Stabilnost v hribinah

Stabilnost v hribinah
Uvod
V prejšnjih poglavjih smo obravnavali vse osnovne karakteristike hribin, ki so
pomembne za določitev njihovega obnašanja, kadar z gradbenimi posegi posegamo
v njih. Videli smo, da osnovne geomehanske lastnosti hribin niso bistvene, temveč je
pomembna razpokanost hribin.
Isto velja tudi kadar hribine proučujemo glede na stabilnost. Ugotoviti moramo vpliv
razpokanosti na možnost nastanka zdrsa ali prevrnitve hribinskega bloka. Pri tem je
zelo pomemben odnos med prostorsko razporeditvijo sistemov razpok ter smerjo in
vpadom brežine ali pobočja. Da pride do porušitve naravnega ravnotežja mora biti
eden ali več sistemov razpok neugodno usmerjen glede na brežino. Ta efekt je
najbolje viden pri dnevnih kopih, ki so prostorski poseg v teren, torej bi lahko prišlo
do nestabilnosti v vseh smereh. Toda porušitve nastanejo le na v prostoru točno
opredeljenih mestih. To lahko dobro vidimo iz naslednje slike:
Ravninski zdrs
Klinasti zdrs
Dno
dnevnega
kopa
Prevračanje
blokov
STABILNOST/ 38
Hribinsko plazenje je torej prostorski pojav v primerjavi z zemljinskim plazenjem, ki
se izvede ne glede na notranjo zgradbo plazu, takrat ko so prekoračene strižne
trdnosti materiala.
Vrsta hribinskega zdrsa je odvisna od odnosa med sistemi razpok in padnico
brežine. Najpogostejši in najneugodnejši tip plazenja nastopi, kadar sta padnica
pobočja in padnica usmeritve določenega sistema razpok v približno isti smeri. V
takih primerih lahko pride do ravninskih (Ravninskih) zdrsov:
Kadar je sečnica dveh sistemov razpok usmerjena v isti smeri kot padnica brežine in
nagnjena navzdol, lahko pride do klinastega zdrsa (skica):
Oba navedena zdrsa sta čista zdrsa. V naravi ponavadi opazujemo manj pravilne
zdrse, v odvisnosti razmer (razpokanosti) na območju, kjer je do tega prišlo.
Na naslednjih skicah sta dva taka tipična primera:
STABILNOST/ 39
Izjemno se v hribinah lahko pojavlja tudi plazenje podobno zemljinskemu. To se
dogaja v slučajih, ko je hribina preprežena s tremi ali več sistemi gostih razpok. V
tem primeru pride do krožnega, oziroma razpokam prilagojenega »zemljinskega«
drsenja, pri čemer se hribina v splošnem obnaša kot zemljinska masa. Na skici je
prikazan tipičnen primer takega drsenja:
V praksi pogosto srečamo zdrse, ki se kljub dobro določljivih sistemih razpok ne
zgode po njih, temveč po eni izmed slučajnih razpok, ki je zelo izrazita in z znižanimi
strižnimi lastnostmi ter neugodno usmerjena glede na padnico brežine. Pri kartiranju
se lahko zgodi, da tako razpoko spregledamo.
Ravninski zdrsi
Ravninske zdrse lahko prevedemo na dvodimenzionalni ravninski primer, zato jih je
mogoče sorazmerno enostavno računsko opredeliti. Sem uvrščamo vse zdrse, ki
nastanejo po eni ploskvi določenega sistema razpok, pri čemer je ta ploskev
nagnjena v približno isti smeri kot padnica brežine.
Ali bo do zdrsa prišlo je odvisno od nagiba kritične drsne ploskve. Če poznamo
strižni kot na tej ploskvi poenostavljeno velja, da bo prišlo do zdrsa, če je nagib
kritične ploskve večji od strižnega kota na njej. Na naslednjih skicah je ta zakonitost
prikazana, kadar imamo en sam izrazit sistem diskontinuitet (npr. skrilavost):
ϕ……strižni kot
α……nagib diskontinuitet
β……nagib brežine
Področje nagiba plasti (α) v katerem je brežina nestabilna:
α<β in α>ϕ
STABILNOST/ 40
Če imamo dva ali več sistemov razpok, gornjo odvisnost ugotavljamo za vsak sistem
posebej.
Pri več sistemih, ki razdelijo hribino v bloke pa ni nujno, da pride do zdrsa, če je
kritična razpoka strmo nagnjena, temveč lahko pride do prevračanja blokov. To je
odvisno od oblike blokov (podolgovatosti):
Veljajo naslednji pogoji:
β < ϕ b/h > tg α
β > ϕ b/h > tg α
β < ϕ b/h < tg α
β > ϕ b/h < tg α
stabilen blok
zdrs bloka
prevračanje bloka
zdrs ali prevračanje bloka
Na naslednjem diagramu je odvisnost med obliko bloka in nagibom diskontinuitet po
katerih pride do prevračanja grafično prikazana:
Za ravninski zdrs, sta, kot smo videli na predhodnih straneh potrebna, da sta
izpolnjena dva pogoja. Prvi je, da je padnica kritične ravnine zdrsa v isti smeri kot
padnica brežine. Drugi je, da mora biti nagib kritične ploskve večji od kota notranjega
trenja na njej (če zanemarimo kohezijo) in manjša od nagiba brežine.
Taki čisti ravninski zdrsi so sorazmeroma redki. Kadar sta padnici le približno
vzporedni je pogostejši zdrs po kritični ploskvi, tako da se blok, ki drsi naslanja na
bok druge razpoke.
Eden izmed pogojev za zdrs bloka je, da poleg ploskve, ki je vzporedna padnici
brežine, obstaja še sistem vertikalnih razpok vzporeden brežini, ki je vzrok tako
imenovanim zalednim tenzijskim razpokam. V teh razpokah se tudi akumulira voda,
ki izvaja dodatne vzgonske tlake:
STABILNOST/ 41
Stabilitetna analiza za ravninski zdrs
Najenostavnejše je drsenje bloka zaradi gravitacijske obtežbe. Mejno ravnotežje
nastane, ko je nagib brežine α enak kotu trenja na ploskvi ϕ.
Če upoštevamo tudi tlake vode je izpeljava za mejno ravnotežno stanje naslednja:
τ =c+
W ⋅ cosψ
⋅ tan ϕ
A
W ⋅ sinψ = c ⋅ A + W ⋅ cosψ ⋅ tan ϕ
W je teža bloka, ψ je kot mejnega ravnotežja, A je površina spodnje ploskve bloka, U
in V sta tlaka vode pravokotna na ploskvi bloka.
W ⋅ sinψ + V = c ⋅ A + W ⋅ (cosψ − U ) ⋅ tan ϕ
V praksi je ocena strižnih lastnosti, prostorninske teže in velikosti bloka podvržena
napaki, zato za izračune po predpisih zahtevamo določeno varnost. (ponavadi se za
varnostni količnik pri izračunu stabilnosti privzame, da je večji 1.5). Zato v enačbo
uvedemo varnostni količnik F:
STABILNOST/ 42
F=
c ⋅ A + (W ⋅ cos ψ − U ) ⋅ tan ϕ
W ⋅ sin ψ + V
Gornja enačba izpeljana za primer zdrsov z vertikalno tenzijsko razpoko v zaledju
dobi naslednje oblike:
Ravninski zdrs s tenzijsko razpoko v zaledju:
A=
H−z
sinψ D
U=
0.5 ⋅ γ w ⋅ Zw ⋅ ( H − Z )
sinψ D
V = 0.5γ w ⋅ Zw2
2
⎤
1 2 ⎡⎛ ⎛ Z ⎞ ⎞
W = ⋅ γ H ⋅ ⎢⎜ 1 − ⎜ ⎟ ⎟ ⋅ ctgψ D − ctgψ B ⎥
2
⎥⎦
⎢⎣⎝ ⎝ H ⎠ ⎠
Ravninski zdrs s tenzijsko razpoko na brežini:
2
⎡⎛
⎤
1
Z⎞
2
W = ⋅ γ ⋅ H ⋅ ⎢⎜ 1 − ⎟ ⋅ ctgψ D ( ctgψ D − ctgψ B − 1)⎥
2
H⎠
⎣⎝
⎦
STABILNOST/ 43
Grafična rešitev ravninskega zdrsa s tenzijsko razpoko:
Alternativna metoda analitični je grafična rešitev. Na papir v določenem merilu
izrišemo vzdolžni prerez preko brežine:
W=
1
⋅γ ⋅ ( H ⋅ X − D ⋅ Z)
2
V=
1
⋅ γ W ⋅ ZW2
2
1
U = ⋅ γ W ⋅ ZW ⋅ A
2
W=
1
⋅ γ ⋅ H ⋅ X − D ⋅ Z + Z0 ⋅ ( D − X )
2
[
]
Izračunane sile po gornjih obrazcih vnesemo v diagram sil:
F=
ς + A⋅C
S
Če je vsota f + Ac >S potem je varnostni količnik večji od 1.
Kadar upoštevamo vpliv vode v razpokah moramo detajlno proučiti vpliv vode.
Obstajajo naslednje možnosti:
¾ suhe brežine
¾ voda samo v tenzijski razpoki
¾ voda v tenzijski razpoki in na drsni ploskvi
¾ voda v hribini
Za prve tri primere je v predhodnem tektstu že bila izpeljana enačba. Kadar je
hribina močno razpokana pa se po močnem deževju lahko ustvari nivo podtalne
STABILNOST/ 44
vode v hribini, podobno kot pri zemljinskih plazovih. V takih primerih je treba ugotoviti
nivo podtalne vode in izračunati vzgonske sile oziroma zmanjšanje teže bloka zaradi
vzgona.
Tenzijske razpoke
Večkrat na terenu zasledimo tenzijske razpoke, ob katerih še ni prišlo do zdrsa in niti
ni nujno, da bo v prihodnosti ob tenzijskih razpokah prišlo do večjega zdrsa.
Tenzijske razpoke namreč kažejo, da je prišlo do zelo malega zdrsa pri čemer so se
aktivirale strižne sile ob potencialni drsini. Od nadaljnih neugodnih faktorjev delovanja kot je zmrzal ali preperevanje je odvisno ali se bo strižna trdnost ob razpoki še
zmanjševala do take mere, da bo blok postal nestabilen. Tenzijske razpoke pri tem
delujejo neugodno, ker omogočajo prodiranje vode v notranjost hribine. Kadar jih na
terenu ugotovimo, moramo računati na potencialno nevarnost zdsa.
Zato ponavadi predvidimo dodatno varovanje, kot je npr. sidranje:
F=
c ⋅ A + (W ⋅ cosψ D − U − V ⋅ sinψ D + T ⋅ cosθ ) ⋅ tan ϕ
W ⋅ sinψ D + V ⋅ cosψ D − T ⋅ sin θ
Pogosto se na terenu tenzijska razpoka ni pojavila, obstaja pa sistem vertikalnih
zaprtih razpok, ki bi lahko bile vzrok za nastanek tenzijske razpoke. Za izračun
stabilnosti v takih primerih moramo določiti najbolj kritično razdaljo (b) za tenzijsko
razpoko, ki daje najnižji varnostni količnik:
b= H⋅
(
ctgψ B ⋅ ctgψ D − ctgψ B
)
STABILNOST/ 45
Klinasti zdrs
Ravninski zdrsi se dogajajo pri najpoložneje nagnjenih ploskvah, ki pa morajo biti
usmerjene v smeri nagiba brežine. Poleg tega so v naravi pogosti zdrsi, ki nastanejo
po dveh ploskvah, ki se med seboj sekata. Ta tip zdrsa, zelo pogost v hribinah, ki jih
seka več sistemov razpok, se izvede pri strmeje nagnjenih ploskvah (v primerjavi z
ravninskim zdrsom), ker trenje nastopa na dveh ploskvah in ima zato večji vpliv.
Geometrija pri nastanku klinastega zdrsa je na naslednji skici:
Oznake kotov so prikazane na prečnem in vzdolžnem preseku preko klina:
Prečni prerez preko klina
Vzdolžni prerez preko klina
STABILNOST/ 46
Iz prikazanih skic je razvidno, da je klinasti zdrs prostorski pojav. Analizo klinastega
zdrsa zato najbolje prikažemo s Schmidt-ovo mrežo (Marklandov test):
Položnejšo ravnino ponavadi označimo z A strmejšo pa z B.
Kadar ugotavljamo nevarnost zdrsa, lahko le redko predvidimo razpoke po katerih se
klinasti zdrs lahko zgodi. V teh primerih s kompasom merimo vse sisteme razpok in
nato na osnovi maksimuma določimo kritične nagibe drsnih ploskev:
STABILNOST/ 47
Pri več maksimumih je seveda več potencialnih sečnic po katerih lahko pride do
zdrsa. Lahko se tudi zgodi, če je ena drsna ploskev zelo položna, da namesto
klinastega zdrsa nastane ravninski zdrs.
Ali lahko do zdrsa sploh pride in kakšnega tipa bo, ugotavljamo z Marklandovim
testom na Schmidt-ovem diagramu. Na Schmidtov diagram nanesemo velike kroge
potencialnih drsnih ploskev in brežine, kot tudi kot notranjega trenja.
Najprej ugotavljamo ali do zdrsa sploh lahko pride. Za klinasti zdrs velja, da je
brežina potencialno nestabilna, kadar sešišče velikih krogov pade v šrafirani del
diagrama, oziroma mora biti izpolnjen pogoj:
Za ravninski zdrs smo definirali pogoje že v prejšnjem poglavju. Velja, da mora
potencialna drsna ploskev izdanjati na brežini to pa se zgodi takrat, kadar je nagib
ploskve večji od strižnega kota in manjši od nagiba brežine:
STABILNOST/ 48
Kateri od obeh zdrsov se bo zgodil, če sta gornja pogoja izpolnjena pa ugotavljamo
z naslednjim testom.
Klinasti zdrs po sečnici Ps:
Ravninski zdrs po ploskvi PB:
Po Marklandovem testu (1.skica zgoraj) do klinastega zdrsa po sečnici Ps pride, če
ta sečnica seka potemnjeno polje in nobena od ravnin (PA in PB) ne pade med
sečnico Ps in padnico brežine (Pfi). Če je ena izmed obeh ravnin med navedenima
smerema, pride do ravninskega zdrsa ob strmejši ploskvi.
Z navedenim testom ugotovimo kritične sisteme razpok za zdrse ob klinih ali
ravninske zdrse glede na položaj brežine v prostoru.
STABILNOST/ 49
Problem pa lahko rešimo tudi analitično. Najenostavnejši primer je, če sta strižna
kota na obeh ploskvah enaka. V tem primeru je varnostni količnik enak:
(R
F=
A + RB ) ⋅ tan ϕ
W ⋅ sinψ i
(
)
(
)
⋅ cos( β − 1 2 ξ ) − R ⋅ cos( β + 1 2 ξ ) = W ⋅ cosψ
RA ⋅ sin β − 1 2 ξ = RB ⋅ sin β + 1 2 ξ
RA
B
RA + RB =
F=
i
W ⋅ cosψ i ⋅ sin β
sin 1 2 ξ
sin β
tan ϕ
⋅
sin 1 2 ξ tanψ i
Kote, navedene v enačbah in skicah izmerimo na stereo mreži.
Kadar na ploskvah deluje še kohezija in vodni tlak, dosedanje izpeljave niso več
veljavne. Za tlake vode vzamemo največje možne tlake, torej tlake, kot da voda
vstopa na vrhu klina, ki pa je za vodo neprepusten. Voda nato pronica ob obeh
ploskvah zdrsa in največji tlak doseže vzdolž sečnice ploskev. Na spodnji skici je za
ta neugoden slučaj narisan nivo vode:
STABILNOST/ 50
Na naslednji strani je prikazan način grafičnega odčitavanja kotov med vsemi
ravninami, ki se med seboj sekajo. Sečnice so označene s številkami 1, 2, 3, 4, 5:
Izpeljava enačbe za določitev faktorja varnosti je precej dolgotrajna, zato tu podajam
samo končni rezultat:
F=
⎛
⎞
⎛
⎞
3
γ
γ
CA ⋅ X + CB ⋅ Y ) + ⎜ A − ω ⋅ X ⎟ ⋅ tan ϕ A + ⎜ B − ω ⋅ Y ⎟ ⋅ tan ϕB
(
2γ
2γ ⎠
γ ⋅H
⎝
⎠
⎝
A=
cosψ A − cosψ B ⋅ cosθna ⋅nb
sinψ 5 ⋅ sin2 ψ na ⋅nb
X=
sin θ 24
sin θ 45 ⋅ cos 2 θ na
B=
Y=
cosψ B − cosψ A ⋅ cosθna ⋅nb
sinψ 5 ⋅ sin2 ψ na ⋅nb
sinθ13
sinθ35 ⋅ cosθ1− nb
STABILNOST/ 51
Sanacijski ukrepi za hribinske zdrse
V poglavju o sanaciji plazov smo že podrobno obdelali sanacijske ukrepe za
najrazličnejše pogoje nestabilnosti. Zato tukaj samo povzemamo tiste ukrepe, ki so
vezani na sanacijo hribinskih zdrsov.
Kontrola padanja kamnov
Iz stene hribin se pogosto odluščijo posamezni kosi kamnine, ki lahko ogroze
mimoidoče. Od nagiba brežine je odvisno ali se bo odluščeni kos kotalil, odbijal ali
padal. Velja pravilo (Ritchie 1963), da se bodo pri nagibih manjših od 2:1 kosi valili,
med nagibi 2:1 in 4:1 odbijali in pri nagibih večjih od 4:1 padali. Valenje, odbijanje in
padanje kosov preprečujemo z vertikalnimi mrežnimi zasloni ali pa s prekritjem
skalne brežine z mrežo. Na področjih, kjer je nevarnost padanja večjih skal moramo
mrežo s sidri fiksirati na steno in večje labilne bloke še dodatno sidrati s posameznimi sidri ali sidranimi konstrukcijami. Če skale zelo pogosto padajo iz širokega
zaledja, katerega ni moč zaščititi se poskušamo z objekti temu območju izogniti. Ena
od rešitev je tudi strešna železobetonska zaščita.
Za večino sanacij hribinskega drsenja, če ne moremo zmanjšati nagib brežine na
stabilen nagib, izvajamo podporne konstrukcije, ki so ponavadi še dodatno sidrane v
zaledje. Na skici je tipičen primer take sanacije:
STABILNOST/ 52
Inženirskogeološke klasifikacije hribin
Uvod
Na osnovi poznavanja obnašanja hribine glede na njene geomehanske lastnosti in
razpokanost so bile izdelane klasifikacije hribin po razredih, ki omogočajo, da hribine
med seboj primerjamo.
Klasifikacija je narejena z namenom, da se z določitvijo najbolj bistvenih lastnosti
hribin številčno opredeli lastnosti hribine po posameznih vplivnih dejavnikih. Vsota ali
produkt vrednosti faktorjev kategorizirajo kamnino v določeno skupino.
Inženirskogeološke in geomehanske klasifikacije so svojo uporabnost dobile šele v
po letu 1972, ko so se raziskovalci zavedli, da hribine ne smejo obravnavati kot
homogen medij. Večina klasifikacij je izdelana za objekte, ki se izvajajo v sami
hribini. To so predori, zaklonišča, veliki podzemni prostori in podzemni rudniki v
hribinah. Kadar posegamo v hribine na površini ponavadi zadostuje opredelitev
hribine glede stabilnosti, kot je opisano v prejšnjem poglavju. V posameznih slučajih
pa lahko uporabimo inženirskogeološke klasifikacije hribin tudi na površini, posebno
če iščemo najprimernejšo lokacijo ali lego v hribini za objekt, ki globoko posega
vanjo.
Najbolj uveljavljeni klasifikaciji sta klasifikaciji po Bieniawskem in po Bartonu, kateri
bomo tudi opisali v nadaljnjem tekstu. Klasifikacija po Bieniawskem je splošnejša,
uporabna za različne objekte v hribinah, medtem ko je klasifikacija po Bartonu
izdelana predvsem za predore in podzemne prostore. V Evropi je pri gradnji
predorov uveljavljena tudi Rabchewitcs-Pacherjeva klasifikacija, ki predvsem temelji
na izkušnjah izvajanja predora v hribinah različne razpokanosti in litoloških
značilnostih. Uporablja se skupaj z Novo avstrijsko metodo odkopavanja (NATM).
Klasifikacija po Bieniawskem (RMR)
Klasifikacija po Bieniawskem je splošno uporabna v mehaniki hribin. Uporabljamo jo
v različnih fazah projektov od idejnih študij za izbor najugodnejših variant izdelave
objektov v hribinah, do spremljanja izvajanja del v hribinah, ko ugotavljamo ali
razmere v hribinah ustrezajo predvidenim.
Klasifikacijo opredeljuje pet parametrov, pri čemer ima vsak posebej drugačno težo.
Hribinsko maso, ki jo klasificiramo, razdelimo v manjša območja z istimi lastnostmi.
Za vsako območje izračunamo vrednost klasifikacijskega koeficienta, ki definira
hribino.
Z opisom v naslednjih tabelah ocenimo uvrstitev opazovane hribine v grupo in ji s
tem tudi opredelimo številčno vrednost. Ugotavljamo naslednji pet parametrov:
¾ Trdnost materiala
¾ RQD
¾ Razdalja med razpokami
¾ Hrapavost in polnitev razpok
¾ Podzemna voda
STABILNOST/ 53
Klasifikacijske parametre oziroma njihovo vrednost dobimo po osnovni tabeli:
1
2
3
4
PARAMETRI
Trdnost
Točkovni
indeks
Intaktne
Hribine
Enoosna
Tlačna trd.
Število točk
RQD faktor
Število točk
Razdalja med razpokami
Število točk
Hrapavost in polnitev
Število točk
10 Mpa
4-10 Mpa
250 Mpa
100-250
Mpa
Podzemna
voda
1-2 Mpa
Ni primeren
50-100 Mpa
25-50 Mpa
5-25 1-5 1
Mpa
15
12
7
4
90-100 %
75-90 %
50-75 %
25-50 %
2
1
0
< 25 %
20
17
13
8
3
> 2.0 m
0.6-2.0 m
200-600 mm
60-200 mm
< 60 mm
20
15
10
8
5
Zelo hrapave
razpoke
Nezvezne stene
se stikajo
Nepreperele
stene
30
Malo hrapave
površine
Razmak do 1
mm
Delno preperele
stene
25
Malo hrapave
površine
Razmak do 1
mm
Močno preperele
stene
20
Gladke ploskve
Polnitev do 5
mm ali razmik 15 mm
Zvezne razpoke
Mehko polnilo
Polnitev > 5 mm
ali razmik > 5
mm
Zvezne razpoke
15
0
Ni
10 l/min
10-25 l/min
25-125 l/min
>125 l/min
Pw na 10m pred.
5
VREDNOST
2-4 Mpa
0
0.0-0.1
0.1-0.2
0.2-0.5
> 0.5
Splošni pogoji
Popolnoma suho
Vlažno
Mokro
Curljanje
Vodni toki
Štev. točk
15
10
7
4
0
Pw/σ1
Kako določimo vsakega izmed opisanih parametrov je bilo opisano v poglavju o
definiranju razpokanosti hribine (vseh devet opisanih faktorjev).
Enoosno tlačno trdnost določimo s stiskalnico v laboratoriju ali na terenu in to na
sveži hribini. Enako velja za točkovni indeks. RQD faktor (Deere, 1964) določamo iz
jedra vrtin, ki so bile vrtane z diamantno krono in dvojnim jedrnikom. RQD (Rock
Quality Designation) se izraža v procentih jedra večjega od 10 cm.
Za razpotegnjene objekte, kot so tuneli, je pomembna tudi smer objekta glede na
plasti.
Končni seštevek točk opredeli kamnino v eno izmed petih grup:
I.
UVRSTITEV HRIBINE
Število
točk
Razred
Opis
100-81
80-61
60-41
40-21
< 20
I
zelo dobra
II
dobra
III
srednja
IV
slaba
V
zelo slaba
Grupa, v kateri je hribina jo opredeli po naslednjih osnovnih značilnostih:
II.
LASTNOSTI HRIBINE GLEDE NA UVRSTITEV
Razred
Poprečen čas
Obstojnosti
Kohezija (kPa)
Strižni kot
I
10 let
15 m D
> 400
> 45°
II
6 mes.
8mD
300-400
35°-45°
III
1 teden
5mD
200-300
25°-35°
IV
10 ur
2,5 m D
100-200
18°-25°
V
30 min.
1mD
L100
L15°
STABILNOST/ 54
III.
VPLIV USMERITVE RAZPOK GLEDE NA OBJEKT
Orientacija razpok
(smer in vpad)
Predori
Vrednost Temelji
Brežine
Zelo
ugodna
0
0
0
Ugodna
-2
-2
-5
Srednje
ugodna
-5
-7
-25
Neugodna
-10
-15
-50
Zelo
neugodna
-12
-25
-60
Opomba: Končni oceno RMR zmanjšamo glede neugodnost smeri razpok glede na
objekt.
IV.
NA PREDOR VPLIVA USMERITEV RAZPOK NA NASLEDNJI NAČIN:
Plastovitost Napredek z vpadom
na os tunela 45°-90°
20°-45°
zelo ugodno ugodno
Plastovitost zelo
srednje
vzporedno
neugodno
ugodno
osi tunela
45°-90°
20°-45°
Napredek proti vpadu
45°-90°
20°-45°
srednje
neugodno
Na osnovi vrednosti RMR lahko sklepamo na obnašanje hribine kot je opisano v
tabeli na naslednji strani. Potrebnost podpiranja lahko odčitamo tudi iz naslednjega
diagrama:
STABILNOST/ 55
Po naslednjem obrazcu je mogoče oceniti tudi potrebno velikost sile podpiranja sten:
P……… potrebna sila podpiranja
ht…….. višina obremenitve na strop
RMR… klasifikacijski indeks
γ……… prost. teža (log/m3)
B…….. širina predora
P=
100 − RMR
⋅γ ⋅ B
100
ht =
100 − RMR
⋅B
100
Poznavanje vrednosti RMR nam omogoča tudi oceno pogojev odkopavanja
podzemnih prostorov in potrebe po podpiranju sten.
PRIMER:
Oblika prostora: podkev
širina: 10 m
vertikalni tlak: < 25 MPa;
Način izvajanja predora: vrtanje in miniranje
Uvrstitev
hribine (RMR)
Zelo dobra
81-100
Dobra
61-80
Odkopavanje
Celotni profil
3 m napredka
Celotni profil
1-1.5m
napredka.
Dokončno
podpir. 20 m
za čelom
Srednja
41-60
/
Podpiranje,
sidra (20 mm)
Ni potrebno le
za posam.
bloke
Podpir. posam.
bloke v kroni, 3
m dolga sidra,
narazen 2.5 m,
občasno žična
mreža
Sistematično
sidranje 4 m
dolž. 1.5-2m
narazen v
kroni in na
stenah. Z žično
mrežo v kroni.
Torkret
Lahki loki
/
50 m v kroni
kjer je
potrebno
/
/
50-100 mm v
kroni in 30 mm
na straneh
/
Kadar uporabljamo RMR klasifikacijo za temeljenje v hribinah npr. betonske
pregrade lahko na osnovi RMR vrednosti ocenimo modul deformacije po korelaciji:
( RMR − 10 )
E = 10
40
E ... in-situ modul deformacije v GPa
STABILNOST/ 56
Klasifikacija po Bartonu: Q - sistem
Klasifikacijo je izdelal Norveški geotehnični inštitut (Barton, Lien in Lende, 1974) na
osnovi opazovanj 200 predorov.
Klasifikacija temelji na šestih parametrih, ki so združeni v tri produkte kvocientov:
Q=
RQD
Jn •
Jr
Ja •
Jw
SRF
RQD = "Rock quality designation" faktor
Jn = faktor števila sistemov razpok
Jr = faktor hrapavosti razpok
Ja = faktor polnitve razpok
Jw = redukcijski faktor vpliva vode
SRF = redukcijski faktor vpliva napetosti
Prva dva parametra predstavljata splošno strukturo hribinske mase izraženo z
relativno velikostjo blokov. Drugi deljenec daje numerično vrednost vpliva strižnih
lastnosti hribin na razpokah, medtem ko je tretji kvocient sestavljen iz zunanjih
pogojev v kateri je hribina (vodni tlak in "aktivna napetost").
Q - vrednost je direktno povezana z dimenzijami tunela z enačbo:
Projektirana širina, premer, ali višina
Dimenzija =
ESR
ESR ... vplivni faktor tipa objekta
S faktorjem ESR definiramo vpliv tipa (vrste) objekta pod površino:
A
B1
B2
C
D
E
F
ESR
Začasne proge v rudnikih
3-5
Vertikalni jaški krožni
2.5
Vertikalni jaški- pravokotni/kvadratni
2.0
Stalne proge v rudnikih, vodni tuneli za HC, pilotni tuneli, krona 1.6
velikih tunelov
Skladiščni podzemni prostori komore v hribini, manjši cestni in 1.3
železniški predori itd.
Podzemne stopnice HC, glavni cestni železniški predori, 1.0
podzemna zaklonišča portali, križišča kanalov
Podzemne atomske centrale, železniške postaje, tovarne
0.8
S pomočjo naslednjih tabel določimo vrednost šestih naštetih parametrov v osnovni
enačbi:
STABILNOST/ 57
I. Uvrstitev hribine glede na vrednost RQD:
A
B
C
D
E
RQD (%)
Zelo slaba
Slaba
Srednja
Dobra
Odlična
0 - 25
25 - 50
50 - 75
75 - 90
90 - 100
Opomba: Če je RQD < 10 vzamemo v izračun RQD = 10
II. Faktor števila sistemov razpok (Jn)
A
B
C
D
E
F
G
H
I
Masiv, hribina, ni ali posamezne razpoke
0,5 - 1,0
En sistem razpok
2
En sistem razpok + slučajne
3
Dva sistema razpok
4
Dva sistema razpok + slučajne
6
Trije sistemi razpok
9
Trije sistemi razpok + slučajne
12
Štirje ali več sistemov razpok, slučajne
15
razpoke, zelo močno razpokana
Popolno zdrobljena hribina, kot zemljina
20
III. Faktor hrapavosti razpok (Jr)
a) Stene razpok se stikajo (za A do G).
b) Stene razpok se združijo pri premiku manjšem od 10 cm (za A do G).
c) Ni stika razpok tudi po strigu (za H in I).
A.
B.
C.
D.
E.
F.
G.
H.
I.
Nezvezne razpoke (prekinjene)
Hrapave, nepravilne, valovite
Gladke, valovite
Spolzke, valovite
Hrapave ali nepravilne, ravne
Gladke, ravne
Spolzke, ravne
Razpoke, zapolnjene z glinastimi minerali,
ki preprečujejo stik sten
Zona v hribini porušena ali s peskom,
gruščem, ki preprečuje stik sten
4
3
2
1.5
1.5
1.0
0.5
1.0
1.0
Opombe: Dodaj 1.0, če je povprečna razdalja razpok večja od 3 m. Jr = 0.5 za tip
razpoke G., ki ima lineacijo neugodno usmerjeno.
STABILNOST/ 58
IV. Faktorja polnitve in odprtosti razpok (Ja)
a. Stene razpok se stikajo:
Ja
A
B
C
D
E
Tesen stik, trde stene, brez mehkih con, neprepustna
polnitev kot je kremen ali epidot
Nepreperele stene razpok
Delno preperele stene razpok, brez mehke prevleke
mineralov, delci iz peska v razpoki, glinaste razpadle
hribine
Prevleka iz melja ali meljasto-peščene ali z malo komp.
gline
Prevleke z glinastimi minerali, mehkimi (kaolinit,
muskovit, klorit itd.)
b. Stene razpok se združijo pri premiku do 10 cm:
F
Delci peska v razpokah, glinaste razpadle hribine
G
Kompaktni, prekonsolidirani, trdi glinasti minerali v
prevleki, ki je zvezna toda tanjša od 5 mm
H
Srednja ali nizka konsolidacija, polnitve, omehčana
polnitev z glinastimi minerali
I
Polnitve z glinastimi-nabrekalnimi minerali
(montmorilonit (zvezna razpoka < 5 mm) Vrednost Ja
zavisi od procenta vsebnosti nabrekalnih glin, vpliva
vode itd.
c. Stene razpok se pri strigu ne staknejo:
K
Cone ali trakovi razpadle ali porušene hribine z glino
kot G, M, J
L.
Cone ali trakovi meljne, meljne-peščene po (G,M,J) ali
iz kompaktne gline
M
Tanke zvezne cone ali trakovi iz gline
0.75
φ
25-35
1.0
2.0
25-35
25-30
3.0
20-25
4.0
8-16
4.0
6.0
25-30
16-24
8.0
12-16
8-12
6-12
6-8 ali
8-12
5.0
12-14
10-13
ali
13-20
(G,M ,J)
V. Redukcijski faktor vpliva vode (Jw)
Tlak vode
(kg/cm2)
Jw
A
B
C
D
E
F
Suh izkop minimalen dotok. t.j. < 5 l/min lokalno
Srednji dotok ali tlak, mestoma spiranje razpok
Večji dotok ali visok tlak v komp. hribini s praz.
razpokami
Večji dotok ali visok tlak, precejšne spiranje polnila
razpok
Izredno visok dotok ali vodni tlak pri miniranju, pada s
časom
Izredno visok dotok ali vodni tlak, ne pada s časom
1
0.64
0.5
<1
1-2.5
2.5-10
0.3
2.5-10
0.2-0.1
> 10
0.1-0.05
> 10
STABILNOST/ 59
VI. Redukcijski faktor vpliva napetosti (SRF)
a) Oslabljene cone sekajo odkop, kar lahko povzroča zruške pri
odkopavanju
A
Pogosti pojavi oslabljenih con z glino ali kemično razpadlo
hribino. Pogosti zruški
B
Posamezne oslabljene cone z glino ali kem. razp. hribino (globine
< 50 m)
C
Kot. B. globina > 50 m
D
Pogosto strižne cone v kompaktni hribini (z glino), zruški
E
Posamezne strižne cone v kompaktni hribini (z glino), zruški < 50
m
F
kot E globina > 50 m
G
Odprte razpoke, močno razpokane hribine v drobne kose itd.
SRF
b) Kompaktne hribine, problemi
napetosti hribine
H
J
K
L
M
Nizki tlaki blizu površine
Srednji tlaki
Visoke napetosti, kompaktna struk.
hribine
Majhni gorski udari (masivna hribina)
Veliki gorski udari (masivna hribina)
10
5
7.5
7.5
5.0
2.5
5.0
Enoosna
točkovna
trdnost
>200
200-10
10-5
Tlačna
Trdnost
SRF
>13
.0.66
0.66-0.33
1.0
1.0
0.5-2
5-2.5
<2.5
0.33-0.16
<0.16
5-10
10-20
c) Plastične nabrekalne hribine, visoke hribinske napetosti
SRF
N
O
5-10
10-15
Srednji plastični tlak
Veliki plastični tlak
d) Nabrekalne hribine, nabrekanje v povezavi z vodo
P
Srednji nabrekalni tlak
R
Veliki nabrekalni tlak
SRF
5-10
10-15
Podobno kot pri RMR klasifikaciji lahko ocenimo maksimalno širino nepodprtega
prostora:
Maksimalna širina = 2 * ESR * Q0.4
Tlak za zaključno podpiranje na vrhu tunela je po Q-sistemu:
P = 2.0 J ⋅ Q
−1
3
r
STABILNOST/ 60
Če je število sistemov razpok manjše od 3 pa:
1
P = 2 3 ⋅ J n2 ⋅ J r−1 ⋅ Q
−1
3
Q-klasifikacija ima glede na dovoljeno vrednost Q predpisan način podpiranja s sidri,
mrežami in brizganim betonom, podobno kot RMR-sistem.
Na diagramu na naslednji strani je grafično prikazana delitev po Q-klasifikaciji v 9
razredov:
¾ izjemno slaba hribina
¾ ekstremno slaba hribina
¾ zelo slaba hribina
¾ slaba hribina
¾ srednja hribina
¾ dobra hribina
¾ zelo dobra hribina
¾ ekstremno dobra hribina
¾ izjemno dobra hribina
STABILNOST/ 61