podgradama od mlaznog ili lijevanog betona i sustavi tapnih sidara s trenutnom

ugradnjom mlaznog betona i dodatnim armiranobetonskim podgraivanjem.

predlae razliite podgradne sustave. Ovisno o vrijednosti RMi podgraivanje nije potrebno ili se



3. VRSTOA STIJENSKE MASE

Procjena vrstoe i deformabilnosti stijene i in situ stijenskih masa predstavlja osnovni problem

pri analizama u svim vrstama projektiranja pri rjeavanju problema stabilnosti padina, temeljenju

i izvedbi podzemnih otvora u stijenskoj masi. Laboratorijska ispitivanja na uzorcima stijene ne

reprezentiraju ponaanje stijenske mase znatno veeg volumena (Hudson and Harrison, 1997).

Ispitivanje vrstoe stijenske mase in situ rijetko je praktino ili ekonomski mogue. Povratne

analize, provedene na osnovi opaanih slomova stijenske mase, mogu rezultirati reprezentativnim

vrijednostima parametara vrstoe stijenske mase u velikom razmjeru, ali to je mogue jedino u

sluajevima u kojima se slom i stvarno dogodio (Sjoberg, 1997, 1999; Sonmez et al., 1998,

Sonmez and Ulusay, 1999; Sonmez and Ulusay, 2002). Stvarni izazov u mehanici stijena

predstavlja problem predvianja i usvajanja parametara vrstoe stijenske mase velikih razmjera

pri rjeavanju inenjerskih problema.

Sadanji pristup predvianja i usvajanja parametara vrstoe stijenske mase velikih razmjera pri

rjeavanju inenjerskih problema uglavnom se svodi na koritenja HoekBrownovog kriterija

sloma stijenske mase (Hoek and Brown, 1980a, 1980b) uz procjenu parametara vrstoe na

osnovi klasifikacije stijenske mase. Ovaj pristup je relativno dobro usvojen, ali ne bez potekoa

pri usvajanju lokalnih uvjeta stijenske mase. Originalni HoekBrownov kriterij razvijan je

tijekom vremena njegove primjene do sada prihvaenog opeg oblika HoekBrownovog kriterija

vrstoe stijenske mase (Hoek, 1993; Hoek et al., 1995, Hoek et al., 2002). Pregled razvoja

HoekBrownovog kriterija dani su u radovima Hoeka i Browna (Hoek and Brown, 1997) i Hoeka

(Hoek, 2003a).



3.1. ORIGINALNI HOEKBROWNOV KRITERIJ VRSTOE STIJENSKE MASE

HoekBrownov kriterij vrstoe stijenske mase je empirijski kriterij zasnovan na podacima

triaksijalnog ispitivanja stijenske mase. Izvorni HoekBrownov kriterij vrstoe stijenske mase

predloen je 1980. godine (Hoek and Brown, 1980a, 1980b) kao

2331 cc sm ++= (3.1)

gdje su:

m, s -konstante ovisne o karakteristikama stijenske mase

c -jednoosna tlana vrstoa intaktne stijene 1 -vee glavno naprezanje pri slomu 3 -manje glavno naprezanje pri slomu

Jednoosna tlana vrstoa stijenske mase, c,rockmass moe se izraziti uvoenjem 3 = 0, u izraz (3.1) te se dobiva

scrockmassc =, (3.2)

Jednoosna vlana vrstoa stijenske mase, t,rockmass, moe se izraziti uvoenjem 1 = 0, u izraz (3.1) te se dobiva



( )smmcrockmasst 42

2, += (3.3)

u relativno detaljan prikaz vrijednosti mi, u osnovi podjelu

stijenskih masa u pet klasa vrijednosti, pri emu postoji znatan raspon vrijednosti unutar svake

lase.

Ne postoji temeljni odnos izmeu konstanti u kriteriju vrstoe i fizikih znaajki stijenske mase.

Potvrda odabira ovih jednoznanih izraza bila je u podudarnosti s utvrenim ponaanjima sloma

stijenske mase (Hoek, 1983). Kako su autori bili najblii ponaanjima stijenske mase pri izvedbi

podzemnih iskopa, odabrali su kriterij u odnosima glavnih naprezanja. To predstavlja problem za

primjenu kriterija kod drugih problema, npr. analiza stabilnosti padina, kod kojih je posmina

vrstoa u funkciji normalnih naprezanja na plohi sloma.

Za intaktnu stijenu vrijedi da je s = 1 i m = mi. Vrijednost mi moe se izraunati iz triaksijalnog

pokusa na uzorcima stijene pri razliitim naprezanjima ili odrediti iz rezultata ispitivanja. Hoek i

Brown (Hoek and Brown, 1980a) daj

k

Za raspucalu stijensku masu vrijedi da je 0 s < 1 i m < mi . Vrijednost pojedinog parametra teko je odrediti bez provedenih triaksialnih ispitivanja, a to nije mogue praktino primjeniti u

veini projekata. Hoek i Brown stoga su predloili koritenje klasifikacija stijenske mase za

odreivanje vrijednosti parametara m i s, Tabela 3.1. Pri tome su koritene i RMR (Bieniawski,

1976) i Q (Barton et al., 1973) klasifikacija. Vrijednosti parametara m i s predoene su tabelama u

priblinim odnosima s vrijednostima klasifikacija (Hoek, 1983).



Tabelintakt

MENJENE GLINOVITE KRISTALIMA I SLABO MAGMATSKE KRISTALIZIRANE POLIMINERALNEDOBRO RAZVIJENIM STIJENE RAZVIJENIM KRISTALNIM STIJENE MAGMATSKE KRISTALIZIRANE

KRISTALNIM KLIVAOM glinci, siltiti, ejlovi KLIVAOM andezit, dolerit, diabaz, riolit STIJENEdolomiti, vapnenci, mramori (obini ili s klivaom) pjeenjaci I kvarciti amfibiorit, gabro, gnajs, granit,

norit, kvarcdioritINTAKTNA TIJENALaboratorijski uzorak nema pukoRMR=100 VRLO DOSTIJENSKDobro uklinneoteenirazmaku 1-RMR=85 Q=100DOBRA KVALITETA STIJENSK MASENeoteena do neznatnooteena stijena, neznatnoporemeena s razmakompukotina 1-3 mRMR=65 Q=10SREDNJA VALITETA STIJENSK MASENekoliko s va umjerenooteenih p aku0.3-1 mRMR=44 QSLABA KVALITETA STIJENSK MASEBrojne ote e pukotine narazmaku 30-500 mm s netoispune / is zbijena stijeispunaRMR=23 Q=0.1VRLO SLA LITETSTIJENSK MASEBrojne jako teene pukotinna razmaku


Tabela 3.2 Terenska procjena jednoosne tlane vrstoe (Brown, 1981)

eva vie od Vapnenac, mramor,jednog udarca geolokim filit, pjeenjak, kriljevac,ekiem da bi se slomio ejl

udarcima geolokog ekia

R1 Vrlo meka 1-5 ** Uzorak se raspada pod laganim Jako raspadnute stijeneudarcem geolokog ekia i ili izmijenjene stijenemoe se rezati noem

Jednoosna Point load testStupanj Opis stijenske tlana vrstoa (PLT) Terenska procjena vrstoe Primjeri

mase (MPa) (MPa)

R6 Ekstremno >250 >10 Uzorak se s geolokim Svjei bazalt, ert, diabaz,vrsta ekiem jedino okrhne gnajs, granit, kvarcit

R5 Vrlo vrsta 100-250 4-10 Uzorak zahtijeva veliki broj Amfibiolit, pjeenjak,udaraca geolokim ekiem bazalt, gabro, gnajs,da bi se slomio granodiorit, vapnenac,

mramor, riolit, tuf

R4 vrsta 50-100 2-4 Uzorak zahtij

R3 Srednje vrsta 25-50 1-2 Uzorak nije mogue zarezati Glinjak, ugljen, beton,ili rascijepiti noem, ali se klriljevac, ejl, siltitmoe slomiti jednim udarcemgeolokog ekia

R2 Meka 5-25 ** Uzorak se moe zarezati noem Kreda, kamena sol,uz tekoe, a pojedini odlomci potaamogu se odcijepiti laganim

R0 Ekstremno 0.25-1 ** Razdvaja se pod pritiskom Meka pukotinskameka nokta ispuna

*Stupanj prema Brownu (Brown, 1981) **Point Load Test na sijenskoj masi s jednoosnom tlanom vrstoom niom od 25 MPa esto daje previsoke vrijednosti

3.2. UNAPRIJEENI HOEKBROWNOV KRITERIJ VRSTOE STIJENSKE MASE

Godine 1988. Hoek i Brown (Hoek and Brown, 1988) predloili su promjene originalnog Hoek

Brownovog kriterija vrstoe stijenske mase. Unaprjeenje kriterija sastoji se u uvoenju

efektivnih naprezanja u izraz (3.1) te naina odreivanja vrijednosti parametara m i s, kao i

tehnike odreivanja ekvivalentnih vrijednosti kohezije, c, i kuta unutarnjeg trenja, , stijenske mase. Na osnovi prijedloga Priesta i Browna (Priest and Brown, 1983) dane su slijedee



empirijske korelacije za odreivanje vrijednosti parametara m i s (Hoek and Brown, 1988; Brown

Neporemeena stijenska masa

and Hoek, 1988):

28100

=RMR

i emm (3.3)

9100

=RMR

es (3.5)

Poremeena stijenska masa

14100

=RMR

i emm (3.6)

6100

=RMR

es (3.7)

gdje su

mi -vrijednost m intaktne stijene

RMR -vrijednost RMR (Bieniawski, 1976)

eporemeene i poremeene stijenske mase predloene su na osnovi iskustva Hoeka i

Browna u praktinom koritenju originalnog kriterija koji se pokazao prekonzervativnim u veini

primjena. Uz primjenu predloenih promjena nuno je kritiki razmotriti dobivene vrijednosti u

sluaju koritenja kriterija za analize stabilnosti padina, na kojima je stijenska masa uobiajeno

poremeena i oslabljena uslijed iskopa, podzemnih iskopa u kojima je stijenska masa oslabljena

miniranjem i nasipa otpadnim materijalom (Hoek and Brown, 1988; Brown and Hoek, 1988).

Povratni rauni vrstoe stijenske mase sumarno su prikazani u Tabeli 3.3 (Hoek and Brown,

1988).

Kategorije n



Tabela 3.3 Aproksimativne vrijednosti kvalitete stijenske mase i parametara stijenske mase za unaprijeeni Hoek Brownov kriterij vrstoe (Hoek and Brown, 1988)

m

siEDNJA KVALITETA STIJENSKE MASE

ekoliko skupova umjereno oteenihotina na razmaku 0.3-1.0 m. m

sRMR=44Q=1SLABA Brojne o30-500

enska ispuna. sR=23 mi

25.001.0025.001.00

0.18914.630.0828.56

0.0205

2.052

0.000090.458

1.5980.000003

0.1020.0690.000003

1.087

0.3110.00009

1.395

0.0205

5.820.0829.950.189

10.001.00

17.001.0017.001.001.00

15.001.0015.00

0.575

3.432.400.0824.10

0.0825.85

ejl,

silt

it, g

linen

i kr

iljci

, lap

ori

AR

EN

ITN

E S

TIJE

NE

S J

AK

IM K

RIS

TALI

MA

I

SLA

BO

RA

ZVIJ

EN

IM K

RIS

TALN

IM K

LIV

AO

M

0.189

7.001.007.001.00

10.001.00

KA

RB

ON

ATN

E S

TIJE

NE

S D

OR

BO

RAZ

VIJ

ENIM

KR

ISTA

LNIM

KLI

VAO

M

dolo

miti

, vap

nenc

i, m

ram

ori

OKA

ME

NJE

NE

GLI

NO

VITE

STI

JEN

E

I ME

TAM

OR

FNE

KR

ISTA

LIZI

RA

NE

STI

JEN

E

amfib

iolit

, gab

ro, g

najs

, gra

nit,

norit

, kva

rcdi

orit

pjee

njak

, kva

rcit

FIN

OZR

NA

TE P

OLI

MIN

ER

ALN

E M

AG

MA

TSK

E

KR

UP

NO

ZRN

ATE

PO

LIM

INE

RA

LNE

MA

GM

ATS

KE

KR

ISTA

LIZI

RA

NE

STI

JEN

E

ande

zit,

dole

rit, d

iaba

z, ri

olit

0.0205

0.1280.00009

0.0000030.447

0.189

0.821

0.0205

0.1830.00009

0.0410.000003

0.639 0.9590.000003

0.061

0.000090.275

0.0205

1.231

0.1898.780.0825.14

INTAKTNA STIJENALaboratorijski uzorak bez pukotina.

ms

RMR=100 miQ=500 siVRLO DOBRA KVALITETA STIJENEDobro uklinjena s hrapavim neoteenimpukotinama na razmaku 1-3 m. m

sRMR=85 miQ=100 siDOBRA KVALITETA STIJENSKE MASENeoteena do neznatno oteena stijena,neznatno poremeena s razmakompukotina 1-3 m. sRMR=65 miQ=10

7.1630.002930.00293

4.8710.002932.0060

0.002932.865 4.298

0.00293

SRNpuk

misi

KVALITETA STIJENSKE MASEteene pukotine na razmaku

mm s neto ispune. ista zbijena m

0.001983.3832.301

0.001980.947

0.00198

0.029

1.3530.00198 0.00198

2.030

stijRMQ=0.1 siVRLO SLABA KVALITETA STIJENSKE MASEBrojne jako oteene pukotine na razmaku


Vrijednosti RMR se usvajaju na osnovi klasifikacije Bieniawskog iz 1976. godine (Bieniawski,

1976). Vano je napomenuti da se pri odreivanju vrijednosti parametara m i s usvajaju suhi

vjeti stijenske mase (10 bodova), a ne uzima se u obzir utjecaj orijentacije pukotina. Utjecaj

orijentacije pukotina kao i uvjeti podzemne vode moraju se ukljuiti u analizama stabilnosti.

3.3. MODIFICIRANI HOEKBROWNOV KRITERIJ VRSTOE STIJENSKE MASE

et al., 1992) ustanovili su da nakon primjene na raspucalu stijensku

masu, originalni HoekBrownov kriterij vrstoe daje prihvatljive veliine vrstoe jedino u

sluajevima kada manji glavni na ih

apona, kriterij openito daje previsoku vrijednost osne vrstoe i vlane vrstoe. Za raspucalu

stijensku masu, prava vrijednost vlane vrstoe je vrlo mala ili jednaka nuli. Modificirani kriterij

koji sadri uvjet da je vlana

u

Hoek, Wood i Shah (Hoek

pon dosegne znaajne vrijednosti. Za male vrijednosti glavn

n

vrstoa stijenske mase jednaka nuli glasi (Hoek et al., 1992):

a

m += 3 c bc31 (3.8)

1

3 -manje glavno naprezanje pri slomu

gdje je

mb -vrijednost konstante m za raspucalu stijensku masu

a -konstanta ovisna o karakteristikama raspucale stijenske mase

c -jednoosna tlana vrstoa intaktne stijenske mase -veie glavno naprezanje pri slomu



Konstanta mb odgovara vrijednosti m iz izraza (3.1). Hoek, Wood i Shah (Hoek et al., 1992)

predloili su tabele za odreivanje vrijednosti konstanti a, odnosa mb/mi i konstante mi za intaktnu

stijenu na osnovi pojednostavljenog opisa stijenske mase. Stijenska masa je opisana strukturom

stijenske mase i povrinskim uvjetima stijenki diskontinuiteta, Tabela 3.3. Struktura stijenske

mase podijeljena je u etiri klase i to: krupna blokovska struktura (blocky), sitna blokovska

struktura (very blocky), sitna blokovska struktura, borana i raspadnuta struktura (blocky/seamy) i

zdrobljena stijenska masa (crushed). Povrina stijenki diskontinuiteta razvrstana je u pet klasa od

vrlo dobre do vrlo slabe.

Tabela 3.4 Procjena vrijednosti mb/mi i a na osnovi strukture stijenske mase i uvjeta povrine stijenki diskontinuiteta (Hoek et al., 1992)

STANJE POVRINE DISKONTINUITETA

VR

LO D

OBR

O, v

rlo h

rap a

vo,

povr

ine

dis

kont

inu i

teta

neo

te

ene

DO

BRO

, hra

pavo

, lag

ano

otee

nepo

vri

ne, m

e tal

na b

oja

povr

ine

LOE

, isp

ucal

a, ja

ko o

te

e na

pov r

ina

sa

zbije

nom

na s

lago

m il

iis

puno

m k

oja

sadr

i u

glas

tefra

g men

te s

tije n

e

VR

LO L

OE

, isp

u cal

a, ja

koo

tee

na p

ovr

ina

sa s

loje

m il

iis

puno

m o

d m

ekan

e gl

ine

otee

na il

i pro

mije

njen

a po

vri

naP

OVO

L JN

O, g

latk

o, s

redn

je

STRUKTURA STIJENSKE MASE

BLOKOVI - vrlo dobro ukljetena ,neporemeena stijenska masa;veliki blokovi

mb/mi

a

0.7

0.3 0.35

0.5

0.4

0.3

0.45

0.1

UGLAVNOM BLOKOVI - ukljetena,djelomino poremeena stijenskamasa; blokovi srednje veliine a

mb/mi 0.2

0.450.4

0.3

0.5

0.1

0.5

0.04

s rasjedima, ispresjecano s mnogoBLOKOVI / SLOJEVITO - naborano

diskontinuiteta; mali blokovi a

mb/mi

0.5

0.08

0.5

0.04 0.01

0.55 0.6

0.004

vrlo mali blokovizdrobljena stijenska masa; ZDROBLJENO - loe ukljetena, jako

a 0.5 0.55

mb/mi 0.03 0.015

0.6 0.65

0.003 0.001

'1 - vei glavni efektivni napon ,'3 - manji glavni efektivni napon,c - jednoosna tlana vrstoa

intaktne stijene,mb,a - konstante koje ovise o sustavu, strukturi i stanju povrine stijenske mase

MODIFICIRANI HOEK-BROWNOV KRITERIJ VRSTOE



3.4. OPI OBLIK HOEKBROWNOVOG KRITERIJA VRSTOE STIJENSKE MASE

Opi

et al.,

oblik HoekBrownovog kriterija vrstoe stijenske mase dan je izrazom (Hoek, 1993; Hoek

1995; Hoek et al., 2002):

a

cbc sm

++=

331 (3.9)

Za intaktnu stijensku masu, za koju vrijedi da je s = 1 i a = 0.5 izraz poprima oblik:

5.03

31 1

++=ci

bci m (3.10)

Za stijensku masu dobre kvalitete s relativno zatvorenim pukotinama, vrijednost a = 0.5 to svodi

opi izraz na originalni HoekBrownov kriterij (3.1). Za vrlo slabu kvalitetu stijenske mase,

prihvatljiviji je modificirani HoekBrown sti

s

Documents

Projekt Stijenske Mase Pazin