Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo PODIPLOMSKI ŠTUDIJ GRADBENIŠTVA DOKTORSKI ŠTUDIJ Kandidat: MATEJ MAČEK, univ. dipl. inž. grad. VPLIV MATRIČNE SUKCIJE NA POMIKE PLAZU SLANO BLATO Doktorska disertacija štev.: 226 INFLUENCE OF MATRIC SUCTION ON THE MOVEMENTS OF SLANO BLATO LANDSLIDE Doctoral thesis No.: 226 Temo doktorske disertacije je odobrila Komisija za doktorski študij na 8. redni seji, 8. julija 2010. Za mentorja je bil imenovan prof. dr. Bojan Majes. Ljubljana, 10. oktober 2012 Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo Komisijo za oceno ustreznosti teme doktorske disertacije v sestavi: - prof. dr. Bojan Maj es, - izr. prof. dr. Janko Logar, - prof. dr. Breda Mirtič, UL NTF, je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 9. redni seji, dne 31. marca 2010. Poročevalce za oceno doktorske disertacije v sestavi: - izr. prof. dr. Janko Logar, - doc. dr. Ana Petkovšek, - prof. dr. Breda Mirtič, UL NTF, je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 32. redni seji, dne 20. junija 2012. Komisijo za zagovor doktorske disertacije v sestavi: - prof. dr. Matjaž Mikoš, dekan UL FGG, predsednik, - prof. dr. Bojan Majes, mentor, - izr. prof. dr. Janko Logar, - doc. dr. Ana Petkovšek, - prof. dr. Breda Mirtič, UL NTF, je imenoval Senat Fakultete za gradbeništvo in geodezijo na 33. redni seji, dne 26. septembra 2012. Univerza v Ljubljani Fakulteta za gradbeništvo in geodezijo IZJAVA O AVTORSTVU Podpisani MATEJ MAČEK, univ. dipl. inž. grad., izjavljam, da sem avtor doktorske disertacije z naslovom: »VPLIV MATRIČNE SUKCIJE NA POMIKE PLAZU SLANO BLATO«. Izjavljam, da je elektronska različica v vsem enaka tiskani različici. Izjavljam, da dovoljujem objavo elektronske različice v repozitoriju UL FGG. Ljubljana, 10. oktober 2012 (podpis) Stran za popravke Stran z napako Vrstica z napako Namesto Naj bo BIBLIOGRAFSKO - DOKUMENTACIJSKA STRAN IN IZVLEČEK UDK: 551.435.6: 624.131 (043.3) Avtor: Mentor: Naslov: Matej Maček prof. dr. Bojan Majes Vpliv matrične sukcije na pomike plazu Slano blato Doktorska disertacija 210 str., 22 pregl., 162 sl., 260 en. mehanika zemljin, nezasicene zemljine, laboratorijske preiskave, terenske preiskave, lezenje zemljin Tip dokumenta: Obseg in oprema: Ključne besede: Izvleček: V doktorski disertaciji je obravnavan vpliv matrične sukcije na pomike plazu Slano blato. V prvem delu disertacije je predstavljena retencijska krivulja in empirični materialni modeli za opis inženirskih lastnosti nezasicene zemljine v odvisnosti od matrične sukcije. Opisane so tudi metode merjenja sukcije, vzroki za gibanje vode v vadozni coni zemljine, pojav krcitvenih razpok in reološki modeli za oceno lezenja plazov. V praktičnem delu naloge je predstavljen plaz Slano blato, ki je z ocenjenim volumnom nestabilne mase preko 106 m3 eden izmed štirih velikih zemeljskih plazov v Sloveniji. Na podlagi meritev sukcije v laboratoriju in izkazane relevantnosti vpliva sukcije na stabilnost plazu so bili na plazu v jeseni 2007 vgrajeni Watermark merilniki sukcije. Za potrebe ocene lezenja plazu pa so bile v letu 2011 vgrajene tudi geodetske točke. V nadaljevanju so predstavljene obsežne laboratorijske preiskave za kvaliteten opis dogajanja v zemljini med sušenjem in ponovnim vlaženjem ter preiskave lezenja zemljine ob konstantni strižni obremenitvi. Na podlagi laboratorijskih raziskav je bil razvit materialni model, ki opisuje retencijsko krivuljo materiala in strižno lezenje zemljine. S terenskim opazovanjem pridobljene robne pogoje na površini plazu Slano blato (padavine in potencialna evapotranspiracija) smo vstavili v numericni program, ki z že omenjenim materialnim modelom opisuje 1D tok vode. Numericne izračune smo primerjali s terenskimi meritvami sukcije. Podobno, smo na podlagi terenskih meritev in numericnih izračunov sklepali tudi na pomike plazu Slano blato. V zaključnem poglavju so predstavljene sklepne ugotovitve ter priporočila za nadaljnje raziskovalno delo. BIBLIOGRAPHIC-DOCUMENTALISTIC INFORMATION UDC: 551.435.6: 624.131 (043.3) Author: Assoc. Supervisor: Matej Maček Prof. dr. Bojan Majes The influence of matric suction on the movements of Slano blato landslide Doctoral Dissertation Title: Document type: Notes: Key words: 210 p., 22 tab., 162 fig., 260 eq. soil-mechanics, unsaturated soil, laboratory test, field observations, creep Abstract: This PhD thesis presents the impact of matric suction on the movements of Slano blato landslide. The first part of the thesis presents water retention curve and the empirical material models which describe the engineering properties of unsaturated soil as a function of matric suction. Methods for suction measurements, water movement in the vadose zone, the occurrence of shrinkage cracks and rheological models for landslide creep description are also presented. In the practical part of the thesis Slano blato landslide is presented. Slano blato landslide is with an estimated volume of 106 m3 one of the four major landslides in Slovenia. Due to shown contribution of matric suction on landslide stability, Watermark suction sensors were installed in Slano blato landslide in autumn of 2007. For the landslide creep measurements measuring geodetic point were installed in 2011. In the next part the extensive laboratory tests for description of soil during wetting and drying or shearing with constant shear stress are presentment. Based on laboratory studies material model has been developed, which describes the water retention curve and landslide creep. The obtained boundary conditions on the surface of the Slano blato landslide from the field observations (precipitation and potential evapotranspiration) were inserted into the numerical program. The program describes 1D water flow with the above-mentioned material model. Numerical calculations were compared with field measurements. On the basis of field measurements and numerical calculations the Slano blato landslide were estimated. The final chapter presents conclusions and recommendations for further research. ZAHVALA Za nasvete in pomoč pri nastajanju doktorske naloge se zahvaljujem vsem sodelavcem na Katedri za mehaniko tal z laboratorijem. Še posebej se zahvaljujem doc. dr. Ani Petkovšek za konstruktivne pogovore o nezasicenih zemljinah ter Jasni Smolar in Miranu Mercu za pomoč pri laboratorijskih preiskavah. Brez njune pomoči mi marsikatera preiskava ne bi uspela. Jasni se zahvaljujem tudi za pomoč pri oblikovanju slik v tej nalogi. Zahvaljujem se Marku Kocevarju in Igorju Benku za posredovanje podatkov iz osebnih arhivov o meritvah in dogajanjih na plazu Slano Blato. Posebej se zahvaljujem prof. dr. Dobroslavu Znidarčiču iz Boulder University Colorado, ki mi je omogočil prve preiskave v sukcijski triosni celici. Posebna zahvala gre tudi doc. dr. Ani Petkovšek, katere doktorska disertacija je predstavljala dobre temelje tej nalogi. Zahvaljujem se tudi svojemu mentorju prof. dr. Bojanu Majesu za njegovo zaupanje, vztrajanje in vzpodbujanje. KAZALO BIBLIOGRAFSKO - DOKUMENTACIJSKA STRAN IN IZVLEČEK II BIBLIOGRAPHIC-DOCUMENTALISTIC INFORMATION III ZAHVALA IV 1 UVOD 1 1.1 Predstavitev problema 1 1.2 Zemljinska sukcija 2 1.3 Cilji naloge 3 1.4 Vsebina in struktura naloge 3 2 TEORETSKO OZADJE 5 2.1 Posamezne faze zemljine in njihove značilnosti 5 2.1.1 Trdni delci 5 2.1.2 Voda 5 2.1.3 Zrak 8 2.2 Fazna razmerja v zemljini 9 2.3 Napetosti in deformacije 11 2.3.1 Napetosti 11 2.3.2 Deformacije 12 3 SUKCIJA ZEMLJIN 14 3.1 Vodni potenciali 14 3.1.1 Celotni potencial O 15 3.1.2 Tlačni potencial P 15 3.1.3 Matrični potencial ^ m ali hc 15 3.1.4 Osmotski potencial n 15 3.1.5 Gravitacijski potencial Z 15 3.1.6 Kombinacije potencialov 16 3.2 Načini vezanja vode v strukturo zemljine 16 3.2.1 Kapilarna voda 16 3.2.2 Adsorpcija 19 3.2.3 Razmerje med kapilarno in adsorpcijsko vezano vodo 20 4 RETENCIJSKA KRIVULJA 22 4.1 Funkcije za opis retencijske krivulje 23 4.2 Histereza retencijske krivulje 25 4.3 Vpliv strukture zemljine 26 4.4 Ocena retencijske krivulje iz indeksnih podatkov in gostote 28 5 VPLIV SUKCIJE NA TRDNOST ZEMLJINE 30 5.1 Uvod 30 5.2 Zapis strižne trdnosti s popravkom kohezije 31 5.3 Popravek efektivne napetosti 32 5.4 Neodvisni napetostni spremenljivki 32 5.5 Sukcijska napetost 34 5.6 Natezna trdnost zemljine 35 6 KRČITVENE RAZPOKE 37 7 VPLIV SUKCIJE NA PREPUSTNOST ZEMLJINE 39 7.1 Vodoprepustnost zasičenih zemljin 39 7.2 Vodoprepustnost nezasičenih zemljin 41 7.2.1 Histerezno obnašanje krivulje vodoprepustnost - sukcija 43 7.3 Gibanje zraka in vodne pare 44 7.3.1 Gibanje zraka v zemljini 44 7.3.2 Difuzija zraka skozi vodi 45 7.3.3 Difuzija vodne pare 45 8 VPLIV SUKCIJE NA SPREMEMBE VOLUMNA ZEMLJINE 46 8.1 Modeli za zasičeno zemljino 46 8.1.1 Cam-clay model za zasičeno zemljino 46 8.1.2 Modified Cam-clay model za zasičeno zemljino 50 8.2 Modeli za nezasičeno zemljino 51 8.2.1 Model obnašanja zemljine Fredlund in Morgensterna (1976) 52 8.2.2 BEM model za obnašanje nezasičenih zemljin 53 8.2.3 Cam-clay model za nezasičene zemljine 56 8.3 Zaključek 57 9 MERITVE SUKCIJE 59 9.1 Neposredne metode 59 9.1.1 Neposredno merjenje sukcije 59 9.1.1.1 Peščeni slop 59 9.1.1.2 Merjenje z visečim vodnim stolpcem 60 9.1.1.3 Tenziometer 61 9.1.1.4 HYPROP 63 9.1.2 Osno translacijske meritve - tlačni lonec in sukcijska triosna celica 64 9.1.3 Osmotska metoda 66 9.2 Posredne meritve 66 9.2.1 Primarne metode 66 9.2.1.1 Psihrometri s termočlenom 67 9.2.1.2 Psihrometri z ohlajevanjem zrcalca 67 9.2.2 Sekundarne metode 68 9.2.2.1 Metoda filter papirja 68 9.2.3 Terciarne metode 69 9.2.3.1 Merilniki sukcije na principu merjenja elektroprevodnosti 69 9.2.3.2 Merilniki sukcije na principu merjenja toplotne prevodnosti 70 9.2.4 Metoda ekvilibracije relativne vlage 70 9.3 Zaključek 71 10 GIBANJE VODE V ZEMLJINI 72 10.1 Stacionarni tok 72 10.2 Nestacionarni tok 73 10.3 Robni pogoji 74 10.4 Evapotranspiracija 74 10.4.1 Ocena evapotranspiracije 76 10.4.1.1 Izračun evaporacije 76 10.4.1.2 Izračun referenčne evapotranspiracije 78 10.4.1.3 Korekcija referenčne evapotranspiracije za golo zemljo 81 10.4.1.4 Vpliv sukcije na evaporacijo 81 11 POBOČNA PREMIKANJA 83 11.1 Opredelitev in razvrstitev pobočnih premikanj 83 11.2 Stabilnost plazov in sukcija 84 11.3 Lezenje plazu 90 11.3.1 Fenomenološki modeli 92 11.3.2 Lezenje v strižnih pogojih 95 11.3.2.1 Zaključek 97 12 TERENSKE PREISKAVE NA PALZU SLANO BLATO 99 12.1 Plaz Slano blato 99 12.1.1 Zgodovina plazu 99 12.2 Geološki opis plazu Slano Blato 101 12.3 Terenske preiskave na plazu Slano blato 103 12.4 Rezultati starega opazovalnega sistema in terenskih meritev 104 12.5 Rezultati novega opazovalnega sistema in LIDAR skeniranje plazu 105 12.6 Nova opazovanja, vzpostavljena v letih 2007 - 2011 107 12.6.1 Meritve sukcije 107 12.6.2 Geodetske meritve na površini 110 12.6.3 Gibanje vode v vodnjaku 111 12.6.4 Primerjava med pomiki plazu in sukcijo 111 12.6.5 Ovojnica sukcije/pornih tlakov 111 13 LABORATORIJSKE PREISKAVE NA PLAZINI IZ PLAZU SLANO BLATO 113 13.1 Uvod 113 13.2 Opisi postopkov in naprav 114 13.2.1 Meja krčenja 114 13.2.2 Vodovpojnost po Enslin-Neff postopku 114 13.2.3 Sukcijski enostavni strižni aparat - SESA 114 13.3 Predstavitev zemljine 117 13.4 Meja krčenja 118 13.5 Vodovpojnost po Enslin-Neff postopku 119 13.6 Edometrske preiskave 120 13.7 Meritve sukcije 121 13.8 Volumenske deformacije v odvisnosti od sukcije 126 13.9 Preiskave strižne trdnosti 127 13.10 Lezenje 131 13.10.1 Preiskave lezenja pri isti stopnji strižne obremenitve in različnih vertikalnih obremenitvah 132 13.10.2 Preiskave lezenja pri isti vertikalni obremenitvi in pri različnih stopnjah strižne obremenitve brez sukcije 132 13.10.3 Preiskave lezenja pri isti vertikalni obremenitvi in isti stopnji strižne obremenitve z in brez sukcije 136 13.10.4 Preiskave lezenja s postopnim strižnim obremenjevanjem 136 13.10.5 Vpliv razbremenitve in ponovne obremenitve 140 13.10.6 Zaključki 142 14 VREDNOTENJE REZULTATOV PREISKAV IN NUMERIČNO MODELIRANJE 14.1 Zasičena zemljina 143 14.1.1 Izbira parametra a 144 14.1.2 Popravek strižnega kota (p* 145 14.1.3 Vrednotenje edometrskih preiskav 145 14.1.4 Triosne preiskave 147 14.1.5 Enostavne strižne preiskave 149 14.2 Nezasičena zemljina 151 14.2.1 Retencijska krivulja 151 14.2.2 Volumenske spremembe v odvisnosti od sukcije 153 14.2.2.1 Krčenje zemljine. 153 14.2.2.2 Sukcijski edometer (SESA) 157 14.2.2.3 Deviška retencijska krivulja 162 14.2.3 Vpliv sukcije na trdnost zemljine 164 14.2.3.1 Enostavni strig 164 14.2.3.2 Nedrenirana strižna trdnost 166 14.2.4 Lezenje zemljine 167 14.2.4.1 Ocena začetnih deformacij 167 14.2.4.2 Ocena lezenja zemljine 168 14.3 Numerični model 169 14.3.1 Retencijska krivulja 170 14.3.2 Popravek efektivnih napetosti 170 14.3.3 Volumenske deformacije 170 14.3.4 Tok tekočine 171 14.3.4.1 Vodoprepustnost 172 14.3.4.2 Difuzija vodne pare v zraku 172 14.3.5 Sprememba totalne napetosti 173 14.3.6 Diferenčna metoda 173 14.3.6.1 Robni pogoji 175 14.3.6.2 Pogoji natančnosti izračuna 176 14.4 Analize toka vode z numeričnim modelom 176 14.4.1 Primerjave z laboratorijskimi testi 176 14.4.2 Primerjave s terenskimi meritvami 181 14.4.2.1 Vpliv stopnje evaporacije 182 14.4.2.2 Vpliv vodoprepustnosti 183 14.4.2.3 Vpliv tlaka na spodnjem robu 184 14.4.2.4 Primerjava s terenskimi meritvami v obdobju 1.11.2007-1.5.2012 185 14.5 Ocena pomikov plazu Slano blato 187 14.5.1 Postopek vrednotenja 187 14.5.1.1 Zaključek 190 15 ZAKLJUČEK 191 15.1 Predlogi za nadaljnje delo 193 16 POVZETEK 195 17 SUMMARY 197 VIRI 199 KAZALO SLIK Slika 1.1: Pogled na plaz Slano blato 1 Slika 2.1: Vodna molekula levo (Lazarini in Brenčič, 1989) in vodikova vez desno (Marshall in Holmes, 1988). 6 Slika 2.2: Smer delovanja posameznih komponent napetostnega tenzoija . 11 Slika 2.3: Pomik točke telesa po komponentah 12 Slika 3.1: Medmolekulske vezi vodne molekule v notranjosti kapljevine in na vodni površini (Fredlund in Rahardjo, 1993). 16 Slika 3.2: Kapilarni dvig (Marshall in Holmes, 1988). 17 Slika 3.3: Skica kontaktnih ploskev omocljive in neomocljive snovi (Kladnik, 1989). 17 Slika 3.4: Površinska napetost na ukrivljeni površini z dvema radijema ukrivljenosti (levo) (Fredlund in Rahardjo, 1993) in primer takšne membrane v primeru vode med dvema kroglama (Cho in Santamarina, 2001). 18 Slika 3.5: Zveza med pornim radijem, sukcijo in kapilarnim dvigom (Fredlund in Rahardjo, 1993). 19 Slika 3.6: Jakost posameznih komponent sil med delci glede na velikost delcev (levo) in stopnjo zasicenosti (desno) (Lu in Likos, 2006). 20 Slika 3.7: Enotska celica (Or in Tuller, 1999). 21 Slika 3.8: Vpliv kapilarno in adsorpcijsko vezane vode na sukcijo zemljine (Or in Tuller, 1999). 21 Slika 4.1: Retencijska krivulja (prirejeno po Fredlund in Xing, 1994, Sillers et al., 2001, Lu et al., 2007) 23 Slika 4.2: Učinek močenja in sušenja na retencijsko krivuljo (Maček, 2006). 25 Slika 4.3: Vpliv naklona, hrapavosti in različnih materialov na omocitveni kot. 25 Slika 4.4: Povezovalne krivulje med retencijsko krivuljo sušenja in vlaženja (Casini et al., 2008). 26 Slika 4.5: Vpliv vlage pri nabijanju in količnika por na retencijsko krivuljo zbite peščene gline (Vanapalli et al., 1999). 27 Slika 4.6: Vpliv količnik por na točko vstopa zraka, točko vstopa vode in rezidualno vlago (Kawai et al., 2000). 27 Slika 4.7: Vpliv vlage pri nabijanju na krčenje zemljine (Birle et al., 2008). 28 Slika 4.8: Primerjava med izmerjeno retencijsko krivuljo in napovedjo modelov (Thakur et al., 2006) 29 Slika 5.1: Strižna trdnost v odvisnost od bočnih pritiskov pri IU testih (Taek Oh et al., 2008). 31 Slika 5.2: Rezultati različnih testnih postopkov na enakih vzorcih (Taek Oh et al., 2008). 31 Slika 5.3: Vrednosti c in (p v odvisnosti od sukcije za primer sušenja ali vlaženja (Gallage in Uchimura, 2010) 32 Slika 5.4: Vrednosti (p\ (p" in (pb za nezasicene zemljine (Toll, 2000; cit. po Petkovšek, 2006). 33 Slika 5.5: Koeficient efektivne napetosti glede na prejšnja eksperimentalna in teoretična dela (levo) in eksperimentalno potrjene zveze (desno) (Vanapalli in Fredlund, 2000). 34 Slika 5.6: Zveza med sukcijsko napetostjo in volumetricno vlago ter sukcijo (Lu in Likos, 2006). 34 Slika 5.7: Natezna trdnost v odvisnosti od stopnje zasicenosti (Lu et al., 2007). 36 Slika 6.1: Pot totalnih in efektivnih napetosti pri spreminjanju tlaka vode. 3 8 Slika 7.1: Hitrost vode v zemljini je večja od tiste, določene po Darcyu, zaradi poroznosti in vijugavosti (Reddi, 2003). 40 Slika 7.2: Razlike v posameznih fizikalnih količinah (Cedergren, 1989 po Reddi, 2003). 40 Slika 7.3: Histerezno obnašanje retencijske krivulje, odvisnost vodoprepustnosti od sukcije in odvisnost vodoprepustnosti od volumetrične vlage (Liakopoulos, 1965). 44 Slika 8.1: Rezultat edometrskega testa na zemljini (Schofield in Wroth, 1968). 47 Slika 8.2: Stanje vzorca med tecenjem glede na črto kritičnega stanja (Schofield in Wroth, 1968). 48 Slika 8.3: Elastično obnašanje vzorca in meja tečenja (Schofield in Wroth, 1968). 49 Slika 8.4: Plastifikacija zemljine (levo) in meja tečenja v prostoru v, p' in q (desno) (Schofield in Wroth, 1968). 49 Slika 8.5: Plastifikacija zemljine za različna razmerja p/q (Schofield in Wroth, 1968). 50 Slika 8.6: Meja tečenja v prostoru p' - q . 50 Slika 8.7: Količnik por v odvisnosti od sukcije in sferične napetosti v izotropnem stanju (Matyas in Radhakrishna, 1968, citat po Fredlund in Rahardjo, 1993). 52 Slika 8.8: Konceptualni model obnašanja stisljive zemljine (Nuth in Laloui, 2008). 52 Slika 8.9: Stisljivost zemljine v odvisnosti od sukcije (Alonso et al. 1990). 55 Slika 8.10: Meja tečenja z mejama LC - obremenitev-kolaps in SI - povečanje sukcije (Alonso et al., 1990). 55 Slika 8.11: Tri dimenzionalna ploskev meje tečenja v (p, q, s) prostoru (Alonso et al., 1990). 56 Slika 8.12: Tri dimenzionalna ploskev meja tečenja v (p', q, Sr) prostoru (Casini et al., 2007). 57 Slika 9.1: Primer peščenega slopa (Lins et al., 2009). 60 Slika 9.2: Primer merjenja sukcije z visečim vodnim stolpcem. Levo naprava po Haines (1930), kjer je bilo potrebno višinsko razliko popravljati in desno novejša oblika naprave, ki to odpravlja (ASTM D 6836) (Vanapalli et al., 2008). 60 Slika 9.3: Tenziometer s Hg manometrom (Marshall in Holmes, 1988). 61 Slika 9.4: Pojav vodnih mehurčkov v tenziometru (Marinho et al., 2008). 62 Slika 9.5: Naprava HYPROP. 63 Slika 9.6: Tlačni lonec. 64 Slika 9.7: Prepihovanje difuziranega zraka iz spiralnih kanalov ter primer sistema za prepihovanje porozne ploščice (Vanapalli et al., 2008). 65 Slika 9.8: Prerez psihrometra z ohlajevanjem zrcalca (Bulut in Leong, 2008). 67 Slika 9.9: Prikaz merjenja totalne in matrične sukcije (Bulut in Leong, 2008). 69 Slika 9.10: Gips blok merilec sukcije (Bulut in Leong, 2008). 70 Slika 9.11: Skica merilnika sukcije s toplotno prevodnostjo, dioda služi kot termometer, bakrena žica pa kot grelno telo (Bulut in Leong, 2008). 70 Slika 10.1: Povprečni Kc v odvisnosti od ET0 in intervala med padavinami oziroma zalivanjem za vse tipe zemljin (Allen et al., 1998). 81 Slika 10.2: Razmerje med dejansko in potencialno evaporacijo v odvisnosti od vlage zemljine za različne zemljine (Holmes, 1961). 82 Slika 10.3: Razmerje med dejansko in potencialno evaporacijo v odvisnosti od vlage in sukcije zemljine (Wilson et al., 1994). 82 Slika 11.1: Osnovni načini težnostnih premikanj pobočij (Skaberne, 2001). 84 Slika 11.2: Sile na brezkrajnem pobočju (Montrasio in Valentino, 2008). 86 Slika 11.3: Skica pobočja: (a) infiltracija vode v okolico makro por, (b) obsežni deli zemljine so zasičeni, (c) deli zasičene zemljine se širijo in so med seboj povezani (Montrasio in Valentino, 2008). 87 Slika 11.4: Diagram razvoja pornih tlakov med infiltracijo z ovojnico tlakov, ki povzročijo nestabilnost (Collins in Znidarcic, 2004) 89 Slika 11.5: Tipičen primer plazu v nezasičeni coni (Springman, 2005, po Petkovšek, 2006) 89 Slika 11.6: Reološki modeli. 91 Slika 11.7: Maxwellov reološki model in odziv na enotsko obremenitev. 91 Slika 11.8: Kelvin in Voightov reološki model in odziv na enotsko obremenitev. 92 Slika 11.9: Binghamov reološki model in odvisnost napetosti od hitrosti deformacij. 92 Slika 11.10: Prikaz primarne, sekundarne in terciarne faze lezenja. 93 Slika 11.11: Diagram Uv (T). 94 Slika 11.12: Izotahe za primer suhega peska (Šuklje, 1969). 94 Slika 11.13: Sistem izohron (Bjerrum, 1967). 95 Slika 11.14: Obnašanje gline med preiskavo lezenja v enostavnem strigu (Meschyan, 1995). 95 Slika 11.15: Primeri modelnih inklinometrskih profilov za različne materialne podatke, nivo podzemne vode (GWL) in naklon pobočja a (van Asch et al., 2009). 96 Slika 11.16: Primeri krivulj strižnega lezenja (Meschyan, 2006). 97 Slika 11.17: Meritve lezenja na vzorcu zemljine pri različnih sukcijah (Wang in Yin, 2009). 98 Slika 12.1: Mehanizem prehoda plazenja v viskozni blatni tok (Ribičič M. , 2002b). 99 Slika 12.2: Geološka karta Vipavske doline z označenimi plazovi. 101 Slika 12.3: Geološki vzdolžni profil čez plaz Slano blato (Logar et al., 2005). 102 Slika 12.4: Poenostavljena geološka karta z označenimi gravitacijskimi bloki A-F, Mala Gora, Lukovec, Gola gorica, Visoko, Križec in Gradišče (Placer et al., 2008). 102 Slika 12.5: Shematski geološki profil preko Velikega Modrasovca in Male Gore ter detajl strukturne kadunje (Placer et al., 2008). 102 Slika 12.6: Deli plazu Slano blato (Ribičič, 2002). 103 Slika 12.7: Meritve na inklinometru B5 na mestu današnjih vodnjakov do uničenja inklinometra (Fifer Bizjak in Zupančič, 2009). 105 Slika 12.8: Hitrost potresnih valov na vzdolžnem profilu plazu Slano blato (Logar et al., 2005). 105 Slika 12.9: Karta naklonov (arhiv Marka Kocevarja). 106 Slika 12.10: Karta razlik ploskev (Kogoj et al., 2007). 106 Slika 12.11: Pomik skale na zgornjem odlomnem robu, ki ga je zaznalo LIDAR skeniranje plazu (arhiv Marka Kočevaija) in pomiki, ki so ga zaznale kamere dva meseca kasneje. 107 Slika 12.12: Lokacija kamer (CAM), merilcev sukcije (MS) in piezometra (P). 108 Slika 12.13: Mesta vgradnje merilcev sukcije in temperature na lokaciji 1 in 2. 108 Slika 12.14: Meritve sukcije na lokaciji MS1 (zgoraj) in MS2 (spodaj). 109 Slika 12.15: Lokacij a geodetskih točk in pripadaj oči pomiki točk. 110 Slika 12.16: Nihanje nivoja vode v vodnjaku in v zemljini za vodnjakom. 111 Slika 12.17: Spreminjanje hitrosti lezenja plazu in sukcije s časom. 112 Slika 12.18: Ovojnica pornih tlakov in spreminjanje faktorja varnosti z globino. 112 Slika 13.1: Enslin-Neff aparat. 114 Slika 13.2: Enostavni strižni aparat DTA-136. 115 Slika 13.3: Direktni (levo) in enostavni strižni aparat (desno). 115 Slika 13.4: Sukcijski enostavni strižni aparat - SESA. 116 Slika 13.5: Zrnavostne sestave plazine. 117 Slika 13.6: Vpliv vertikalne obtežbe na mejo krčenja. 119 Slika 13.7: Časovni razvoj vertikalnih deformacij med sušenjem v edometru. 120 Slika 13.8: Edometrski testi v različnih napravah. 121 Slika 13.9: Sukcijska bremenska stopnja 200-300 kPa (zgoraj) in 300-150 kPa (spodaj) pri vertikalni napetosti 100 kPa. 122 Slika 13.10: Meritve sukcije na vzorcih plazine. TL - tlačni lonec, MFP-m metoda filter papirja (matrična), MFP-t metoda filter papirja (totalna), WM Watermark senzor, m retencijska krivulja močenja, s retencijska krivulja sušenja. Velja tudi za naslednje slike. 123 Slika 13.11: Meritve sukcije s psihrometrom z ohlajenim ogledalcem WP4-T in metodo filter papirja. 124 Slika 13.12: Meritve sukcije z različnimi metodami v območju sukcije 0-500 kPa. 125 Slika 13.13: Meritve sukcije v napravi SESA. 125 Slika 13.14: Predstavitev vseh meritev na vzorcu iz leta 2010. 126 Slika 13.15: Volumensko obnašanje preizkušanca pri vertikalni obremenitvi 100 kPa med sukcijskim obremenjevanjem. Narejena je približna korekcija zaradi bočnega stiskanja. 127 Slika 13.16: Preiskave v triosni celici. 128 Slika 13.17: Preiskave v direktnem strižnem aparatu. 128 Slika 13.18: Preiskave v direktnem strižnem aparatu. 129 Slika 13.19: Relacij a nedrenirana strižna trdnost-vlaga. 131 Slika 13.20: Relacija nedrenirana strižna trdnost-sukcija za fliš (Petkovšek, 2006). 131 Slika 13.21: Lezenje zemljine pri različnih vertikalnih obremenitvah in pri enaki stopnji strižne obremenitve Wrmax = 0,56. 133 Slika 13.22: Lezenje zemljine pri enakih vertikalnih obremenitvah (zgoraj 50 kPa , spodaj 100 kPa) in pri različnih stopnjah strižne obremenitve. 134 Slika 13.23: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja in sekundarne konsolidacije. 135 Slika 13.24: Lezenje zemljine pri vertikalni obremenitvi 50 in 100 kPa, s stopnjo strižne obremenitve 0.49 in 0.61 ter z in brez sukcije. 137 Slika 13.25: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja v odvisnosti od sukcije. 138 Slika 13.26: Lezenje zemljine pri vertikalni obremenitvi 50 kPa za različne načine postopnega obremenjevanja. Zaporedje nizov podaja vrstni red strižnega obremenjevanja. 138 Slika 13.27: Lezenje zemljine pri vertikalni obremenitvi 100 kPa za različne načine postopnega obremenjevanja. Zaporedje nizov podaja vrstni red strižnega obremenjevanja. 139 Slika 13.28: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja za različne stopnje strižne obremenitve z upoštevanjem prispevka sukcije. 140 Slika 13.29: Konsolidacija primarne obremenitve in vseh ponovnih obremenitev, če smo sešteli čas prve obremenitve in ponovnih obremenitev. 141 Slika 13.30: Naklon logaritemske premice sekundarne konsolidacije v primeru, ko smo upoštevali čas stopnje, in v primeru, ko smo sešteli čas vseh obremenitev. 141 Slika 13.31: Primarna obremenitev in ponovna strižna obremenitev za primer vzorca pri stopnj i strižne obremenitve 0,61 in sukciji 50 kPa. 142 Slika 13.32: Primarna obremenitev in ponovna strižna obremenitev za primer vzorca pri stopnji strižne obremenitve 0,95 in sukciji 0 kPa. 142 Slika 14.1: Meja tečenja za modificiran in originalni Cam clay model. S puščico je prikazan popravek »smeri« tečenja. 145 Slika 14.2: Edometrske meritve in modelna napoved. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci: 2005 70 mm, 2010 70 mm vz1, 2010 70 mm vz2, 2010 50 mm in 2010 SESA. 146 Slika 14.2: Edometrske meritve in modelna napoved. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci: 2005 70 mm, 2010 70 mm vz1, 2010 70 mm vz2, 2010 50 mm in 2010 SESA. 147 Slika 14.3: CIU meritve v triosni celici in modelna napoved. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci: 2002 0.08 mm w = wL stopnje 100, 200 in 300 kPa. 148 Slika 14.4: CIU meritve v triosni celici in modelna napoved. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci: 2002 0.08 mm w = wP stopnje 100, 200 in 300 kPa. 149 Slika 14.5: Meritve v enostavnem strižnem aparatu. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci pri vertikalni obremenitvi 50, 150 in 200 kPa. 150 Slika 14.6: Meritve sukcije, vlage in stopnje zasicenosti za primer neobremenjenega vzorca. 152 Slika 14.7: Opis meritev z različnimi funkcijami za opis retencijske krivulje. 153 Slika 14.8: Odvisnost parametra popravka efektivne napetosti % od stopnje zasicenosti. 154 Slika 14.9: Sukcijska napetost v odvisnosti od stopnje zasicenosti. 154 Slika 14.10: Krčenje vzorca med sušenjem in modelne napovedi krčenja. 155 Slika 14.11: Krčenje vzorca med sušenjem v edometru in modelne napovedi krčenja. 156 Slika 14.12: Primerjava med modelno napovedjo in rezultati meritev za primer vzorca v napravi SESA obremenj enega s 50 kPa vertikalne napetosti. 158 Slika 14.13: Primerjava med modelno napovedjo in rezultati meritev za primer vzorca v napravi SESA obremenj enega s 100 kPa vertikalne napetosti. 159 Slika 14.14: Primerjava med modelno napovedjo in rezultati meritev za primer vzorca v napravi SESA obremenjenega z 200 kPa vertikalne napetosti. 160 Slika 14.15: Primerjava med modelno napovedjo in rezultati meritev za primer vzorca v napravi SESA obremenjenega z 400 kPa vertikalne napetosti. 161 Slika 14.16: Količnik por zemljine pri različni vertikalni obremenitvi in konstantni sukciji. 162 Slika 14.17: Meritve sukcije pri zanemarljivih totalnih napetostih in modelna napoved. 163 Slika 14.18: Meritve v napravi HYPROP in modelna napoved. Zgoraj preizkušanec vgrajen pri vodovpojnosti po Enslin-Neff postopku, spodaj preizkušanec vgrajen pr meji židkosti. 163 Slika 14.19: Modelna deviška retencijska krivulja. 164 Slika 14.20: Meritve v enostavnem strižnem aparatu. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci pri vertikalni obremenitvi 100 kPa in sukciji 20, 50 in 100 kPa. 165 Slika 14.21: Primerjava med merjeno maksimalno horizontalno strižno napetostjo in modelno napovedjo. 166 Slika 14.22: Izmerjena nedrenirana strižna trdnost in modelna napoved. 167 Slika 14.23: Izmerjena nedrenirana strižna trdnost in modelne napovedi. 167 Slika 14.24: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja za različne stopnje strižne obremenitve z upoštevanjem ugodnega prispevka sukcije z označeno zgornjo in spodnjo mejno črto. 169 Slika 14.25: Šablona za izračun problemov po metodi Crank-Nicolson za 1 dimenzionalni problem. 173 Slika 14.26: Presežni porni tlaki med bremensko stopnjo za primer izračuna s korakom od 1 do 60 s (zgoraj) ter za korak 1 s (spodaj). 177 Slika 14.27: Razvoj količnika por s časom za bremenske stopnje v edometru za preizkušanec 2010 70 mm vz1. 178 Slika 14.28: Razvoj volumenskih in osnih deformacij s časom za bremenske stopnje sukcije v napravi SESA za vzorec pri vertikalni obremenitvi 100 kPa. Zgoraj so prikazane meritve, spodaj pa rezultat modela. 179 Slika 14.29: Primerjava med meritvijo in rezultati numericnega modela za primer vzorca HYPROP1. 180 Slika 14.30: Primerjava med meritvijo in rezultati numericnega modela za primer vzorca HYPROP2. 181 Slika 14.31: Vpliv evaporacije v numericnem modelu na sukcijo v plazini. 183 Slika 14.32: Vpliv vodoprepustnosti v numericnem modelu na sukcijo v plazini. 184 Slika 14.33: Vpliv vodoprepustnosti v numeričnem modelu na sukcije v plazini. 185 Slika 14.34: Gibanje sukcije v plazini za obdobje 1.11.2007 - 1.5.2012 (meritve na vrhu in modelni napovedi spodaj). 186 Slika 14.35: Gibanje sukcije v plazini za obdobje 1.11.2007 - 1.5. 2012 ob nepropustni podlagi. 187 Slika 14.36: Ovojnica sukcije v plazini in pogoj lezenja. 188 Slika 14.37: Razvoj pomikov v plazini s časom za obdobje 1.11.2007-1.1.2012 za primer brez upoštevanja ugodnih vplivov sukcije. Zgoraj zgornja meja lezenja, spodaj spodnja meja lezenja. 189 Slika 14.38: Razvoj pomikov v plazini s časom za obdobje 1.11.2007-1.1.2012 za primer z upoštevanjem ugodnih vplivov sukcije. Zgoraj zgornja meja lezenja, spodaj spodnja meja lezenja. 190 KAZALO PREGLEDNIC Preglednica 2.1: Relativne gostote zrn različnih mineralov (Lambe in Whitman, 1979; citat po: Fredlund in Rahardjo, 1993). 6 Preglednica 2.2: Klasifikacija zemljin glede na velikost zrn - poimenovanje frakcij (SIST EN ISO 14688). 7 Preglednica 2.3: Specifične površine glinenih mineralov (Santamarina et al., 2002). 7 Preglednica 2.4: Jakost medmolekulskih vezi (http://en.wikipedia.org/wiki/Intermolecular_force (10.1.2012). 7 Preglednica 2.5: Vpliv temperature na viskoznost vode rj in površinsko napetost Ts (Marshall and Holmes, 1988). 7 Preglednica 2.6: Henryjeve konstante za vodne raztopine plinov pri temperaturi 298 K. 9 Preglednica 3.1: Trajni strukturni naboj na površini glinenih mineralov (Krauskopf in Bird, 1995). 20 Preglednica 9.1: Pregled merskih metod. 71 Preglednica 11.1: Faktor varnosti v odvisnosti od naklona pobočja ß in razmerja med pornimi tlaki in globino porušnice (uw/h (m/m)) za primer strižnega kota ^'=27° in c'=0. 87 11.2: Osnovni reološki modeli 90 13.1: Pregled uporabljenih standardov. 113 13.2: Indeksne lastnosti plazine. 118 13.3: Kemijska sestava izvirskih vod (Petkovšek, 2006). 118 13.4: Parametri stislj ivosti zemlj ine. 121 13.5: Začetno in končno stanje preizkušancev v napravi SESA. 126 13.6: Rezultati različnih strižnih preiskav različnih vzorcev in/ali različnih metod. 129 13.7: Rezultati naklona logaritemske premice lezenja za preiskovane stopenjske obremenitve. 135 Preglednica 14.1: Parametri modificiranega Cam clay modela. 143 Preglednica 14.2: Meritve sukcije, vlag in stopnje zasicenosti za vzorec 2010. 152 Preglednica 14.3: Parametri Brooks in Coreyeve (1964) funkcije. 152 Preglednica 14.4: Ocena faktorja varnosti in modelne strižne deformacije. 168 Preglednica 14.5: Parametri modificiranega Cam clay modela, Brooksove in Coreyeve retencijske krivulje, ter funkcije za opis vodoprepustnosti zasičene zemljine za preiskovane vzorce finih delcev in za celotno zemljino. 182 Pregledni Pregledni Pregledni Pregledni Pregledni Pregledni Pregledni Preglednica LIST OF FIGURES Figure 1.1: Landslide Slano blato 1 Figure 2.1: Water molecule (left) (Lazarini and Brenčič, 1989) and hydrogen bond (right) (Marshall and Holmes, 1988) 6 Figure 2.2: Stress tensor and suffix notation. 11 Figure 2.3: Separation of displacement components. 12 Figure 3.1: Intermolecular forces inside water and on water surface (Fredlund and Rahardjo, 1993). 16 Figure 3.2: Capillary rise (Marshall and Holmes, 1988). 17 Figure 3.3: Phenomenon of the wetted and non wetted surface (Kladnik, 1989). 17 Figure 3.4: Surface tension on a warped membrane with two different radii of curvature (left) (Fredlund and Rahardjo, 1993) and example of such membrane in case of water between two spheres (Cho and Santamarina, 2001). 18 Figure 3.5: Relationship among pore radius, matrix suction and capillary height (Fredlund and Rahardjo, 1993). 19 Figure 3.6: Contribution of different interparticle forces as a function of particle size (left) and saturation (right) (Lu and Likos, 2006). 20 Figure 3.7: Unit cell (Or and Tuller, 1999). 21 Figure 3.8: Capillary and adsorptive contribution to soil suction (Or and Tuller, 1999). 21 Figure 4.1: Soil water characteristic curve (after Fredlund in Xing, 1994, Sillers et al., 2001, Lu et al., 2007) 23 Figure 4.2: Drying and wetting path of soil water characteristic curve (Maček, 2006). 25 Figure 4.3: Influence of slope, roughness and different materials on wetting angle. 25 Figure 4.4: Scanning curves between main drying and main wetting soil water characteristic curve (Casini et al., 2008). 26 Figure 4.5: Influence of water content at compaction and void ratio on the soil water characteristic curve of sandy clay (Vanapalli et al., 1999). 27 Figure 4.6: Influence of void ration on air entry value, occluded air bubbles point and residual water content (Kawai et al., 2000). 27 Figure 4.7: Influence of water content at compaction on shrinkage deformations (Birle et al., 2008). 28 Figure 4.8: Comparison between measured soil water characteristic curve and prediction by different models (Thakur et al., 2006). 29 Figure 5.1: Variation of shear strength due to confining pressure for IU (Taek Oh et al., 2008) 31 Figure 5.2: Test results for different test procedures (Taek Oh et al., 2008). 31 Figure 5.3: The influence of suction on c in q> for main drying and wetting (Gallage and Uchimura, 2010). 32 Figure 5.4: The (p\ (pa and (pb values for unsaturated soil (Toll, 2000; cit. after Petkovšek, 2006). 33 Figure 5.5: Coefficient of effective stress after some previous experimental and theoretical results (left) and experimentally validated forms proposed (right) (Vanapalli and Fredlund, 2000). 34 Figure 5.6: Relationship between suction stress and volumetric water content and suction (Lu and Likos, 2006). 34 Figure 5.7: Relationship between tensile strength and saturation (Lu et al., 2007). 36 Figure 6.1: Total and effective stress paths in respect to water pressure. 38 Figure 7.1: Water velocity is increased by porosity and tortuosity (Reddi, 2003). 40 Figure 7.2: Variability of different engineering properties (Cedergren, 1989 after Reddi, 2003). 40 Figure 7.3: Hysteresis of soil water characteristic curve, relation between water permeability and suction and relation between water permeability and water content (Liakopoulos, 1965). 44 Figure 8.1: Results of oedometer test (Schofield and Wroth, 1968). 47 Figure 8.2: Condition of specimens at yield in relation to critical states line (Schofield in Wroth, 1968). 48 Figure 8.3: Elastic behaviour of soil and yield surface (Schofield and Wroth, 1968). 49 Figure 8.4: Plastification of soil (left) and yield surface in v, p' in q space (Schofield and Wroth, 1968). 49 Figure 8.5: Set of specimen yielding at different stress ratio (Schofield and Wroth, 1968). 50 Figure 8.6: Yield surface in p' - q space. 50 Figure 8.7: Void ratio as function of suction and mean stress (Matyas and Radhakrishna, 1968 cited after Fredlund and Rahardjo, 1993). 52 Figure 8.8: Conceptual model of soil behaviour (Nuth and Laloui, 2008). 52 Figure 8.9: Deformability of soil in respect to soil suction (Alonso et al. 1990). 55 Figure 8.10: Yield surface with Loading collapse (LC) and suction increase (SI) and yield curves (Alonso et al., 1990). 55 Figure 8.11: Three dimensional view of the yield surface in (p, q, s) space (Alonso et al., 1990). 56 Figure 8.12: Three dimensional view of the yield surfaces in (p', q, Sr) space (Casini et al., 2007). 57 Figure 9.1: Soil column (Lins et al., 2009). 60 Figure 9.2: Negative water column. On the left side device by Haines (1930) where constant corrections of water level were needed and on the right side the new ASTM D 6836 device, where no corrections are needed (Vanapalli et al., 2008) 60 Figure 9.3: Tensiometer with Hg manometer (Marshall and Holmes, 1988). 61 Figure 9.4: Formation of air bubbles in tensiometer (Marinho et al., 2008). 62 Figure 9.5: HYPROP device. 63 Figure 9.6: Pressure plate apparatus. 64 Figure 9.7: Flushing diffused air from spiral groove and a system for flushing diffused air from porous stone (Vanapalli et al., 2008). 65 Figure 9.8: Cross section of dew point potentiometer (Bulut and Leong, 2008). 67 Figure 9.9: Schematic drawing of total and matrix suction measurements (Bulut and Leong, 2008). 69 Figure 9.10: Gips block suction sensor (Bulut and Leong, 2008). 70 Figure 9.11: Schematic drawing of thermal conductivity suction sensor (Bulut in Leong, 2008). 70 Figure 10.1: Average Kc as related to the level of ET0 and the interval between significant rains for all soil types (Allen et al., 1998). 81 Figure 10.2: The ratio between the actual and potential evaporation as a function of soil water content for different soil (Holmes, 1961). 82 Figure 10.3: The ratio between the actual and potential evaporation as a function of soil water content and suction for different soil (Wilson et al., 1994). 82 Figure 11.1: Major types of gravity slope movements (Skaberne, 2001). 84 Figure 11.2: Forces acting on a single slice of an infinite slope (Montrasio and Valentino, 2008). 86 Figure 11.3: Diagram of the slope: (a) infiltration from the zones around the macro-pores; (b) wide portions of soil become saturated; (c) the saturated portions of soil extend and become continuous (Montrasio and Valentino, 2008). 87 Figure 11.4: Results of pore pressure developments during infiltration analysis with superimposed stability envelope (Collins and Znidarcic, 2004) 89 Figure 11.5: Typical landslide in unsaturated zone (Springman, 2005, after Petkovšek, 2006) 89 Figure 11.6: Rheological models. 91 Figure 11.7: Maxwell rheological model and response on unit load. 91 Figure 11.8: Kelvin and Voight rheological model and response on unit load. 92 Figure 11.9: Bingham rheological model and stress dependency on deformation rate. 92 Figure 11.10: Illustration of the primary, secondary and tertiary creep phases. 93 Figure 11.11: Uv (Tv) diagram. 94 Figure 11.12: Isotache set of dry sand (Šuklje, 1969). 94 Figure 11.13: System of isochrones (Bjerrum, 1967). 95 Figure 11.14: Behaviour of clay during creep simple shear tests (Meschyan, 1995). 95 Figure 11.15: Examples of modelled inclinometer profiles for different material strengths, groundwater levels (GWL), and slope conditions« (van Asch et al., 2009). 96 Figure 11.16: Examples of shear creep curves (Meschyan, 2006). 97 Figure 11.17: Unsaturated soil creep test at different suctions (Wang and Yin, 2009). 98 Figure 12.1: Transition of sliding mass into viscose mud flow (Ribičič M. , 2002b). 99 Figure 12.2: Geological map of Vipava River valley with landslide locations. 101 Figure 12.3: Geological longitudinal cross section of Slano blato landslide (Logar et al., 2005). 102 Figure 12.4: Simplified geological map with gravity blocks A-F, Mala Gora, Lukovec, Gola gorica, Visoko, Križec and Gradišče (Placer et al., 2008). 102 Figure 12.5: Schematic geologic section across Veliki Modrasovec and Mala Gora and detail from structural depression (Placer et al., 2008). 102 Figure 12.6: Parts of Slano blato landslide (Ribičič, 2002). 103 Figure 12.7: Inclinometer B5 result on the location of today's dowels, before it was destroyed 105 (Fifer Bizjak and Zupančič, 2009). 105 Figure 12.8: Seismic wave velocities at longitudinal profile of Slano blato landslide (Logar et al., 2005). 105 Figure 12.9: Map of slopes (archive of Marko Kocevar). 106 Figure 12.10: Map of differences of two slopes (Kogoj et al., 2007). 106 Figure 12.11: Movements of rock on main scarp as detected by LIDAR scanning and movements observed by TV cameras 2 months later. 107 Figure 12.12: Locations of TV cameras (CAM), suction measuring station (MS) and piezometers (P). 108 Figure 12.13: Suction and temperature profiles at suction measuring station 1 and 2. 108 Figure 12.14: Suction measurements on location MS1 (upper) and MS2 (lower). 109 Figure 12.15: Locations of geodetic points and associated movements. 110 Figure 12.16: Fluctuation of water level in dowel and in soil behind dowel. 111 Figure 12.17: Change in creep rate and suction with time. 112 Figure 12.18: Pore pressure envelope and variation of factor of safety with depth. 112 Figure 13.1: Enslin-Neff apparatus. 114 Figure 13.2: Simple shear apparatus DTA-136. 115 Figure 13.3: Direct (left) and simple shear apparatus (right). 115 Figure 13.4: Suction simple shear apparatus. 116 Figure 13.5: Sieving analysis of landslide body. 117 Figure 13.6: Influence of vertical load on shrinkage limit. 119 Figure 13.7: Development of vertical deformations vs. time in oedometer. 120 Figure 13.8: Oedometer tests performed on different apparatuses. 121 Figure 13.9: Suction load step 200-300 kPa (upper) and 300-150 kPa (lower) at vertical load 100 kPa. 122 Figure 13.10: Suction measurements on soil from landslide body. TL - pressure plate, MFP-m filter paper method (matrix suction), MFP-t filter paper method (total suction), WM watermark sensor, m soil water characteristic curve - wetting, s soil water characteristic curve -drying. Also for the next figures. 123 Figure 13.11: Suction measurement with dew-point potentiometer WP4-T and filter paper method. 124 Figure 13.12: Suction measurements with different methods for range of suction0-500 kPa. 125 Figure 13.13: Suction measurements in SESA apparatus. 125 Figure 13.14: Presentation of all measurements on the sample from year 2010. 126 Figure 13.15: Void ratio of test sample at 100 kPa vertical stress during suction loading and the approximate correction of void ratio. 127 Figure 13.16: Results of triaxial tests. 128 Figure 13.17: Results of direct shear tests. 128 Figure 13.18: Results of direct shear tests. 129 Figure 13.19: Relation between undrained shear strength and water content. 131 Figure 13.20: Relation between undrained shear strength and suction for flysch samples (Petkovšek, 2006). 131 Figure 13.21: Creep tests at different vertical loads and same shear stress ratio r / rmax = 0,56. 133 Figure 13.22: Creep tests at same vertical loads (upper 50 kPa, lower 100 kPa) and different shear stress ratio. 134 Figure 13.23: Slope of logarithmic line for shear creep and secondary consolidation. 135 Figure 13.24: Creep tests at vertical load of 50 and 100 kPa, shear stress ratio of 0.49 and 0.61 and with or without suction. 137 Figure 13.25: Relation between slope of logarithmic line for shear creep and suction. 138 Figure 13.26: Creep tests at vertical load of 50 kPa and different load paths. The sequence of sets gives the order of shear loading. 138 Figure 13.27: Creep tests at vertical load of 100 kPa and different stress paths. The sequence of sets gives the order of shear loading. 139 Figure 13.28: Slope of logarithmic line for shear creep for different shear stress ratio with calculated suction contribution. 140 Figure 13.29: Consolidation of primary loading and all reloading load steps, if sum of time of primary loading and reloading was used. 141 Figure 13.30: Slope of logarithmic line for secondary consolidation in case when loading time and sum of loading time was used. 141 Figure 13.31: Primary loading and reloading for sample at shear stress ratio 0,61 and suction 50 kPa. 142 Figure 13.32: Primary loading and reloading for sample at shear stress ratio 0,95 and suction 0 kPa. 142 Figure 14.1: Yield surface for original and modified Cam clay model. The corrected flow rule is shown by arrow. 145 Figure 14.2: Odometer measurements and model prediction. 146 Figure 14.2: Odometer measurements and model prediction. 147 Figure 14.3: Results from triaxial cell for CIU test. From the top to bottom are test samples: 2002 0.08 mm w = wL at 100, 200 in 300 kPa. 148 Figure 14.4: Results from triaxial cell for CIU test. From the top to bottom are test samples: 2002 0.08 mm w = wP at 100, 200 in 300 kPa. 149 Figure 14.5: Results from simple shear tests. From the top to bottom are test samples with vertical stress 50, 150 in 200 kPa. 150 Figure 14.6: Suction, volumetric and gravimetric water content and saturation measurements for unloaded sample. 152 Figure 14.7: Measured data and different functions for description of the soil water characteristic curve. 153 Figure 14.8: Correlation between effective stress parameter % and saturation. 154 Figure 14.9: Suction stress correlation with saturation. 154 Figure 14.10: Shrinkage of the sample during drying and shrinkage prediction by different models. 155 Figure 14.11: Shrinkage of the sample during drying in oedometer and shrinkage prediction by different models. 156 Figure 14.12: Comparison of model prediction and measurements in SESA apparatus at 50 kPa vertical load. 158 Figure 14.13: Comparison of model prediction and measurements in SESA apparatus at 100 kPa vertical load. 159 Figure 14.14: Comparison of model prediction and measurements in SESA apparatus at 200 kPa vertical load. 160 Figure 14.15: Comparison of model prediction and measurements in SESA apparatus at 400 kPa vertical load. 161 Figure 14.16: Void ratio at different vertical loads and constant suction. 162 Figure 14.17: Measurement of suction at negligible total stresses and model prediction. 163 Figure 14.18: Measurements in HYPROP device and model prediction for test specimen at maximum water content (top) and at liquid limit (bottom). 163 Figure 14.19: Model virgin soil water characteristic curve. 164 Figure 14.20: Results from simple shear tests. From the top to bottom are test samples with vertical stress 100 kPa and suction 20, 50 and 100 kPa. 165 Figure 14.21: Comparison between the measured maximum horizontal shear stress and the model prediction. 166 Figure 14.22: Measured undrained shear stress and model prediction. 167 Figure 14.23: Measured undrained shear stress and model predictions. 167 Figure 14.24: Slope of logarithmic line for shear creep for different shear stress ratios with suction contribution for upper and lower boundary curve. 169 Figure 14.25: The Crank-Nicolson stencil for a 1D problem. 173 Figure 14.26: Excess pore pressures calculated during load stage for the case with steps of 1 to 60 s (top) and step 1 s with (bottom). 177 Figure 14.27: The development of void ratio with time for loading stages in oedometer for test sample 2010 70 mm vz1. 178 Figure 14.28: The development of volume and axial deformations with time for suction loading stages in SESA apparatus for sample at 100 kPa vertical load. The chart on top presents measured data and the chart bellow the numerical prediction. 179 Figure 14.29: Comparison between measurements and numerical model results for the case of sample HYPROP1. 180 Figure 14.30: Comparison between measurements and numerical model results for the case of sample HYPROP2. 181 Figure 14.31: Influence of evaporation in numerical model on suction in landslide body. 183 Figure 14.32: Influence of water permeability in numerical model on suction in landslide body. 184 Figure 14.33: Influence of water permeability in numerical model on suction in landslide body. 185 Figure 14.34: Soil suction variation in landslide body between 1.11.2007 - 1.5.2012 (measured data on the top and model prediction bellow). 186 Figure 14.35: Soil suction variation in landslide body between 1.11.2007 - 1.5.2012 with impermeable lower boundary. 187 Figure 14.36: Suction envelope in landslide body and requirement for creep conditions. 188 Figure 14.37: Displacements in landslide body during 1.11.2007-1.1.2012 without contribution of suction. Upper diagram - upper creep limit, lower diagram - lower creep limit. 189 Figure 14.38: Displacements in landslide body during 1.11.2007-1.1.2012 with contribution of suction. Upper diagram - upper creep limit, lower diagram - lower creep limit. 190 LIST OF TABLES Table 2.1: Relative densities of different minerals (Lambe and Whitman, 1979; cited after: Fredlund and Rahardjo, 1993). 6 Table 2.2: Soil classification based on grain sizes (SIST EN ISO 14688). 7 Table 2.3: Specific surface areas of different clays (Santamarina et al., 2002). 7 Table 2.4: Relative strength of intermolecular forces. 7 Table 2.5: Influence of temperature on water viscosity r\ and surface tension Ts (Marshall and Holmes, 1988). 7 Table 2.6: Henry's constant for different gasses in water solutions at 298 K. 9 Table 3.1: Permanent electrical charge of the clay surface (Krauskopf and Bird, 1995). 20 Table 9.1: Overview of measuring methods. 71 Table 11.1: Factor of safety for different slope angles ß and ratio between pore water pressure and depth of shear surface (uw/h (m/m)) for ^'=27° and c'=0. 87 Table 11.2: Basic rheological models 90 Table 13.1: Overview of used standards. 113 Table13.2: Index properties of landslide body. 118 Table 13.3: Chemical composition of spring water (Petkovšek, 2006). 118 Table13.4: Soil compressibility parameters. 121 Table 13.5: Initial and final sate of the test samples in suction simple shear apparatus. 126 Table 13.6: Shear strength parameters of different samples and/or by different test methods. 129 Table 13.7: The slope of logarithmic line for the creep tests. 135 Table 14.1: Parameters of modified Cam clay model. 143 Table 14.2: Suction, volumetric and gravimetric water content and saturation measurements for sample 2010. 152 Table 14.3: Parameters of Brooks and Corey (1964) function. 152 Table 14.4: Factor of safety and model prediction of shear deformations. 168 Table 14.5: Parameters of modified Cam Clay model, Brooks and Corey soil water characteristic curve and function for saturated permeability for tested samples on fines and for the whole soil. 182 KAZALO POMEMBNEJŠIH SIMBOLOV simbol enota opis 1/kPa oblikovni parameter Fredlund in Xingove (1994) funkcije 1/kPa oblikovni parameter van Genuchtenove (1980) funkcije yBC oblikovni parameter parametra popravka efektivne napetosti g ks k w m m ma mf mv ms m naklon logaritemske premice strižnega lezenja mol/L koncentracija kPa kohezija (izražena na efektivno napetostno stanje) kPa nedrenirana strižna trdnost količnik por količnik z vodo zasičenih por m/s2 težnostni pospešek m matrični potencial hidravlični gradient m/s vodoprepustnost zasičene zemljine m/s vodoprepustnost nazasicene zemljine kg masa zemljine oblikovni parameter prirasta strižnega modula kg masa zraka oblikovni parameter Fredlund in Xingove (1994) funkcije oblikovni parameter van Genuchtenove (1980) funkcije kg masa suhe zemljine kg masa vode poroznost zemljine oblikovni parameter Fredlund in Xingove (1994) funkcije oblikovni parameter van Genuchtenove (1980) funkcije a a b M c c c u e e w h c n n n simbol enota P kPa kPa kPa kPa kPa kPa kPa m/s m/s r m rk m ä kPa ua kPa uw kPa (ua - uw) kPa P0 Pa Pv Pv0 qv Vw w w s WL WP WS C a D D. % % % % % m2 /s m2 /s opis totalna sferna napetost efektivna sferna napetost prekonsolidacijski tlak absolutni zračni tlak delni tlak vodne pare zasičen parni tlak deviator napetosti tok vodne pare tok vode radij ukrivljenosti radij kapilare matrična sukcija tlak zraka tlak vode matrična sukcija specifični volumen specifični volumen z vodo zapolnjenih por gravimetricna vlaga zemljine gravimetricna vlaga zemljine pri popolni zasicenosti meja židkosti meja plastičnosti meja krčenja koeficient sekundarne konsolidacije difuzijska konstanta difuzijska konstanta toka zraka skozi zemljino v v w simbol D v E Eoed ET0 FS G G, enota m2 /s opis ref Gs H K K c Kr Ma P R RH Se Sr Sr r Srs T T V kPa kPa difuzijska konstanta toka vodne pare skozi zemljino mm/dan evaporacija kPa edometrski modul mm/dan referenčna evapotranspiracija faktor varnosti (razbremenilni) strižni modul P' f referenčni strižni modul pri sferični napetosti reef relativna gostota zrn m hidravlični potencial koeficient mirnega zemeljskega pritiska koeficient rastline in stanja tal, ki vpliva na evapotranspiracijo relativna vodoprepustnost (razmerje med vodoprepustnostjo nesaturirane zemljine in saturirane zemljine) g/mol molska masa zraka (29 g/mol) g/mol molska masa vode (18 g/mol) m tlačni potencial J/mol/K plinska konstanta (8,31 J/mol/K) % relativna vlaga zraka efektivna saturacija % stopnja zasičenosti % stopnja zasičenosti pri rezidualni vlagi % stopnja zasičenosti zasičene zemljine (običajno 1) K (°C) temperatura zraka N/m površinska napetost m3 volumen zemljine m3 volumen zraka simbol V s V v Vw Z a a CC T>r< 7 r/ r/ e e a or e s 0V K X K M n enota m3 m3 m3 m Pa s J/kg kPa opis volumen zrn zemljine volumen por volumen vode gravitacijski potencial omocitveni kot oblikovni parameter, ki popravlja obliko deformacij (tecenja) oblikovni parameter Brooksove in Coreyeve funkcije (1964); točka vstopa zraka plastične strižne deformacije plastične volumenske deformacije elastične strižne deformacije elastične volumenske deformacije inženirske strižne deformacije viskoznost /7 = q / p' volumetricna vlaga volumetricni delež zraka v zemljini volumetricna vlaga pri rezidualni vlagi volumetricna vlaga saturirane zemljine volumetricni delež vodnih hlapov v zemljini naklon logaritemske premice razbremenitve in ponovne obremenitve naklon logaritemske premice deviške kompresijske krivulje oblikovni parameter Brooksove in Coreyeve funkcije (1964) kemični potencial osmotska sukcija P t/m3 gostota zemljine □ p p e simbol Pa Pd PS Pw c„ ' O", T/Tm ¥ x w r © n o ^ t enota t/m3 t/m3 t/m3 t/m3 kPa kPa kPa kPa kPa kPa kPa kPa m m m m opis gostota zraka suha gostota zemljine gostota zrn gostota vode pri 4°C efektivna napetost normalna na ploskev porušitve totalna horizontalna napetost natezna trdnost totalna vertikalna napetost vijugavost strižna napetost na porušni ploskvi maksimalna strižna napetost na porušni ploskvi razmerje med strižno obremenitvijo in maksimalna strižna napetost na porušni ploskvi strižni kot (izražen na efektivno napetostno stanje) koeficient efektivne napetosti povezan s saturacijo zemljine; Bishopov popravek efektivne napetosti totalna sukcija rezidualna sukcija specifični volumen zemljine na črti kritičnega stanja pri p' = 1 kPa normalizirana volumetricna vlaga osmotski potencial celotni potencial vodni potencial matrični potencial □ 1 UVOD 1.1 Predstavitev problema V slovenskem prostoru je ob naravnih katastrofah, povezanih s plazovi in vodo, v zadnjih dvajsetih letih nastala ogromna gospodarska škoda. Življenje je izgubilo osem oseb, od tega sedem v Logu pod Mangartom in ena v Podvolovljeku. V večini primerov so se plazovi ponovno aktivirali na območjih, ki jih kot nestabilna omenjajo že dvesto in več let stari zapisi ali nanje opozarjajo lokalna imena. Čeprav je stiska ljudi ob naravnih dogodkih velika, pa je človeški spomin nanje zelo kratek. Veliko je primerov, ko je »moderen« človek posegel na območja, kjer imajo naravno pogojeni dejavniki tveganja, kot so hudourniške vode, plazovi in blatni tokovi absolutno premoč in na katera naši predniki niso posegali. Vas Lokavec v Vipavski dolini je značilen primer, ko je človek nepremišljeno posegel v vplivno območje plazu. Rušilna moč plazu Slano blato je bila v strokovni publikaciji opisana že pred več kot 200 leti, ljudsko izročilo in lokalna cerkvica sv. Urbana (zavetnika pred neurji), zgrajena na vzhodnem robu plazu pa pričata, da so bili plazovi na tem območju stalnica že veliko pred prvimi zapisi. Plaz Slano blato (slika 1.1) je eden največjih aktivnih zemeljskih plazov v Sloveniji. Trenutni plaz se je sprožil novembra 2000 ob neobičajno veliki količini padavin, ko so se v Sloveniji sprožili tudi drugi veliki plazovi: Stože, Macesnik in Koseč. Slika 1.1: Pogled na plaz Slano blato Figure 1.1: Landslide Slano blato Značilnost plazu Slano blato je, da so pobočna premikanja posledica različnih procesov, ki se odvijajo na narivnem kontaktu prepustnih mezozojskih karbonatnih kamnin na eocenski, malo prepusten fliš. Pred sanacijo plazu v letu 2004 so se pomiki plazu Slano blato delili na splazitve strmih odlomnih robov, plazenje osrednjega dela ter blatne in drobirske tokove v deževnih obdobjih (Kočevar in Ribičič, 2002). V suhih obdobjih plaz Slano blato navidezno miruje. Na površini se pojavi suha skorja, ki nakazuje na razvoj sukcije v plazini, mirovanje plazu v času suše pa na njene ugodne stabilizacijske lastnosti. Zaradi hitrega širjenja plazu so bili med leti 2004 in 2007 na zgornjem delu plazu zgrajeni vodnjaki -mozniki, ki delujejo kot razbremenilniki visokih tlakov podzemne vode in hkrati podpirajo in preprečujejo nadaljnje premike zemeljskih mas nad vodnjaki v osrednji del plazu. Kljub temu je lasersko skeniranje plazu leta 2007 pokazalo na znatne premike plazu (Kogoj et al., 2007). Leta 2006 so enostavne laboratorijske raziskave pokazale, da sukcija ugodno vpliva na trdnostne karakteristike plazine (Petkovšek, 2006). V letih 2007 in 2008 so bili na plazu trije merski profili opremljeni z merilniki sukcije do globine 3 m pod površino plazu. Kontinuirano merjenje sukcije ter redna geološka opazovanja površine so pokazala, da obdobja hitrejših premikov mas za vodnjaki sovpadajo z obdobji nizke sukcije v opazovanih profilih sukcije (arhiv Marko Kočevaija). Na velikih plazovih, ki se gibljejo kot počasni viskozni tokovi ali počasi lezejo, je smiselno raziskati in ovrednotiti dejavnike, ki vplivajo na hitrost in spremembe hitrosti lezenja. Kot smo že enkrat poudarili, je Slano blato velik in kompleksen plaz in ga ni možno opisati samo z enim ali dvema mehanizmoma premikanja zemeljskih mas. V tej nalogi se bomo osredotočili na raziskavo dejavnikov, ki vplivajo na lezenje plazine na plazu Slano blato in razvoj modela za opis lezenja. 1.2 Zemljinska sukcija Padavine napajajo vodonosnike, dvigujejo nivo podzemne vode ter zmanjšujejo sukcijo zemljine v vadozni coni. Napajanje ni nujno vezano samo na padavine. Lahko je tudi posledica podzemnih dotokov, ki imajo napajalno zaledje v veliki oddaljenosti. Gravitacija, daljša sončna obdobja in rastline pa poskrbijo za evapotranspiracijo vode iz vadozne cone. Voda tako kroži v odvisnosti od vremenskih vplivov, rastlin, gravitacije in geološke zgradbe. Različne zemljine se različno odzivajo na vremenske vplive. Peski se na primer hitro sušijo ob zanemarljivih volumenskih spremembah. Gline pa nasprotno, med sušenjem ostajajo večji del popolnoma zasičene in se močno volumensko krčijo. Med sušenjem tudi pokajo, razpoke pa predstavljajo prioritetne poti za tok vode ob ponovnih padavinah. Retencijska krivulja je temeljna zveza, ki opisuje razmerja med negativnim tlakom porne vode (sukcijo) in stopnjo zasicenja, gravimetricno vlago ali volumetricno vlago. Retencijska krivulja ni konstanta za določeno zemljino. Potek krivulje je odvisen od zgoščenosti, od preteklih in sedanjih napetostnih stanj in od tega, ali se zemljina suši ali vlaži. Sukcija pomembno vpliva na volumske deformacije in na strižno trdnost zemljine. V zemljinah s sukcijo lahko pride ob vlaženju do povečanja volumna, do kolapsa, lahko pa se nič ne zgodi. Sukcija prispeva k strižni trdnosti zemljine. Strižno trdnost v odvisnosti od sukcije lahko zapišemo na tri različne načine, ki bodo opisani v kasnejših poglavjih. V tej nalogi bomo uporabili Bishopov popravek efektivne napetosti (1959). V Sloveniji smo meritve sukcije pričeli uvajati v geotehniko šele v letu 2004 (Petkovšek, 2006). Vpeljali smo različne metode merjenja sukcije v laboratoriju in na terenu ter spoznali karakteristične retencijske krivulje slovenskih zemljin. Na vplive sukcije na trdnost in deformabilnost smo sklepali posredno, preko retencijske krivulje. Direktna merjenja trdnosti ali deformabilnosti zemljin v pogojih znane sukcije niso bila možna, saj za to ni bilo primerne opreme. Zato smo za potrebe te naloge preuredili obstoječo laboratorijsko opremo tako, da omogoča merjenje volumenskih deformacij in strižne trdnosti v kontroliranih pogojih sukcije. 1.3 Cilji naloge Glede na opisana izhodišča, so cilji naše naloge naslednji: - s terenskimi meritvami poiskati zvezo med sukcijo zemljine in pomiki na površini plazu Slano blato, - z laboratorijskimi in terenskimi raziskavami ter izdelavo računskega modela ugotoviti, kakšen vpliv ima sukcija na hitrost lezenja plazine. Da bi dosegli zastavljene cilje naloge moramo, v laboratoriju: - določiti retencijsko krivuljo plazine, - ugotoviti vpliv sukcije na volumenske spremembe plazine, - ugotoviti vpliv sukcije na strižno trdnost plazine, - ugotoviti vpliv sukcije na hitrost lezenja plazine, - izmeriti vodoprepustnost plazine. Ce želimo opraviti opisane meritve, moramo kupiti ali modificirati obstoječo laboratorijsko opremo tako, da bomo lahko merili vpliv sukcije na hitrost lezenja in vpliv sukcije na volumske spremembe. Na terenu pa moramo opraviti naslednja dela: - spremljati in analizirati vremenske pogoje na plazu - meriti in analizirati rezultate kontinuiranih meritev sukcije v že vgrajenih merilcih - na površini plazu vgraditi geodetske točke in opraviti GPS meritve v določenih časovnih zaporedjih. Z izdelavo numericnega modela bomo nato poskušali opisati rezultate laboratorijskih in terenskih meritev in na njihovi osnovi ugotoviti, kako sukcija vpliva na lezenje plazu. 1.4 Vsebina in struktura naloge Nalogo smo razdelili na 14 samostojnih, a vsebinsko tesno povezanih poglavij. - V poglavjih od 2 do 9 so podana teoretska ozadja in osnove razumevanja strukture zemljine in interakcije zemljina - voda. Opisani so različni modeli za opisovanje retencijske krivulje ter vplivi sukcije na trdnost zemljine. Podan je obsežen pregled literature. - V poglavju 10 obravnavamo teoretske osnove gibanja vode v zemljini ter robne pogoje. - V poglavju 11 so obravnavani pobocni premiki. - V poglavju 12 in 13 je in podan kratek pregled zgodovine in razmer na plazu Slano blato, predstavljeni so rezultati laboratorijskih in terenskih preiskav vključno z novo napravo SESA, ki smo jo izdelali s preureditvijo enostavnega strižnega aparata. - V poglavju 14 so izvrednoteni rezultati terenskih in laboratorijskih preiskav, predstavljen je numericni model in izdelana analiza toka vode ter pomikov plazu zaradi lezenja. Rezultati računskega modela so primerjani s terenskimi in laboratorijskimi meritvami. - V poglavju 15 so podani zaključki in predlogi za nadaljnje delo. 2 TEORETSKO OZADJE Zemljino v geotehniki obravnavamo kot homogen zasičen ali nezasičen material (makro nivo). Dejansko pa zemljina ni homogena, temveč je sestavljena iz treh faz: trdnih zrn, vode in zraka (mikro nivo). Voda in zrak se nahajata v porah (prazninah) med zrni, ki sestavljajo matrico zemljine. V prvem delu poglavja predstavljamo posamezne faze in njihove lastnosti, v drugem delu predstavljamo zveze med posameznimi fazami, v tretjem delu pa uporabljene oznake za napetosti in deformacije. 2.1 Posamezne faze zemljine in njihove značilnosti 2.1.1 Trdni delci Trdni delci predstavljajo ogrodje oziroma matrico zemljine. Običajno privzamemo, da so zrna inertna, toga ter da se med obremenjevanjem ne drobijo. Količina trdnih delcev na volumensko enoto zemljine je definirana s suho gostoto, volumen trdnine pa z gostoto zrn. m P -- - (2.l> Pd=-=^ (2.2) V 1 + w m Ps = - (2.3) s Kjer je p gostota zemljine, pd suha gostota zemljine, ps gostota zrn, m masa zemljine, ms masa suhe zemljine, V volumen zemljine, Vs volumen zrn zemljine, w gravimetrična vlaga zemljine. Pogosto se gostota zrn izraža kot relativna gostota zrn, Gs. Relativna gostota je brezdimenzijska količina, ki jo dobimo, če gostoto zrn delimo z gostoto vode pri 4 °C. Gs (2.4) Pw Kjer je pw gostota vode pri 4°C (1,00 t/m3). Zrna opišemo še glede na mineralno sestavo ali izvor (npr. organska zrna, karbonatna zrna) ter velikost delcev. V preglednici 2.1 so podajane relativne gostote najbolj pogostih mineralov, ki se nahajajo v zemljinah. Pomembna je tudi velikost zrn in zastopanost posameznih frakcij, saj le ti vplivajo na obnašanje zemljine. Drobnozrnate zemljine (melj, glina) so slabo prepustne in imajo manjši strižni kot od debelozrnatih zemljin (pesek in gramoz), vendar ima lahko gramoz z znatnim deležem glinene frakcije tudi nizko vodoprepustnost. V preglednici 2.2 navajamo poimenovanja posameznih frakcij v skladu s SIST EN ISO 14688. Kadar med drobnimi zrni prevladujejo minerali glin, je obnašanje zemljine ob stiku z vodo odvisno od specifične površine zrn (preglednica 2.3). 2.1.2 Voda Voda (H2O) je polarna molekula (slika 2.1 a). Polarnost molekule je posledica nesimetričnosti razporeditve vodikovih atomov (H) in prostih elektronskih parov okoli kisikovega atoma (O). Molekula vode namreč tvori nekakšen nepravilni tetraeder, ki ga sestavlja kisikov atom v središču ter prosta elektronska para kisikovega atoma in vodikova atoma v ogliščih. Kot med vodikovima atomoma je 104,5° in ne 180°. Višek elektronov pri kisiku povzroči negativno nabitost, na drugi strani pa je primanjkljaj elektronov pri vodiku in posledično pozitivna nabitost. Zaradi tega se vodne molekule orientirajo, privlačijo glede na električno polje ter med seboj tvorijo medmolekulske vezi. Voda je sposobna tvoriti tudi vodikove vezi (slika 2.1 b). Vodikova vez je vez med vodikom, ki je vezan na majhen atom fluora (F), dušika (N) ali kisika in prostim elektronskim parom na dušiku, fluoru ali kisiku. Ta vez je najmočnejša med medmolekulskimi vezmi (preglednica 2.4) in ima za posledico unikatno obnašanje vode (skupke vodnih molekul v vodi ali pari, manjšo gostoto ledu, ...). Pri vodi je pomembna tudi dinamična viskoznost, saj je viskoznost odvisna od temperature vode. Tega se moramo zavedati, saj v laboratorijih pogosto opravljamo preskuse pri višjih temperaturah kot so v tleh. Merjene količine je potrebno popraviti za vpliv viskoznosti. Vpliv temperature na viskoznost podajamo v preglednici 2.5. Na viskoznost vode dodatno vpliva tudi količina raztopljenih soli, vendar ta vpliv običajno zanemarimo (Fredlund in Rahardjo, 1993). Preglednica 2.1: Relativne gostote zrn različnih mineralov (Lambe in Whitman, 1979; citat po: Fredlund in Rahardjo, 1993). Table 2.1: Relative densities of different minerals (Lambe and Whitman, 1979; cited after: Fredlund and Rahardjo, 1993). mineral G, kremen 2,65 kalcit 2,72 dolomit 2,85 klorit 2,6-2,9 illit 2,6-2,86 kaolinit 2,62-2,66 montmorillonit 2,75-2,78 voda 1,0 Slika 2.1: Vodna molekula levo (Lazarini in Brenčič, 1989) in vodikova vez desno (Marshall in Holmes, 1988). Figure 2.1: Water molecule (left) (Lazarini and Brenčič, 1989) and hydrogen bond (right) (Marshall and Holmes, 1988) Preglednica 2.2: Klasifikacija zemljin glede na velikost zrn - poimenovanje frakcij (SIST EN ISO 14688). Table 2.2: Soil classification based on grain sizes (SIST EN ISO 14688). Zemljina Velikost zrn (mm) Kamenje >63 Debel gramoz 20-63 Srednji gramoz 6,3-20 Droben gramoz 2,0-6,3 Debel pesek 0,2 - 2 Droben pesek 0,06 -0,2 Debel melj 0,02 - 0,06 Droben melj 0,002 - 0,02 Glina < 0,002 Preglednica 2.3: Specifične površine glinenih mineralov (Santamarina et al., 2002). Table 2.3: Specific surface areas of different clays (Santamarina et al., 2002). mineral specifična površina (m2/g) kaolinit 10-20 illit 80-100 montmorillonit 400-800 Preglednica 2.4: Jakost medmolekulskih vezi (http://en.wikipedia.org/wiki/Intermolecular_force (10.1.2012). Table 2.4: Relative strength of intermolecular forces. Vez Relativna jakost vezi (kJ) kovalentna vez 400 vodikova vez 12-16 polarna vez 0,5-2 van der Waalsove medmolekulske vezi <1 Preglednica 2.5: Vpliv temperature na viskoznost vode r) in površinsko napetost Ts (Marshall and Holmes, 1988). Table 2.5: Influence of temperature on water viscosity r/ and surface tension Ts (Marshall and Holmes, 1988). T (°C) r/ (mPa s) T (mN-m-1) 0 1,787 75,7 5 1,519 10 1,307 74,2 20 1,002 72,3 30 0,798 71,2 Pod pojmom voda v geotehniki razumemo vodo v kateri so raztopljeni plini in soli in posebej poudarimo, če vodo dodatno očistimo. Postopki čiščenja vode v geotehničnih laboratorijih so deionizacija ali destilacija, ki očisti vodo raztopljenih soli in deaeracija, ki iz vode izloči raztopljene pline. Vodo v geotehniki obravnavamo kot nestisljivo tekočino z gostoto 1,00 t/m3. Vpliv temperature in tlaka na gostoto vode je v geotehnicnih izračunih manjši od ostalih nezanesljivosti, zato pogosto predpostavimo, da je voda nestisljiva. Porna voda pomembno vpliva na obnašanje zemljine, saj spreminja efektivne napetosti v zemljini. V primeru zasičene zemljine in pozitivnega tlaka vode, voda deluje vzgonsko in zmanjšuje sile med zrni. V primeru nezasicene zemljine in negativnega tlaka vode, voda preko vodnih meniskusov med zrni povečuje sile med zrni oziroma zvišuje efektivne napetosti. 2.1.3 Zrak Zrak je mešanica plinov s približno sestavo 78% dušika, 21% kisika, 1-4% vode in 1% drugih plinov. V skladu z Daltonovim zakonom je zračni tlak enak vsoti parcialnih tlakov plinskih komponent v zraku. pa =X p, (2.5) i Kjer je pa absolutni zračni tlak, pt delni zračni tlak posameznega plina. Daltonov zakon nam omogoča, da lahko mešanico idealnih plinov nadomestimo z enofaznim plinom z nadomestno molsko maso (Ma =29 g/mol). Zrak prav tako lahko opišemo kot idealni plin, ki se obnaša skladno s splošno plinsko enačbo (enačba Clapeyron-Mendelejeva). m p V = ——RT (2.6) a M ' a Kjer je Va volumen zraka, ma masa zraka, R plinska konstanta (8,31 J/mol/K), T absolutna temperatura zraka (K). Iz enačbe (2.6) lahko zapišemo enačbo za gostoto zraka pa: Pa - pM (2.7) V sestavi zraka najbolj variira delni tlak vodne pare. Delni tlak vodne pare narašča in se ustali pri določenem delnem tlaku, ki ga imenujemo zasičeni delni tlak vodne pare. Pri tem tlaku je število molekul vode, ki se vrača v tekočino, enako številu molekul, ki se odtrgajo iz gladine vode. Ce je delni tlak vodne pare nižji od zasičenega, voda hlapi. V kolikor pa bi bil delni tlak vodne pare višji od zasičenega, pa pride do pojava kondenzacije. Iz zraka se izloči toliko vode, da je delni tlak vodne pare enak zasičenemu. Ce zračni tlak znižamo do zasičenega tlaka vodne pare, voda zavre. Zasičen parni tlak lahko izračunamo po Clausius-Clapeyronovi enačbi: f _±_ _ 1 pv0 = pf1 Tef T; (2.8) v 0 rv0,ref Kjer je pv0 zasičen parni tlak pri temperaturi T , pv0ref referenčni tlak pri temperaturi Tref (101,3 kPa), qt povprečna specifična izparilna toplota (40,6 kJ/mol), Tref referenčna temperatura (373 K). Količino vodne pare v zraku najbolj pogosto izrazimo kot relativno vlago zraka RH RH = 100% (2.9) Pv0 Kjer je pv delni tlak vodne pare v zraku. Prav tako, kakor voda izhlapeva ob stiku s suhim zrakom, se tudi zrak topi v vodi. Slednje opiše Henryjev zakon. Henryjev zakon velja le za razredčene raztopine plinov, ne velja pa za pline, ki tvorijo kemične reakcije s topilom (npr. CO2 v H2O) pi = kHc (2.10) Kjer je pt delni zračni tlak posameznega plina, kH Henryjeva konstanta za posamezen plin pri dani temperaturi (preglednica 2.6), c koncentracija (mol/L). Preglednica 2.6: Henryjeve konstante za vodne raztopine plinov pri temperaturi 298 K. Table 2.6: Henry's constant for different gasses in water solutions at 298 K. plin kH (L atm/mol) O2 769,2 N2 1639,34 CO2 29,1 Z zrakom so v zemljini zapolnjene vse pore, ki niso zapolnjene z vodo. Glede na majhno gostoto zraka, maso zraka v geotehniki zanemarimo. Prav tako pogosto zanemarimo tudi viskoznost zraka, saj je približno 100 krat manjša od viskoznosti vode. 2.2 Fazna razmerja v zemljini Zemljino v geotehniki obravnavamo kot homogeno snov (makro nivo), delež posamezne frakcije pa opredelimo z medsebojnimi razmerji (brezdimenzijskimi količinami). Razmerja med posameznimi fazami v geotehniki lahko opišemo z različnimi pojmi. Katere od količin se uporabijo v praksi je odvisno od lokalnih praks, specifičnosti problema, numericnih nastavkov v programih, itd. Gravimetrična vlaga w m m (2.11) Kjer je mw masa vode, ms masa suhe zemljine. Volumetricna vlaga d Volumetricna vlaga d je definirana kot volumensko razmerje med volumnom vode in volumnom zemljine. Uporablja se predvsem v agronomiji. 0= Vw = Srn (2.12) V Kjer je V volumen zemljine, Vw volumen vode, Sr stopnja zasicenosti zemljine, n poroznost zemljine. Normalizirana volumetrična vlaga © Normalizirano volumetrično vlago je definiral van Genuchten (1980). Normalizirana volumetrična vlaga je delež vode, ki ga je možno zemljini še odvzeti glede na zasičeno zemljino. a _ a © =-^ (2.13) d -d s r Kjer je d volumetrična vlaga, dr volumetrična vlaga pri rezidualni vlagi, 6s volumetrična vlaga zasičene zemljine. Stopnja zasicenosti Sr Stopnja zasičenosti Sr pove kolikšen delež por je zapolnjen z vodo. 100% zasičena zemljina je sestavljena samo iz trdnine in vode, 0% zasičena pa smo iz trdnine in zraka. Sr = Vw (2.14) Vv Kjer je Vv volumen por, Vw volumen vode. Efektivna stopnja zasicenosti Se Efektivno stopnjo zasičenosti sta definirala Brooks in Corey (1964). Pove nam koliko še lahko osušimo zemljino glede na popolnoma zasičeno zemljino. Se = SrJLSr_ (2.15) Sr - Sr sr Kjer je Sr stopnja zasičenosti, Srr stopnja zasičenosti pri rezidualni vlagi, Srs stopnja zasičenosti popolnoma zasičenega vzorca (običajno 1). Poroznost n Poroznost ali delež por je definirana kot volumen por na volumen zemljine, vendar se v geotehniki pogosteje uporablja količnik por. V e n = V~ = ---(2.16) V 1 + e Kjer je V volumen zemljine, Vv volumen por, e količnik por. Količnik por e V p e = ^ = -1 (2.17) Vs Pd Kjer je Vv volumen por, Vs volumen zrn zemljine, ps gostota zrn zemljine, pd suha gostota zemljine. Količnik z vodo zasičenih por ew e = Vw = Sr ■ e (2.18) w v s Kjer je Vw volumen vode, Vs volumen zrn zemljine, e količnik por, Sr stopnja zasičenosti. Specifični volumen v i i wG„ v = 1 + e = 1- Sr (2.19) Kjer je e količnik por, w gravimetricna vlaga, Gs relativna gostota zrn, Sr stopnja zasicenosti. Specifični volumen z vodo zapolnjenih por vw v = 1 + e = 1 + wG (2.20) Kjer je ew količnik z vodo zasičenih por, w gravimetricna vlaga, Gs relativna gostota zrn. 2.3 Napetosti in deformacije V tem poglavju so predstavljene definicije napetosti in deformacij, ki jih bom uporabil v nalogi. 2.3.1 Napetosti V mehaniki definiramo napetostni tenzor [er] . Slika 2.2 prikazuje smeri delovanja posamezne komponente. Tlak označujemo s pozitivnimi komponentami normalnih napetosti. M= cr cr cr xx yx cr cr cr yy a cr cr xz yz (2.21) Prvi indeks (i) pove smer »vlakna« materiala, drugi (j) pa smer delovanja napetosti (slika 2.2). Pogosto strižne komponente napetosti (i ^ j ) označimo z grško črko t . Zaradi tlaka porne vode v zasičeni zemljini definiramo efektivne napetosti [cr']: xx yx cr xy yy k '] = Kjer je uw tlak vode. ''' xz yz cr cr cr yx z a a yy zy cr cr yz z: (2.22) Slika 2.2: Smer delovanja posameznih komponent napetostnega tenzoija . Figure 2.2: Stress tensor and suffix notation. u u w u w Prav tako lahko definiramo vektor prirastka efektivne napetosti [da']. [ da'] = da da\ da y dG\y d°yy d^ z d°\z (2.23) V mehaniki tal pogosto pretvorimo problem v prostor glavnih napetosti. V prostoru glavnih napetosti ima napetostni tenzor samo normalne napetosti in je brez strižnih napetosti. M= Prav tako razdelimo napetosti na sferne in deviatoricne: Kjer je: "1 "1 "-1 " 0 = P' 1 +13 -1 +12 0 +t 1 1 0 1 -1 1 P' = + ^'2 + ^'3) h = t(O"2) f2 = ) h ) 3 3 3 3 (2.24) (2.25) (2.26) V nalogi prav tako predpostavljamo, da je tenzor napetosti simetričen (ima 6 in ne 9 komponent) in da ga lahko zapišemo kot vektor. 2 3 2 2.3.2 Deformacije Pomik zemljine lahko razdelimo na pomik telesa, zasuk telesa in deformacijo telesa [č] (slika 2.3). Deformacijo telesa lahko zapišemo kot volumenske deformacije in strižne deformacije. M = (2.27) celotni pomik = pomik telesa + zasuk telesa + deformacija telesa Slika 2.3: Pomik točke telesa po komponentah Figure 2.3: Separation of displacement components. V doktoratu bom uporabil inženirsko definicijo strižnih deformacij: v =£ +s / xy xy yx (2.28) Prav tako lahko definiramo vektor prirastka deformacij. [ds] = ds de d s dsyx dsz dd xy yy v d£yz dSz (2.29) Tudi za tenzor deformacij predpostavljamo, da je simetričen in da ga lahko zapišemo kot vektor. 3 SUKCIJA ZEMLJIN Teoretične osnove sukcije so razvili na koncu 19. stoletja oziroma v začetku 20. stoletja in so bile večinoma razvite za potrebe agronomije. Vse rastline rastejo v vadozni coni zemljine, kjer se sukcija spreminja glede na vremenske vplive. Agronomi so se predvsem orientirali na vplive sukcije na rast rastlin, količino vode, ki jo zemljina pri določeni sukciji ima in kako in kdaj je potrebno namakanje pridelovalnih površin. Za potrebe agronomije so definirali dve točki na retencijski krivulji: - poljsko kapaciteto oziroma volumetrično vlago pri sukciji 10-30 kPa, - točko venenja oziroma vlago pri sukciji 1500 kPa. Iz razlike med vlago pri poljski kapaciteti in točko venenja določimo količino vode, ki je razpoložljiva rastlini v enem kubičnem metru zemljine. V geotehniki je bila sukcija omenjena že na prvi konferenci ISSMFE (današnji ISSMGE) leta 1936, kjer sta bila predstavljena dva članka iz področja nezasičene zemljine. Šele v 50 letih prejšnjega stoletja so se v Road Research Laboratory (Anglija) začeli zavedati pomena sukcije v zemljinah aridnega področja (po Fredlund in Rahardjo, 1993). Kasneje so na Imperial Colleague-u (Anglija) s popravkom efektivnih napetosti zaradi vpliva sukcije (Bishop, 1959) pričeli preiskovati vpliv sukcije na strižno trdnost in volumenske spremembe. Kljub temu, da se je mehanika nezasičene zemljine začela šele v poznih petdesetih letih, so v obdobju do leta 1959 naredili kar nekaj raziskav nezasičene zemljine na vseh področjih vpliva sukcije (po Fredlund in Rahardjo, 1993). V hidrogeologiji se namesto tlaka vode uporabljajo vodni potenciali, ki so izraženi v metrih vodnega stolpca. Omenili bomo matrični potencial, osmotski potencial in vodni potencial, ki so ekvivalentni matrični, osmotski in totalni sukciji, le da so različnega predznaka. V doktoratu je sukcija izražena kot tlak (kPa), sicer pa jo lahko izrazimo še kot delo, potrebno za izvlek majhnega dela vode iz zemljine (J/kg) (kemični potencial /j. ). Aitchison (1965) je definiral 3 različne sukcije, ki imajo svoj ekvivalent v vodnih potencialih: - matrična sukcija (ua - uw) - je sukcija, ki jo zaznamo kot spremembo delnega parnega tlaka vodne pare nad zemljino glede na raztopino vode, ki je identična porni vodi v zemljini, - osmotska sukcija (n ) - je sukcija, ki jo zaznamo kot spremembo delnega parnega tlaka vodne pare nad raztopino vode, ki je identična porni vodi v zemljini, glede na destilirano vodo, - totalna sukcija (y/) - je sukcija, ki jo zaznamo kot spremembo delnega parnega tlaka vodne pare nad zemljino glede na destilirano vodo. Povezave med posameznimi sukcijami podaja naslednja enačba: ¥ = (ua -uw) +n (3.1) 3.1 Vodni potenciali Voda v zemljini se giblje iz mest z višjim celotnim potencialom proti mestom z nižjim celotnim potencialom. Celotni potencial lahko razdelimo na več potencialov glede na vzrok potenciala. 3.1.1 Celotni potencial O Celotni potencial je potrebno delo na enoto količine (volumna ali mase ali teže), da prenesemo neskončno majhen volumen destilirane vode izotermno (brez spremembe temperature), reverzibilno (brez trenja), pri standardnem zračnem tlaku in iz neke višine do točke v zemljini, ki nas zanima. Proces mora biti izotermen in reverzibilen, da naše delo ne vključuje še notranje energije in trenja. Prav tako mora biti volumen vode neskončno majhen, da ne spremeni slanosti vode (Marshall in Holmes, 1988). 3.1.2 Tlačni potencial P Tlačni potencial je posledica tlaka v vodi. Ce je referenčni tlak kar zračni tlak in se voda ne giblje, potem je tlačni potencial kar globina vode hp . P = = hp (3.2) Pw • g p Kjer je uw tlak vode, pw gostota vode, g težnostni pospešek. Iz zgornje definicije vidimo, da je tlačni potencial večji od 0, ce je zemljina pod nivojem talne vode in manjši od 0, ce je nad nivojem talne vode. 3.1.3 Matrični potencial Tm ali hc Matrični potencial je posledica interakcije vode s strukturo zemljine in njenimi delci. Sile, s katerimi je voda vezana v strukturo zemljino, so lahko precejšnje in jih ne smemo zanemariti. Matrični potencial vključuje sile, ki so posledica površinske napetosti oziroma kapilarne sile in sile, ki so posledica adsorpcije vode na površino delcev. V obeh primerih so povzročitelji vezanja vode medmolekulske vezi. Zaradi svoje privlačne narave je matrični potencial vedno negativen. Definiran je podobno kot tlačni potencial, le da ne vključuje dela zaradi nestandardnega zračnega tlaka. (u - u ) ^m = V " W ' = K (3.3) Pwg Kjer je ua zračni tlak, uw tlak vode, pw gostota vode, g težnostni pospešek, hc višina nad gladino proste vode. 3.1.4 Osmotski potencial n Osmotski potencial je posledica raztopljenih snovi v vodi. Izmerimo ga s pomočjo tenziometra in polprepustne membrane. Membrana prepušča le vodo, ne pa raztopljenih snovi, zato je višina ciste vode v tenziometru višja od višine vodne raztopine (porne vode). Razlika potencialov je osmotski potencial. Tudi ta potencial je vedno negativen. 3.1.5 Gravitacijski potencial Z Gravitacijski potencial je delo na enoto količine, ki je potrebno za premik vode iz neke višine na neko drugo višino. Enak je razliki glede na referenčno ravnino. 3.1.6 Kombinacije potencialov Tlačni, matrični, osmotski in gravitacijski potencial so povezani v naslednje kombinacije: - Celotni potencial je seštevek tlačnega (matričnega), osmotskega in gravitacijskega potenciala. - Hidravlični potencial H je seštevek tlačnega in gravitacijskega potenciala. Njegov gradient nam pove smer toka vode v zemljini in je sorazmeren s hitrostjo. - Vodni potencial ^F je seštevek matričnega in osmotskega potenciala. Le-ta nas v tej nalogi še posebej zanima, saj je njegova pozitivna vrednost ekvivalentna totalni sukciji. 3.2 Načini vezanja vode v strukturo zemljine Voda se veže v strukturo zemljine na dva načina. Lahko je adsorbirana na površini delcev zemljine ali pa zapolni porni prostor med zrni. Vodi, ki zapolni prostor med zrni, pravimo kapilarna voda. Oba pojava vezanja vode v strukturo zemljine sta povezana z medmolekulskimi vezmi. V primeru adsorpcijske vode so pomembne medmolekulske vezi med vodnimi molekulami in nabitimi delci zemljine, v primeru kapilarne vode pa vodikove vezi med molekulami vode. 3.2.1 Kapilarna voda Površinska napetost je lastnost kapljevine, ki omogoča odpor kapljevine na delovanje zunanje sile. Posledica površinske napetosti so dežne kapljice, plavanje objektov težjih od vode (vodni drsalci) ter kapilarna voda. Površinska napetost je posledica medmolekulskih vezi, saj imajo vodne molekule na površini kapljevine v večini medmolekulske vezi usmerjene le proti kapljevini. Površina kapljevine se zaradi tega prične obnašati kot tanka membrana - elastična kožica. Površinska napetost vode znaša 73 mN/m pri 20 °C, njeno odvisnost od temperature pa podajamo v preglednici 2.5. Slika 3.1: Medmolekulske vezi vodne molekule v notranjosti kapljevine in na vodni površini (Fredlund in Rahardjo, 1993). Figure 3.1: Intermolecular forces inside water and on water surface (Fredlund and Rahardjo, 1993). Če bi pazljivo opazovali vodne drsalce, bi ugotovili, da se je voda pod njihovimi nožicami upognila. Podobno se voda upogne tudi v tanki kapilari - tvori meniskus. Poleg tega pa se voda v kapilari tudi dvigne glede na prosto gladino vode (slika 3.2). Dvigu vode pravimo kapilarni dvig, tlaku vode, ki je posledica kapilarnega dviga pa pravimo kapilarni tlak. Slika 3.2: Kapilarni dvig (Marshall in Holmes, 1988). Figure 3.2: Capillary rise (Marshall and Holmes, 1988). Sile, ki delujejo na površino vode, lahko zapišemo kot sile, ki vodo vlečejo navzgor in kot sile, ki vlečejo vodo navzdol. Ker je voda v mirovanju, mora biti vsota vseh sil enaka 0. 2 -n- rk ■ Ts ■ cosa-x- rf ■ pw ■ g ■ hc = 0 (3.4) Kjer je rk radij kapilare, Ts površinska napetost, a omočitveni kot, hc višina vodnega stolpca. Ker iščemo kapilarni tlak, enačbo (3.4) preuredimo. Pri tem pogosto predpostavimo omočitveni kot 0°. 2 • T • cos a 2 • T, ~Uw =Pw • g • hc =■ (3.5) Kjer je r radij ukrivljenosti, uw tlak vode. Iz slike 3.2 vidimo, da površinska napetost ne nastane samo na stiku kapljevine s plinom ampak nastane tudi na stiku kapljevine, plina in trdne snovi. Na robu imamo tako tri mejne površine: plin -kapljevina, plin - trdna snov in kapljevina - trdna snov. Vsota vseh horizontalnih sil v tej točki mora biti enaka 0 (slika 3.3). T13 = T23 + T12 Cos« (3.6) Vidimo, da je omočitveni kot odvisen od razmerja površinskih napetosti. Pravimo, da kapljevina moči površino, če je omočitveni kot a < 90°, oziroma ne moči površine, če je a> 90° . r r k Slika 3.3: Skica kontaktnih ploskev omočljive in neomočljive snovi (Kladnik, 1989). Figure 3.3: Phenomenon of the wetted and non wetted surface (Kladnik, 1989). Ker pore v zemljini niso okrogle, ima površina vode dva radija ukrivljenosti (r1, r2) (slika 3.4). Enačbo (3.5) za takšne primere zapišemo kot: -u, = T w s '1 p — + — V r1 r2 J (3.7) Za primer dveh krogel pa lahko izpeljemo relacijo med obema radijema ukrivljenosti (Cho in Santamarina, 2001) in radijem zrna (krogle) (slika 3.4). Takšna enačba velja le za peske pri rezidualni vlagi. r = 1 (2R - 2r2) Kjer je Rz polmer krogel (zrna zemljine). (3.8) Slika 3.4: Površinska napetost na ukrivljeni površini z dvema radijema ukrivljenosti (levo) (Fredlund in Rahardjo, 1993) in primer takšne membrane v primeru vode med dvema kroglama (Cho in Santamarina, 2001). Figure 3.4: Surface tension on a warped membrane with two different radii of curvature (left) (Fredlund and Rahardjo, 1993) and example of such membrane in case of water between two spheres (Cho and Santamarina, 2001). r Če iz merjene sukcije sklepamo na radij por, običajno upoštevamo le en radij ukrivljenosti in omočitveni kot enak 0° (slika 3.5). Omočitveni kot 0° pomeni, da se voda popolnoma razleze po zemljini, izhaja pa iz predpostavke, da je zemljina zasičena. 102 101 10° 10- Površinska napetost vode, T. = 72.75mN/m pri 20° C - : E \ = Glina —Mel F esek 10- 10- 10- Radij por, r(mm) 101 10 0 £ 10- 10- 10 3 2 Slika 3.5: Zveza med pornim radijem, sukcijo in kapilarnim dvigom (Fredlund in Rahardjo, 1993). Figure 3.5: Relationship among pore radius, matrix suction and capillary height (Fredlund and Rahardjo, 1993). Maksimalni dvig vodnega stolpca v kapilari bi moral biti omejen na približno 8,5 m zaradi pojava kavitacije vode. Vendar se kavitacija v primeru majhnih prostorov zgodi kasneje. Natezna »napetost« vode je izmerjena do 22,6 MPa (oziroma po teoriji ocenjena na 100 MPa pri 20°C) (Marshall in Holmes, 1988). Leta 1991 pa so izmerili natezno trdnost vode 140 MPa na enem samem kristalu vode (Marinho et al., 2008). Iz tega lahko sklepamo, da velikost kapilarne sukcije ni omejena le na 85 kPa, temveč je lahko precej višja, saj so kapilare pri velikih sukcijah tudi zelo majhne. Pri meritvah sukcije moramo upoštevati, da površinska napetost upada z naraščanjem temperature vode (preglednica 2.5). Marshall in Holmes (1988) sta na podlagi laboratorijskih meritev opazila, da je hitrost upadanja sukcije višja od hitrosti upadanja površinske napetosti. Razliko lahko pripišemo ujetemu zraku med zrni, ki se zaradi spremembe temperature in tlaka širi ali krči. 3.2.2 Adsorpcija Adsorpcijska voda je vezana na površino delcev in tvori nekakšen ovoj okoli delcev zemljine. Adsorpcijski ovoj je posledica različnih interakcij med zrni zemljine in vodo: vodikove vezi, hidratacije izmenljivih kationov, privlačnosti zaradi osmoze, privlačnosti zaradi površinskega naboja in privlačnosti zaradi površinskih disperzijskih sil (Mitchell, 1993). V zgodnji fazi vlaženja gline (nizke vlage) je pomembno raztapljanje »zamenljivih« kationov iz zemljine, nato pa so pomembne medmolekulske vezi, šibke medmolekulske vezi in vodikove vezi. Posledica vodikovih vezi je oblak vode okoli zrn širok tudi do 5 nm (velikost vodne molekule je 0,14 nm) (Marshall in Holmes, 1988). Različne zemljine vežejo nase različne količine adsorpcijske vode pri enaki sukciji. Količina adsorpcijsko vezane vode je odvisna od velikosti zrn oziroma specifične površine zrn, velikosti električnega naboja površine zrn in vrste »zamenljivih« kationov. Inertni minerali (npr. kremen, kalcit) nimajo električno nabite površine in so površinsko neaktivni. Drugi, predvsem glineni, minerali pa so površinsko negativno nabiti in privlačijo pozitivno nabito stran vode. Velikost električnega naboja je odvisna od vrste glinenega materiala (preglednica 3.1). Pri glinenih mineralih je potrebno ločevati tudi med paketno vezano vodo, ki je vezana med pakete glinenih mineralov, in eksterno vezano vodo, ki je vezana na površino zrn. Specifična površina glinenih zrn je med 50 in 120 m2/g, če pa upoštevamo tudi interno specifično površino pa tudi do 840 m2/g. Preglednica 3.1: Trajni strukturni naboj na površini glinenih mineralov (Krauskopf in Bird, 1995). Table 3.1: Permanent electrical charge of the clay surface (Krauskopf and Bird, 1995). Mineral gline Permanentni strukturni naboj (mol PSN)/kg Kaolinit Blizu 0 Montmorillonit - (0,7 - 1,7) Ulit - (1,9 - 2,8) 3.2.3 Razmerje med kapilarno in adsorpcijsko vezano vodo Lu in Likos (2006) sta razdelila sile med dvema delcema zemljine na sile, ki so posledica cementacije, van der Waalsovih sil, privlaka nabitih površin in kapilarnih sil. Posamezne sile sta primerjala glede na velikost zrn in stopnja zasičenosti zemljine (slika 3.6). Iz diagrama vidimo, da so v primeru peska najbolj pomembni kapilarni vplivi, v primeru gline pa na pomembnosti pridobijo tudi drugi načini vezanja vode (adsorpcija). Slika 3.6: Jakost posameznih komponent sil med delci glede na velikost delcev (levo) in stopnjo zasičenosti (desno) (Lu in Likos, 2006). Figure 3.6: Contribution of different interparticle forces as a function of particle size (left) and saturation (right) (Lu and Likos, 2006). Lu in Likos (2006) sta sicer razdelila in primerjala posamezne komponente sukcije, vendar sta izhajala iz stališča prispevka različno vezane vode k sukcijski napetosti, nasprotno pa sta Or in Tuller (1999) primerjala pomembnost kapilarne in adsorpcijsko vezane vode na sukcijo zemljine. Or in Tuller (1999) sta predlagala, da bi se zemljina predpostavila kot skupek različno velikih enotskih celic sestavljenih iz tanke kapilare in večje pore (slika 3.7). Pri tem je oblika enotske celice odvisna od razmerja med velikostjo pore in velikostjo kapilare (/?) ter razmerjem med volumnom kapilare in volumnom pore (aß) (v računih preneseno na razmerje dolžin). Slika 3.7: Enotska celica (Or in Tuller, 1999). Figure 3.7: Unit cell (Or and Tuller, 1999). Sukcijo zemljine sta predpostavila kot seštevek kapilarne in adsorpcijske komponente: (ua - uw ) = A(h ) + C (r) , A , 2T (3.9) 6nh r Kjer je A prispevek adsorpcijsko vezane vode, C prispevek kapilarno vezane vode, Asvl Hamakerjeva konstanta (privlak tekočine na trdno snov zaradi van der Waalsovih sil) (-6 10-20 J), h višina adsorpcijskega obroča, r radij ukrivljenosti. Z vpeljavo gama porazdelitve takšnih por in z določenimi omejitvami parametrov takšnih enotskih celic sta prišla do modela zemljine. Na sliki 3.8 vidimo količino adsorpcijsko in kapilarno vezane vode pri različnih sukcijah zemljine. Prispevek kapilarno in adsorpcijsko vezane vode je močno odvisen od vrste materiala vendar za izbrani primer iz slike 3.8 vidimo, da je prispevek adsorpcijsko vezane vode zanemarljiv pri visoki stopnji zasičenosti (>90%), pri stopnji zasičenosti nižji od rezidualne (<3040%) pa je zanemarljiv prispevek kapilarne vode. 0.0 0.2 0.4 0.6 0.8 1.0 1.2 Stopnja saturacije Slika 3.8: Vpliv kapilarno in adsorpcijsko vezane vode na sukcijo zemljine (Or in Tuller, 1999). Figure 3.8: Capillary and adsorptive contribution to soil suction (Or and Tuller, 1999). 4 RETENCIJSKA KRIVULJA V prejšnjem poglavju smo obravnavali načine vezanja vode v strukturo zemljine. Funkcijo, ki opisuje zvezo med sukcijo zemljine in količino vode v zemljini, imenujemo retencijska krivulja. Merilo za količino vode v zemljini je lahko gravimetrična vlaga, volumetrična vlaga, normalizirana volumetrična vlaga, stopnja zasičenosti, efektivna stopnja zasičenosti ali količnik z vodo zasičenih por. Z efektivno stopnjo zasičenosti in normalizirano volumetrično vlago opišemo kolikšen delež vode zemljina še lahko odda med sušenjem glede na zasičeno zemljino. Za razliko od vlage ali stopnje zasičenosti vrednost 0 ne pomeni popolnoma suhe zemljine ampak zemljino pri rezidualni vlagi (poglavje 2). Za sukcijo pa lahko uporabimo matrično ali totalno sukcijo. Razlike med totalno in matrično sukcijo so lahko pri nizki sukciji znatne, nato pa se zmanjšujejo in se pri visoki sukciji izničijo (Fredlund in Xing, 1994). Oblika retencijske krivulje pove, kako se bo zemljina obnašala med vlaženjem ali sušenjem ter tudi kako je voda vezana na strukturo zemljine. Retencijsko krivuljo lahko glede na obnašanje zemljine razdelimo na več območij (Bardner, 1965): - Območje kapilarnega zasičenja - je območje retencijske krivulje, kjer je efektivna stopnja zasičenosti 100%. Točka vstopa zraka je točka, kjer se prične zemljina sušiti med sušenjem. Analogno tej točki obstaja točka vstopa vode ali točka ujetih zračnih mehurčkov. To je sukcija, kjer stopnjo zasičenosti povečujemo le s povečevanjem pornega pritiska in posledično manjšanjem zračnih mehurčkov ter brez iztiskanja zraka iz vzorca. Ujeti zračni mehurčki lahko predstavljajo do 20% volumna por. Obliko obnašanja zemljine v tem navidezno zasičenem stanju podajata Bicalho in Znidarcic (2002) ter Fredlund in Rahardjo (1993). - Območje desaturacije - V območju desaturacije so v zemljini zvezne z zrakom ali vodo zapolnjene pore. Z višanjem sukcije se niža vlažnost zemljine in posledično zmanjšuje vodoprepustnost. Obratno pa se v zemljini veča količina por zapolnjenih z zrakom in posledično se zvišuje prepustnost za zrak. Za območje desaturacije je značilna histereza med krivuljo sušenja in krivuljo vlaženja (slika 4.1 črtkano vlaženje in polna črta sušenje). - Območje rezidualne vlage - Območje rezidualne vlage so različni avtorji definirali različno. Van Genuchten (1980) je označil rezidualno vlago kot vlago, pri kateri ima zemljina sukcijo 1500 kPa. To velja samo za peščene ali meljne zemljine, podvržene samo hidravličnem transportu. Sukcija 1500 kPa je hkrati tudi točka venenja v agronomiji. Točko rezidualne vlage so kasneje opredelili kot mesto, kjer se vode iz zemljine ob povečevanju sukcije ne da več izvleči s hidravličnim transportom (Bishop, 1960, Lucker et al., 1989). Fredlund in Xing (1994) sta definirala točko rezidualne vlage kot presečišče dveh logaritemskih premic. Prva logaritemska premica je značilna za visoke sukcije druga pa za območje desaturacije. Vanapalli et al. 1998 so točko rezidualne vlage opredelil kot sukcijo, v kateri prehaja voda iz območja, v katerem prevladujejo kapilarne sile, v območje adsorpcijskih sil. V doktoratu uporabljamo definicijo rezidualne vlage, kot tisto vlago v zemljini, pri kateri ni več zveznih z vodo zapolnjenih por. Pri takšni zemljini ni več hidravličnega transporta vode, vode iz zemljine ni možno več odstraniti s hidravličnim transportom, je pa še možno sušenje zemljine z difuzijo vodne pare. Bardner (1965) je na retencijski krivulji določil še prehodna območja. V prehodnem območju med območjem kapilarnega zasicenja in območjem desaturacije imamo zvezne in nezvezne pore zapolnjene z zrakom. Zato je za takšno območje značilno, da ne moremo dobro opisati dogajanja v zemljini. Prav tako velja, da so pri nizkih sukcijah vplivi zgoščenosti, poroznosti in napetostnega stanja na merjene vrednosti veliki, pri visokih sukcijah pa majhni do zanemarljivi, ce retencijsko krivuljo opišemo z relacijo vlaga-sukcija (Fredlund in Xing, 1994, Thakur et al., 2006, Birle et al., 2008). Slika 4.1: Retencijska krivulja (prirejeno po Fredlund in Xing, 1994, Sillers et al., 2001, Lu et al., 2007) Figure 4.1: Soil water characteristic curve (after Fredlund in Xing, 1994, Sillers et al., 2001, Lu et al., 2007) 4.1 Funkcije za opis retencijske krivulje Obstaja več materialnih funkcij za opis retencijske krivulje. Nekatere uporabljajo 2 parametra in so bolj toge, druge uporabljajo 3 ali 4 parametre in se načeloma bolje prilagajajo meritvam. Zaželeno pa je, da so parametri fizikalno razložljivi in neodvisni med seboj. V nadaljevanju bomo našteli le najbolj znane funkcije za opis retencijske krivulje: - Gardner (1958) 1 + ^ Kjer sta aG , bG oblikovna parametra funkcije. aG - Visser (1969) y/ = aV ■ wßr Kjer sta aV, ßv oblikovna parametra funkcije. (4.2) - Brooks in Corey (1964) Se = min f - ^BC ^ 1, a BC v _ W _ J (4.3) Kjer sta aBC , XBC oblikovna parametra funkcije, aBC je hkrati točka vstopa zraka, ABC je odvisen od razporeditve por. - van Genuchten (1980) © = 1 (1 + (avG ■wTVG J (4.4) Kjer so aVG , nVG , mVG oblikovni parametri funkcije. 1/ aVG je prevojna točka funkcije, nr parameter razporeditve por, mVG parameter asimetričnosti krivulje. Fredlund in Xing (1994) w = w ln 1 -- ln _Wr_ ( ^ Yr 1 ( ( f Yf Wm W ln e - V V af \ f / J J (4.5) Kjer so af , nf , mf oblikovni parametri funkcije, ws vlaga zasičene zemljine, y/R rezidualna sukcija (kPa), af je prevojna točka funkcije, nf parameter razporeditve por, mf parameter asimetričnosti krivulje. Pri zgornjih enačbah za opis retencijskih krivulj velja omeniti, da: - Visserjev (1969) model opisuje le območje desaturacije, - Gardner (1958), Brooks in Corey (1964) in van Genuchten (1980) z modeli opisujejo območje desaturacije in območje kapilarne zasičenosti, vendar za območje kapilarne zasičenosti predpostavijo nestisljivo zemljino, za območje rezidualne vlage pa predpostavijo, da se voda v zemljini prenaša le s hidravličnim transportom (zemljina ima rezidualno vlago), - Fredlund in Xing (1994) z modelom opisujeta celotno retencijsko krivuljo, - vse funkcije veljajo le za zemljine z enojnim sistemom por. Za zemljine z več sistemi por lahko seštevamo različne retencijske krivulje, ki jim dodajamo uteži glede na pomembnost posameznega sistema por (Durner, 1994). ® = YJWi ®(w) (46) i=1 Kjer je wt utež. 4.2 Histereza retencijske krivulje S pomočjo kapilarnega učinka lahko tudi razložimo razliko v vlagi pri retencijski krivulji, če zemljino močimo ali sušimo. Poro si lahko predstavljamo podobno kot tanko kapilaro z razširitvijo (slika 3.7, 4.2). Pri tem imamo opravka z dvema radijema ukrivljenosti. Prvi je radij razširitve, ki bo definiral, koliko vode bo pora sprejela, v kolikor jo predpostavimo okroglo, in kapilarni tlak pri katerem se bo pora napolnila. Drugi manjši radij pa bo definiral kapilarni tlak, pri katerem se bo pora spraznila (slika 4.2). Med sušenjem je predpostavljena pora zapolnjena z vodo dokler ne presežemo tlaka, ki izprazni kapilaro in poro. Med vlaženjem pa razširitev predpostavljene pore prepreči nadaljnji kapilarni dvig in zapolnitev razširitve z vodo. Pora se napolni z vodo šele, ko sukcija dovolj upade. Poleg tega učinka pa imamo še učinek omočitvenega kota, ki je v mokrem materialu približno enak 0°, v suhem stanju pa je večji od 0°. Na omočitveni kot vplivajo tudi gravitacija, hrapavost in vrsta materiala (slika 4.3). Tudi ti pojavi povzročijo histerezno obnašanje zemljine. Slika 4.2: Učinek močenja in sušenja na retencijsko krivuljo (Maček, 2006). Figure 4.2: Drying and wetting path of soil water characteristic curve (Maček, 2006). Slika 4.3: Vpliv naklona, hrapavosti in različnih materialov na omočitveni kot. Figure 4.3: Influence of slope, roughness and different materials on wetting angle. Zaradi histereznega obnašanja zemljine moramo imeti dve retencijski krivulji - retencijsko krivuljo v fazi sušenja in retencijsko krivuljo v fazi močenja. Nuth in Laloui (2008) ter Fredlund et al. (2011) predlagajo, da se razlika med funkcijo sušenja in močenja opiše le s spremembo prevojne točke, naklon krivulj pa naj ostane enak. Ker pri krivulji močenja nikoli ne dobimo popolne zasičenosti, saj se v zemljino ujamejo zračni mehurčki, Zhou in Yu (2005) predlagata popravek van Genuchtenove funkcije po enačbi (4.7). Tako popravljena funkcija ima popolnoma zasičeno zemljino le med primarnim sušenjem, med močenjem in ponovnim sušenjem pa ne. Se = 1 (B0 + (ayQ -vT f Kjer je B0 faktor, ki zmanjšuje stopnjo zasičenja pri retencijski krivulji močenja. (4.7) V vadozni coni se sukcija spreminja glede na okoljske vplive. Pri tem zemljina med fazo sušenja in fazo močenje ne preide od popolnoma mokre do popolnoma suhe zemljine ali obratno, ampak se prične močiti ali sušiti že prej. Zato je potrebno znati opisati obnašanje zemljine pri prehodu iz retencijske krivulje sušenja na retencijsko krivuljo močenja in obratno. Casini et al. (2008) in Nuth in Laloui (2008) predlagajo, da se retencijsko krivuljo sušenja in retencijsko krivuljo vlaženja poveže z logaritemsko premico, ki opiše obnašanje zemljine med prehodom iz ene v drugo retencijsko krivuljo (slika 4.4). w 1 1 1 1 sušenje \ - \ .....1 ...... sukcija Slika 4.4: Povezovalne krivulje med retencijsko krivuljo sušenja in vlaženja (Casini et al., 2008). Figure 4.4: Scanning curves between main drying and main wetting soil water characteristic curve (Casini et al., 2008). 4.3 Vpliv strukture zemljine Pri zbitih zemljinah velja, da imajo zemljine različne retencijske krivulje zaradi različne razporeditve por in količnika por (Romero in Simms, 2008, Romero et al., 2011, Vanapalli et al., 1999) (slika 4.5). Kawai et al. (2000) so opravili študijo obnašanja puste gline zbite na različne količnike por pri različnih stopnjah zasičenja. Ugotovili so močno odvisnost točke vstopa zraka, točke ujetih zračnih mehurčkov in rezidualne vlage od količnika por (slika 4.6). Do podobnega zaključka so prišli tudi Casini et al. (2007), ki so predlagali popravek prevojne točke van Genuchtenove funkcije: aPG = AneBn (4.8) Kjer sta A , B oblikovna parametra, n poroznost, n0 poroznost po uravnoteženju na sukcijo 0. Slika 4.5: Vpliv vlage pri nabijanju in količnika por na retencijsko krivuljo zbite peščene gline (Vanapalli et al., 1999). Figure 4.5: Influence of water content at compaction and void ratio on the soil water characteristic curve of sandy clay (Vanapalli et al., 1999). Slika 4.6: Vpliv količnik por na točko vstopa zraka, točko vstopa vode in rezidualno vlago (Kawai et al., 2000). Figure 4.6: Influence of void ration on air entry value, occluded air bubbles point and residual water content (Kawai et al., 2000). Različna struktura zemljine ne vpliva samo na retencijsko krivuljo zemljine ampak tudi na druge lastnosti zemljine. Birle et al. (2008) so ugotovili, da je sukcija pri meji krčenja odvisna od začetne vlage nabitih zemljin. Bolj vlažne zemljine imajo višjo sukcijo pri meji krčenja ter izkazujejo večje deformacije med sušenjem. Pri tem se moramo zavedati, da meja krčenja zbitih zemljin ni povezana s točko vstopa zraka, saj so zbite zemljine sestavljene iz makro por in »zrn« zemljine. Med sušenjem tako stopnja zasicenja ni nikoli enaka 100%. Nasprotno od njih pa sta Marinho in Chandler (1994) pokazala, da se zemljine prenehajo krčiti pri skoraj enaki sukciji ter da je končni kolicik por odvisen od začetne stopnje zasicenosti. Slika 4.7: Vpliv vlage pri nabijanju na krčenje zemljine (Birle et al., 2008). Figure 4.7: Influence of water content at compaction on shrinkage deformations (Birle et al., 2008). 4.4 Ocena retencijske krivulje iz indeksnih podatkov in gostote Merjenje retencijske krivulje je drago in pogosto je rezultat vprašljiv, saj je retencijska krivulja močno odvisna od razporeditve por. Na razporeditev por pa vpliva način priprave vzorca in totalna napetost. Zato so mnogi avtorji predlagali uporabo prenosnih funkcij med osnovnimi preiskavami (zrnavostna sestava, količnik por, indeks plastičnosti) in sukcijo (Visser, 1969, Zapata et al., 2000, Ganjian et al., 2007, Arya in Paris, 1981, Fredlund et al., 1997). Pri tem se je potrebno zavedati, da večina modelov za opis relacije sukcija-relativna vodoprepustnost upošteva razporeditev por (Burdine, 1953, Mualem, 1976, Assouline, 2001). Možnih načinov ocene retencijske krivulje je več: statistična ocena vlage pri dani sukciji (Visser, 1969), povezava med parametri funkcije za opis retencijske krivulje in materialnimi podatki (Zapata et al. 2000, Ganjian et al., 2007), ali pa s pretvorbo zrnavostne krivulje v prostor velikost por - volumen por (Arya in Paris, 1981, Fredlund et al., 1997). Arya in Paris (1981) sta zemljino opisala s kroglastimi zrni in idealnimi kapilarnimi cevkami ter vijugavostjo zemljine (tortuoznost). Vsekakor je potrebno poudariti, da takšni modeli omogočajo približno določitev retencijske krivulje, vendar se je potrebno zavedati, da so meritve vseeno bolj natančne. Thakur et al. (2006) je primerjal rezultate meritev na melju s predpostavljenimi modeli različnih avtorjev. Iz slike 4.8 vidimo do kako velikih razlik lahko pride med različnimi modeli. 103 10': 10"' 10° 1 o1 1 o3 103 10' 10S 1 o5 4UkPa) Slika 4.8: Primerjava med izmerjeno retencijsko krivuljo in napovedjo modelov (Thakur et al., 2006) Figure 4.8: Comparison between measured soil water characteristic curve and prediction by different models (Thakur et al., 2006). 5 VPLIV SUKCIJE NA TRDNOST ZEMLJINE 5.1 Uvod V drugem poglavju smo že omenili definicije napetosti v geotehniki. V mehaniki zasičenih zemljin poznamo splošno uveljavljeno pravilo efektivnih napetosti (enačba (2.22)) (Terzaghi, 1936). Pravilo efektivnih napetosti se je izkazalo za vsestransko uporabno pri opisu obnašanja zasičene zemljine. Strižno trdnost zemljine zapišemo kot: 7max = C 'tan^' (5.1) Kjer je rmax maksimalna strižna napetost na porušni ploskvi, c' kohezija (izražena na efektivno napetostno stanje), ep" strižni kot (izražen na efektivno napetostno stanje), an' efektivna napetost normalna na ploskev porušitve. V nezasičeni zemljini pa je tlak vode negativen in povečuje efektivno napetostno stanje, hkrati pa se z višanjem sukcije zemljina suši in vpliv sukcije na napetostno stanje prične upadati. V mehaniki nezasičenih zemljin vpliv sukcije na strižno trdnost zapišemo na tri različne načine: - kot popravek efektivne napetosti, - sukcij a kot neodvisna napetostna spremenlj ivka in - sukcijska napetost. Rezultati vpliva sukcije na strižne karakteristike so močno odvisni od vrste postopka. Volumenske spremembe spremenijo stopnjo zasičenosti zemljine in posledično tudi sukcijo. Tlak zraka in vode v porah pa se pri nedreniranih pogojih ravno tako spreminjata in s tem spreminjata napetostno stanje v zemljini (sukcijo in totalno napetost). Pri preiskavah poskušamo čim bolj realno posnemati stanje kakršno bo v zemljini v našem problemu. Taek Oh et. al. (2008) so opravili serijo testov v triosnem aparatu z različnimi postopki preiskav (slika 5.2): konsolidiran nedreniran triosni test (CU), nekonsolidiran nedreniran test (IU) ter hitri in počasni »konsolidiran« nedreniran test (IeU-f in IeU-s), kjer se je pred testom znižalo presežne zračne tlake, volumen vode pa je ostajal enak. Na podlagi testov so zaključili: - strižna trdnost vzorcev zbitih na suhi strani je močno odvisna od bočnega pritiska (slika 5.1), - v primeru vrednotenja strižnih parametrov v totalnih napetostih sukcija povečuje strižni kot in manj kohezijo, - z višanjem bočnih pritiskov se zmanjšuje vpliv sukcije na trdnost zemljine, vendar je pri nizki sukciji prispevek sukcije neodvisen od bočnih pritiskov. Iz slike 5.1 vidimo, da z večanjem totalne napetosti povečujemo nedrenirano strižno trdnost nezasičenih zemljin. Ko dosežemo 100% stopnjo zasičenosti, pa ni opaznega nadaljnjega povečanja nedrenirane strižne trdnosti. V primeru bolj vlažnih zemljin tudi hitreje zasičimo zemljino. Nedrenirana strižna trdnost je odvisna tudi od začetne sukcije oziroma vlage zemljine. totalna normalna napetost, a Slika 5.1: Strižna trdnost v odvisnost od bočnih pritiskov pri IU testih (Taek Oh et al., 2008). Figure 5.1: Variation of shear strength due to confining pressure for IU (Taek Oh et al., 2008) 350 300 250 to CL s. rt b r 6" 3, 200 H o c "D L. 03 C 'C CO 150 100 50 S w - £ i \ i t i i ____ ^ ____ _____ 1 -T - T i i K i > _____ ___F_____/ ___ „ | jr t ________ ____ ____ r- ^..... y ________1 ! i __________\___________ "_______ tČ._______________, _____^ ------------- i r 100 200 300 400 Celični tlak, (kPa) 500 Slika 5.2: Rezultati različnih testnih postopkov na enakih vzorcih (Taek Oh et al., 2008). Figure 5.2: Test results for different test procedures (Taek Oh et al., 2008). 5.2 Zapis strižne trdnosti s popravkom kohezije V geotehnični praksi pri vrednotenju strižnih preiskav zapišemo strižno trdnost po enačbi (5.1) ter se ne sprašujemo, kaj je povzročilo kohezijo (sukcija, prekonsolidacija, merska nezanesljivost,...). Na enak način torej lahko vrednotimo tudi strižne preiskave nezasičenih zemljin, kjer namesto sukcije uporabimo kakšen drug parameter stanja zemljine (vlaga, stopnja zasičenja). Gallage in Uchimura (2010) sta s takšnim principom pokazala, da je strižni kot nedvisen od tega ali se zemljina suši ali vlaži ter da je kohezija pri enaki sukciji večja v primeru vlaženja. Vse meritve sta opravila na peščeni zemljini v direktem strižnem aparatu. Do enakih rezultatov so prišli tudi Melinda et al. (2004). C40 o f 39 c •n m 38 37 36 E ' P dosaki ,=1,35g and /cm3 Vlaženje —Ar- Sušenje ■ i --- -- i ■ L --1 i"" ■ 10 20 30 40 Sukcija. (u,-uj [kPa] 50 TO Cl 1? "u 10 ra m 8 tu sr. o 6 4 2 0 * P, =1.35 g/cmJ i , * t— - - iO - - - - Vlaženje Sušenje ............... - f - . i . i 10 20 30 40 Sukcija, (u.-uj [kPa] 50 Slika 5.3: Vrednosti c in q> v odvisnosti od sukcije za primer sušenja ali vlaženja (Gallage in Uchimura, 2010) Figure 5.3: The influence of suction on c in q> for main drying and wetting (Gallage and Uchimura, 2010). 5.3 Popravek efektivne napetosti Zaradi splošne uporabnosti načela efektivnih napetosti se je zdelo naravno popravit koncept efektivnih napetosti tako, da bi veljal tudi za nezasičene zemljine. Pri metodi popravka efektivne napetosti popravimo efektivne napetosti tako, da zajemajo vplive sukcije. Materialni parametri zemljine (trdnost, togost) pa ostanejo enaki kot za zasičeno zemljino pri enakem efektivnem napetostnem stanju. Leta 1958 je bil prvič zapisan popravek efektivne napetosti zaradi vpliva sukcije (Croney et al., 1958), vendar je v mehaniki nezasičene zemljine obveljal Bishopov koncept zapisa (Bishop, 1959) (po Fredlund in Rahardjo, 1993): = ua) + Z(ua -uw) (5.2) Kjer je % koeficient efektivne napetosti povezan s stopno zasičenosti zemljine. Parameter ^ je enak 1 za zasičene zemljine in enak 0 za suhe zemljine, oziroma zemljine pri rezidualni vlagi. Več avtorjev je predlagalo zvezo med parametrom x in Sr (Bishop, 1960). Jennings in Burland (1962) (po Fredlund in Rahardjo, 1993) sta pokazala, da zgornja zveza ne opisuje dobro volumenskih sprememb s spremembami efektivnih napetosti. To velja še zlasti pri nizkih stopnjah zasičenosti. Slednja je okoli 20% za melje in peske ter kar 90% za gline. Pri tem je potrebno omeniti, da je Bishop svoj model naredil za območje na retencijski krivulji, kjer so zvezne zračne in vodne pore. Nekatere izmed nepravilnosti tega modela so dobljene na drugih območjih (na primer v rezidualnem območju) ali za zbite materiale. 5.4 Neodvisni napetostni spremenljivki Coleman (1962) (po Fredlund in Rahardjo, 1993) je v svoji enačbi za volumenske spremembe uporabil tri neodvisne spremenljivke: totalno sferično napetost (p - ua), deviator napetosti (c^ -cr3) , matrično sukcijo (ua -uw). Morgenstern (1979) je zapisal, da je enačba (5.2) problematična zato, ker naj bi bila omejena samo na ravnovesje sil, prameter x pa zajema stanje zemljine. Parameter x lahko dobimo le tako, da predpostavimo, da je obnašanje zasičene zemljine enako obnašanju nezasičene zemljine pri isti efektivni napetosti. Fredlund in Morgenstern (1977) sta pokazala, da je možno trdnost nezasičenih zemljin opisati z dvema od treh spremenljivk: (c -ua) , (ua -uw) ali (er-uw) . Z načelom neodvisnih napetostnih spremenljivk lahko Mohr-Coulomb-ov kriterij porušitve zapišemo kot: t = c'+ (crn - ua)tanN — 20 10 0 m i • f * m i \ I ' b 10 20 30 40 50 60 70 saturacija Sr (%) 80

\ qf in (pb za nezasičene zemljine (Toll, 2000; cit. po Petkovšek, 2006). Figure 5.4: The q>\ (p" and (pb values for unsaturated soil (Toll, 2000; cit. after Petkovšek, 2006). Vanapalli in Fredlund (2000) sta izvedla primerjave med merjenimi in napovedanimi vrednostmi strižne trdnosti nezasičenih zemljin z uporabo štirih različnih zvez. V analizi sta uporabila eksperimentalne podatke, določene na treh vrstah zemljin. Ugotovila sta, da dajeta naslednji zvezi dobre rezultate: x = e K-x = sr (5.5) 10 0 8 os X 0 4 0.2 //I / 1 1 /j / r/ t / ,'a 3 j ° f /l s 1 / f ■ ■l U r s I s // r A J □ J T P A iPa a D □ h 20 40 60 SO Stopnja satu racije (%) Madrid gray clay (Escario and Juca, 1969) 1 Moralne (Blight, 1961) 2 ßoulder clay (Blight. 1961) 3 Boulder clay (Blight, 1961) 4 Clay - Shale (Blight, 1961) 100 10 0.6 0.4 0.2 0.0 -X=S" (Varapč — /=(S-S,)/(1-S (Vanapalli et Bishop (1959 tli et al., > al., 1996) ) S 996) / /' JJ6f[ s s' / K=2 / =3 / i /■•' ■ i/l 10%// 20 40 60 SO Stopnja saturacije (%) 100 Slika 5.5: Koeficient efektivne napetosti glede na prejšnja eksperimentalna in teoretična dela (levo) in eksperimentalno potrjene zveze (desno) (Vanapalli in Fredlund, 2000). Figure 5.5: Coefficient of effective stress after some previous experimental and theoretical results (left) and experimentally validated forms proposed (right) (Vanapalli and Fredlund, 2000). 5.5 Sukcijska napetost Napetost med zrni v nezasičeni zemljini je posledica različnih (medmolekulskih) sil, opisanih v tretjem poglavju, zato jo težko zapišemo s poenostavljeno formulo oziroma niti ne vemo katere sile povzročijo sukcijo. Lu in Likos (2006) sta predlagala, da se enostavno vpelje nova napetostna spremenljivka - sukcijska napetost. Strižno trdnost zemljine lahko tako zapišemo kot: r = as'((ua -uw))tan(p'+ '+ Cv (5.7) Kjer je Cv navidezna kohezija zemljine zaradi vpliva sukcije. 5.6 Natezna trdnost zemljine Vpliv sukcije na trdnost zemljine bi lahko opisali tudi kot natezno trdnost zemljine. Natezna trdnost zemljine je namreč popravek izhodišča strižne premice, podobno kakor sukcijska napetost. Iz slike 4.1 vidimo, da obstajajo 3 značilna območja retencijske krivulje, vsako s svojim sistemom vezanja vode. V odvisnosti od sistema vezanja vode pa so tudi odvisne formule za izračun natezne trdnosti zemljine, ki veljajo samo za peske. V območju kapilarne zasičenosti lahko natezno trdnost ocenimo po enačbi Kima (2001) ali Schuberta (1984): aa = Sr(ua -uw) (5.8) 1 T Ga = Sra - T (5.9) e d Kjer je aa natezna trdnost kapilarnega območja, d srednji premer zrn, a oblikovni parameter (6-8 za enozrnate peske, 1.5-14.5 za ostale peske). V območju rezidualne vlage se lahko natezno trdnost peskov izračuna po enačbah, ki jih podajajo Lu et al. (2007) ali po enačbah, ki jih podajata Cho in Santamarina (2001). Po Cho in Santamarina (2001) lahko izračunamo natezno trdnost okroglih zrn v kubični razporeditvi kot: nT. s 2 (7.20) 2 Podobno lahko izračunamo vodoprepustnost v odvisnosti od retencijske krivulje za vsako podano enačbo retencijske krivulje. 7.2.1 Histerezno obnašanje krivulje vodoprepustnost - sukcija Retencijska krivulja ima pomembno histerezno obnašanje, prav tako pa ga ima tudi odvisnost vodoprepustnosti od sukcije. V kolikor uporabimo namesto odvisnosti vodoprepustnosti od sukcije odvisnost vodoprepustnosti od vlage, je histerezno obnašanje zanemarljivo (Liakopoulos, 1965, Fredlund in Rahardjo, 1993, Corey, 1977, Assouline, 2001) (slika 7.3). Slika 7.3: Histerezno obnašanje retencijske krivulje, odvisnost vodoprepustnosti od sukcije in odvisnost vodoprepustnosti od volumetrične vlage (Liakopoulos, 1965). Figure 7.3: Hysteresis of soil water characteristic curve, relation between water permeability and suction and relation between water permeability and water content (Liakopoulos, 1965). 7.3 Gibanje zraka in vodne pare 7.3.1 Gibanje zraka v zemljini V zemljini se ne giblje le voda, ampak tudi zrak in vodna para. Gibanje zraka v zemljini lahko opišemo s 1. Fickovim zakonom, ki opisuje difuzijo plinov skozi tekočine. Ja =- D, £ ox (7.21) Kjer je Ja masni tok zraka, Da difuzijska konstanta toka zraka skozi zemljino, c koncentracija zraka (kg/m3). 1. Fickov zakon je zelo podoben Darcyevemu zakonu, vendar moramo upoštevati spremembo gostote zraka, kot posledico spremembe tlaka. Zato 1. Fickov zakon zapišemo v spremenjeni obliki (Blight, 1971): J =- D ' 5U* a a D = D a a dx a[^(1 - Ssr n du„, (7.22) Pogosto tok zraka skozi zemljino zapišemo kar s prepustnostjo za zrak (ka). k=d: g (7.23) Popravljena difuzijska konstanta Da je prav tako kot vodoprepustnost odvisna od stopnje zasičenosti zemljine (Brooks in Corey, 1964). Zaradi razlike viskoznosti zraka in vode ter veljavne zveze (7.5) in (7.1) je pri enakih razlikah tlakov hitrost zraka približno 56 krat večja od hitrosti vode, ravno toliko pa tudi prepustnost za zrak, če tlak izrazimo v metrih vodnega stolpca. 7.3.2 Difuzija zraka skozi vodi V zemljini se lahko z difuzijo gibljejo ioni in molekule v vodi. Tukaj je predvsem pomembna difuzija zraka skozi porozno ploščico z visoko točko vstopa zraka. Za difuzijo zraka skozi kapljevine pri konstantnem tlaku (vode) podajata (Fredlund in Rahardjo, 1993) naslednjo enačbo: Dkh du, vfi =--(7.24) ufi ox Kjer je: vfi hitrost zraka, ut delni tlak zraka v kapljevini, ufi absolutni tlak kapljevine, D difuzijska konstanta, kh volumetrični koeficient topnosti v kapljevini (vodi) (preglednica 2.6). 7.3.3 Difuzija vodne pare Ko zemljina doseže rezidualno vlago, se suši izključno zaradi difuzije vodne pare v zraku. Difuzijo vodne pare v pornem zraku skozi zemljino lahko zapišemo kot: J =- D— (7.25) v v ,«s v / ox Kjer je J v masni tok vodne pare, Dv difuzijska konstanta toka vodne pare skozi zemljino, c koncentracija vodne pare v zraku (kg/m3) Difuzijsko konstanto toka vodne pare skozi zemljino lahko izrazimo z difuzijsko konstanto difuzije vodne pare v zraku: Dv =r(1 - Sr) Dv_a (7.26) Kjer je D va difuzijska konstanta toka vodne pare v zraku. 8 VPLIV SUKCIJE NA SPREMEMBE VOLUMNA ZEMLJINE Če se omejimo le na edometrski poskus, opazimo, da se zemljina stiska v kolikor povečujemo napetostno stanje, ter nabreka v kolikor zmanjšujemo napetostno stanje na vzorcu. Dejansko je proces volumenskih sprememb veliko bolj zapleten in ga opisuje mehanika kritičnega stanja. Ker smo že v prejšnjem poglavju omenili, da sukcija povečuje efektivno napetost, lahko pričakujemo krčenje zemljine oziroma pozitivne volumenske deformacije zemljine kot posledico povečanja sukcije. Temu pa ni vedno tako, saj lahko zmanjšanje sukcije, ki bi moralo za posledico imeti povečanje volumna (nabrekanje) dejansko povzroči kolaps zemljine (zmanjšanje volumna). Takšnega obnašanja zemljine ni možno opisati s popravkom efektivne napetosti, ampak ga lahko opišemo le z neodvisnimi napetostnimi spremenljivkami (er-ua) in (ua -uw) . 8.1 Modeli za zasičeno zemljino 8.1.1 Cam-clay model za zasičeno zemljino Med obremenjevanjem v zasičeni zemljini narastejo porni pritiski. Ko se začne zemljina stiskati, se iz nje iztiska voda in porni pritiski se pričnejo manjšati. Temu pojavu pravimo konsolidacija. Schofield in Wroth (1968) obravnavata le primarno konsolidacijo, kjer prevladuje tok vode in ne lezenje zemljine. Ugotovila sta, da se zemljina pri določeni obtežbi stisne le do določenega volumna. Med ponovnim obremenjevanjem in razbremenjevanjem pa tvori histerezno zanko (slika 8.1). Prav tako so ugotovili, da obstaja neka najbolj zunanja krivulja, ki povezuje količnike por ob koncu konsolidacije s pripadajočimi efektivnimi napetostmi, ter da ta relacija tvori premico v kolikor jo izrišemo na grafu količnik por z logaritmom efektivne napetosti. Tej krivulji v primeru izotropne konsolidacije pravimo tudi deviška kompresijska linija. Enačbo za deviško kompresijsko linijo zapišemo kot (Schofield in Wroth, 1968): v = v -IlnP— (8.1) P 'c Za razbremenilni del ali ponovno obremenitev pa velja poenostavljen izraz, ki ne upošteva histereze: v = v -ffln — (8.2) P 'c Kjer je 2 naklon logaritemske premice deviške kompresijske krivulje, k naklon logaritemske premice razbremenitve in ponovne obremenitve, vc specifični volumen pri referenčnem tlaku pc, v specifični volumen. Na osnovi triosnih preiskav lahko razdelimo napetost na sferično (p) in deviator napetosti (q ). cr' + 2 0 (8.8) Stabilnost zemljine lahko zapišemo tudi preko enačbe (8.6) in vpeljave plastične volumenske spremembe, ki ima končno obliko: d^ = ±M- ^ (8.9) vds p' Kjer je vK specifični volumen pri razbremenitvi na p' = 1 , dvK/ v je plastična volumenska deformacija. M ima pozitivni predznak, če se je vzorec osno obremenjeval in negativni, če je bočno obremenjeval. Vidimo, da p' in q nastopata v razmerju. Zato ju lahko zapišemo z razmerjem rj . r\ = q / p' (8.10) Iz enačbe (8.9) vidimo, da imajo vzorci zemljine tri načine obnašanja (med osnim obremenjevanjem): - šibki med tečenjem (stiskanje) (|q| / p' 0 (točka A slika 8.2) - močni med tečenjem (dilatiranje) (|q| / p' >M ) in dvK < 0 (točka B slika 8.2) - so na črti kritičnega stanja (|q| / p' = M ) in v = Y - Aln p (točka C slika 8.2) Slika 8.2: Stanje vzorca med tečenjem glede na črto kritičnega stanja (Schofield in Wroth, 1968). Figure 8.2: Condition of specimens at yield in relation to critical states line (Schofield in Wroth, 1968). Vidimo, da lahko stanje vsakega vzorca opišemo s tremi količinami: v, p' in q . Eksperimentalni dokazi kažejo na samo eno kritično linijo v prostoru v, p' in q . Tej krivulji pravimo črta kritičnega stanja (CSL - critical state line) in jo lahko zapišemo z naslednjima enačbama: q = Mp' (8.11) v = T-lln p' (8.12) Kjer je r volumen zemljine na črti kritičnega stanja pri p' = 1 kPa. V kolikor smo znotraj meje tečenja (točka IJ slika 8.3), se volumen vzorca giblje po črti definirani z enačbo (8.2). V tem stanju vzorec nima plastičnih volumenskih deformacij temveč samo elastične volumenske deformacije. Prav tako nima prirasta strižnih deformacij (dsd = 0). Ko pa dosežemo ovojnico tečenja, enačba (8.8) pove ali se bo vzorec deformiral stabilno ali ne. Za primer osnega obremenjevanja dobimo pogoj stabilnega tečenja. (M-^)dp"+ dq > 0 (8.13) V kolikor prečkamo mejo tečenja, se volumen vzorca od neke točke dalje giblje po enačbi (8.1). Pri tem pride do spremembe vK (definiran v enačbi 8.9). Pogoj tecenja lahko opišemo z naslednjo enačbo: Mp' ln ' p' > = 1 v^ x J Kjer je px p pri maksimalnem q. (8.14) Slika 8.3: Elastično obnašanje vzorca in meja tecenja (Schofield in Wroth, 1968). Figure 8.3: Elastic behaviour of soil and yield surface (Schofield and Wroth, 1968). px je definiran kot presečišče enačbe (8.14) z enačbo (8.12). Če ta pogoj vstavimo v enačbo (8.14), dobimo funkcijo za mejo tecenja v prostoru v, p' in q : q = (r + A-k-v-^lnp') /C (8.15) Slika 8.4: Plastifikacija zemljine (levo) in meja tecenja v prostoru v, p' in q (desno) (Schofield in Wroth, 1968). Figure 8.4: Plastification of soil (left) and yield surface in v, p' in q space (Schofield and Wroth, 1968). Ce predpostavimo, da imajo zemljine konstanten rj ob tečenju, dobimo iz enačbe (8.15) naslednjo enačbo: vÄ = v + Älnp' = (A -k) / \ 1 -IL M + r = konst. (8.16) Kjer je vÄ specifični volumen pri p' = 1 in različnih rj . Za različne rj je prikazano obnašanje zemljine na sliki 8.5. Slika 8.5: Plastifikacija zemljine za različna razmerja p/q (Schofield in Wroth, 1968). Figure 8.5: Set of specimen yielding at different stress ratio (Schofield and Wroth, 1968). 8.1.2 Modified Cam-clay model za zasičeno zemljino Za potrebe numeričnega modeliranja zemljine se je prilagodilo ploskev tečenja zemljine iz logaritemske krivulje v elipso (Roscoe in Burland, 1968) (slika 8.6). Popravljena enačba (8.14) se glasi: q +M pu-M p'p0' = 0 Kjer je p0' prekonsolidacijski tlak. (8.17) Slika 8.6: Meja tečenja v prostoru p' - q . Figure 8.6: Yield surface in p' - q space. Poleg popravljene funkcije tečenja model vpeljuje še elastične strižne deformacije dsde dq d 3G (8.18) kjer je G razbremenilni strižni modul 8.2 Modeli za nezasičeno zemljino Bishop (1959) je predstavil obnašanje zemljine v odvisnosti od sprememb efektivne napetosti (enačba (5.2)). Jennings in Burland 1962 sta pokazala, da ni enostavnega modela za vse zemljine, ki bi povezoval spremembo efektivne napetosti z volumenskimi deformacijami v primeru nezasicenih zemljin. To je veljalo še zlasti pri nizkih stopnjah zasicenosti. Ta je okoli 20% za melje in peske ter kar 90% za gline. Coleman (1962) (citat po Fredlund in Rahardjo, 1993) je razstavil Bishopovo zvezo (1959) na posamezne komponente. -^V =-C21 (duw -dua) + C22 (dcm - dua) + C23 (da1 - da3) (8.19) -dVw =~C11 (dUw - dUa ) + C12 (d°m - dUa ) + C13 (d^1 " d^3 ) (8.20) Kjer je V volumen zemljine, dV majhna sprememba volumna zemljine, dVw majhna sprememba volumna vode, Cp parameter zemljine povezan s spremembo volumna, (duw - dua) majhna sprememba matrične sukcije, (dam - dua) majhna sprememba sferne napetosti, (d^ - dcr3) majhna sprememba deviatorja napetosti. Prvi izraz govori o spremembi volumna zemljine, drugi pa o spremembi volumna vode v zemljini. Parametri Cij so odvisni od matrične sukcije, p', q' ter preteklih obtežb, ki jim je bila zemljina podvržena. Po Colemanovi teoriji ima tudi deviator napetosti vpliv na volumenske spremembe zemljine. V približno enakem času je več avtorjev prišlo do zaključka, da je potrebno matrično sukcijo in totalno napetost ločiti in obravnavati kot dve neodvisni količini (avtorji citirani v Fredlund in Rahardjo, 1993 in Alonso et al., 1990). Tudi mnogi kasnejši raziskovalci so se držali tega principa. Med njimi sta najbolj znana modela Fredlund in Morgenstern (1976) ter Alonso et al. (1990). Matyas in Radhakrishna (1968) (citat po Fredlund in Rahardjo, 1993) sta opravila serijo testov na preizkušancih mešanice 80% kremena in 20% kaolina, zbitih pri enaki vlagi na enako suho gostoto. Za izotropno stanje (ct1 =ct3) sta izrisala ploskev volumenskih sprememb v odvisnosti od spremembe sukcije in spremembe sferne napetosti na preizkušancu (slika 8.7). Med nižanjem sukcije je prišlo do kolapsa zemljine, kar kaže na meta stabilno strukturo. Nižanje sukcije bi sicer moralo po Bishopu povzročiti nabrekanje zemljine. Loret in Alonso (1985) sta opravila serijo testov na nizko plastičnih glinah in peščenih meljih. Pri večini testov je prišlo do zmanjšanja sukcije in nato obremenitve s totalno napetostjo. Na podlagi testov sta predlagala naslednji empirični model: pp v = a + b ln — + c ln(u - u ) + d ln —ln(u - u ) (8.21) a w a w c c Kjer so a , b , c in d modelni parametri, pc referenčni tlak. Slika 8.7: Količnik por v odvisnosti od sukcije in sferične napetosti v izotropnem stanju (Matyas in Radhakrishna, 1968, citat po Fredlund in Rahardjo, 1993). Figure 8.7: Void ratio as function of suction and mean stress (Matyas and Radhakrishna, 1968 cited after Fredlund and Rahardjo, 1993). Ko upoštevamo volumenske spremembe zaradi spremembe sukcije, moramo načeloma upoštevati, da se spreminja retencijska krivulja materiala. Nuth in Laloui (2008) sta predlagala konceptualni model, ki upošteva popravek retencijske krivulje (slika 8.8). sr i / ©i Slika 8.8: Konceptualni model obnašanja stisljive zemljine (Nuth in Laloui, 2008). Figure 8.8: Conceptual model of soil behaviour (Nuth and Laloui, 2008). 8.2.1 Model obnašanja zemljine Fredlund in Morgensterna (1976) Fredlund in Morgenstern (1976) sta predlagala empirični model obnašanja zemljine, ki predpostavlja dve neodvisni spremenljivki: (ua -uw) in (cr-uw) . Volumenske spremembe nezasičene zemljine lahko zapišemo kot spremembo volumna zraka in spremembo volumna vode. ds = dV = V + dV^ = de + d0 v V V V _ Kjer je V volumen zemljine, Va volumen zraka, V_ volumen vode, d_ volumetrična vlaga, da volumetrični delež zraka v zemljini. Deformacije v x smeri lahko zapišemo kot: s„ = (a — u ) v, / \ (u — u ) ^ K -2uw)+{ a _> (8.23) E1 Ej y z w> H Kjer je Ej elastični modul glede na spremembo (erx - uw) , v1 poissonov količnik v smeri x, H1 elastični modul glede na spremembo (ua - uw). Podobno lahko zapišemo tudi enačbe za y in z smer. Volumetrične deformacije pa lahko zapišemo kot: £v = C,{2-®1)sin^sinS + cos^cos J(sin®2 -sin®1)] (10.26) n dr = 1 + 0.033cos[3l65idan j (10.27) S = 0.409sin ^iian -1.39j (10.28) ^ = 12[(ti + 2 / 3(Lz -Lm) + Sc) -12] (10.29) Sc = 0.1645sin(26) - 0.1255cos(6) - 0.025sin(6) (10.30) b = [idan - 81] (10.31) 365 Kjer je Ra zunajzemeljska sončna radiacija, G5c solarna konstanta, dr inverz razdalje do sonca, ax, a>2 sončni kot na začetku in koncu časovnega obdobja, rni sončni kot v času t, zemljepisna širina, S sončni odklon, idan števka dneva (1.1. je 1 31.12. pa 366), tt čas v urah, Lz zemljepisna širina poldnevnika časovne cone, Lm zemljepisna širina lokacije, Sc popravek zaradi nagnjenosti zemeljske osi. V kolikor enačbo (10.26) računamo za celodnevno zunajzemeljsko sončno radiacijo, jo lahko zapišemo s spodnjo enačbo: Ra =—G5cdr \(a>s)sin^sinJ + cos^cos J(sin®5)] (10.32) 71 h i 0.1 \ N N. 51 - Beaver Creek Sanc 52 - Beaver Creek Sand - M1 - Custom Silt ---M2 - Custom Silt - C1 - Regina Clay ---C2 - Regina Clay \ k 10 100 vlaga (%) 10 100 1000 10000 100000 1000000 sukcija (kPa) Slika 10.3: Razmerje med dejansko in potencialno evaporacijo v odvisnosti od vlage in sukcije zemljine (Wilson et al., 1994). Figure 10.3: The ratio between the actual and potential evaporation as a function of soil water content and suction for different soil (Wilson et al., 1994). v 11 POBOČNA PREMIKANJA 11.1 Opredelitev in razvrstitev pobočnih premikanj Pobocna premikanja (angl. gravity slope movements) so različna gibanja kamnitih in zemljinskih gmot pod vplivom težnosti. Geološko in geotehnično izrazoslovje za opisovanje pobočnih procesov ni vselej identično (kamnina/hribina, sediment/zemljina/preperina), v praksi pa večinoma zelo nedosledno. To se je še posebej pokazalo po sprožitvi plazu in drobirskega toka nad Logom pod Mangartom novembra leta 2000. Skaberne (2001) je podal predlog slovenskega izrazoslovja, povezanega s pobočnimi premiki. Pobočna premikanja kamnin in zemljin so posledica različnih procesov. Razlikujejo se po vzrokih nastanka, sestavi gibajoče se mase, načinu premikanja in odlaganja (umirjanja) in nenazadnje po količini mase, ki je v gibanju in dimenzijah. Skaberne (2001) je plazove razdelil glede na: - okolje premikanj (kopenska, podvodna), - način premikanja (prevračanje, padanja, plazenje, tečenje; razmerja med trdnimi delci, vodo in zrakom; hitrost), - vrsta premikajočega se materiala (hribina, zemljina, tip hribine ali zemljine), - stanje (aktivno, reaktivno, začasno mirujoče, speče, stabilizirano, fosilno), - širjenje (napredujoče, omejujoče, pojemajoče, premikajoče), - oblika (kompleksna, sestavljena, večvrstna, zaporedna, enostavna). Waltham (2002) obravnava tudi vzroke nastanka plazov. Ti so lahko: - dvig podzemne vode, - odstranitev plazu pod nevtralno linijo (ločnica med nestabilnim in stabilnim delom), kot posledica erozijskih procesov (reka,valovi,..) ali povzročena s človeškimi dejavnostmi (gradnja cest, hiš, rudnikov in kamnolomov), - obremenitev telesa plazu nad nevtralno linijo, kot posledica naravnih procesov (vulkani) ali povzročena s človeškimi dejavnostmi (gradnja nasipov, gradnja hiš), - zmanjšanje strižne trdnosti zaradi preperevanja in zaglajevanja strižne ploskve, - vibracije, ki so lahko posledica človeških dejavnosti (miniranje, promet, zabijanje pilotov) ali potresa. Skaberne (2001) je opredelil pet (5) vrst »čistih« premikanj: prevračanje, padanje, kotaljenje, plazenje in tečenje (slika 11.1): - Prevračanje je rotacijsko gibanje strmo padajočih blokov in plošč kamnin, koherentnih sedimentov in preperine, ki so ločeni z diskontinuitetami. - Padanje in kotaljenje je hitro neodvisno gibanje: prosto padanje, poskakovanje in kotaljenje dela kamnine, sedimenta ali preperine ob navpičnem ali po strmem pobočju. Pri tem lahko delci udarjajo ob pobočje, vendar med njimi ni pomembnejše interakcije s podlago (brežino). V kolikor gre za porušitve sveže odlomljenih kamnin, govorimo o odlomih, podorih, udorih (kras). - Plazenje je translacijsko ali rotacijsko gibanje kamninskih/hribinskih, sedimentnih in preperinskih (zemljinskih) mas po eni ali več bolj ali manj jasnih drsnih ploskvah ali plazinskih porušnih conah. Običajno je splazela masa notranje sorazmerno malo deformirana. - Tečenje je zvezna nepovratna deformacija materiala, ki nastane kot posledica napetostnega stanja v materialu, izzvanega s težnostjo. Sedimentni težnostni tokovi so po Skabernetu (2001) tokovi sedimentnega materiala, ki imajo večjo gostoto od obdajajoče tekočine in se pod vplivom gravitacije gibljejo po pobočju hitreje od obdajajočega medija. Značaj toka je odvisen od: relativne zastopanosti posamezne faze zemljine (trdnine, vode in zraka), zrnavostne sestave in fizikalno kemičnih lastnosti trdnih delcev. Navedene količine vplivajo na viskoznost, naravo trkov, drsenje ter turbulenco, od njih pa je odvisen način prenosa sil ter značaj toka, predvsem hitrost in koncentracija toka, s čimer tokove običajno tudi opišemo. Sedimentne težnostne tokove delimo glede na koncentracijo trdnih delcev na: zrnasti tok, ki ima dovolj nizko količino vode ali drobnozrnatega medzrnskega materiala, da se sile prenašajo skozi trke zrn oziroma medzrnske kontakte. Tok se obnaša plastično. V počasi tekočem toku se napetosti prenašajo med zrni in se kombinirajo z viskoznimi učinki mulja med zrni. Ce je hitrost manjša od 0,1 m/s govorimo o zemljinskem toku, pri še manjši hitrosti pa o lezenju. Pri hitrostih med 0.1 in 35 m/s pa postanejo pomembne vztrajnostne sile (trki zrn). V tem primeru govorimo o vztrajnostnem zrnastem toku oziroma pri izjemno hitrih tokovih nekoherentnih materialov, kjer je hitrost tudi do 100 m/s, pa o utekočinjenem zrnastem toku ali podornem toku. Pri večji količini vode v zemljini pride do blatnih tokov, pri še večji količini vode pa do tekočinskih tokov. Količina vode v zemljini, potrebna za nastanek blatnih tokov, je močno odvisna od vrste zemljine. Za vse blatne tokove je značilna kohezijska strižna trdnost, viskoznost in povišani porni pritiski. V primeru drobno zrnate zemljine, v večini sestavljene le iz finih frakcij, ki se giblje z manjšo hitrostjo, govorimo tudi o viskoznem blatnem toku. PROCESI TRANSPORTA SEDIMENT prevračanje prevrnjeni bloki padanje in kotaljenje pobočni grušč plazenje plazovi na to -c ra o f * 3 ra "c « n o S C__. masni (gmotni) tok drobirski tok zrnski tok sediment drobirskega toka (debrit) sediment zrnskega toka n) c c ro £ J) o. 'c; u c -2 Si > £ S3 ■V O) G> VI Ü2 m C ■O utekočinjeni porušeni tok utekočinjeni izti skoval ni tok sediment utekočinjenega toka S «j tu rb id itn i (kalni) tok turbidit Slika 11.1: Osnovni načini težnostnih premikanj pobočij (Skaberne, 2001). Figure 11.1: Major types of gravity slope movements (Skaberne, 2001). 11.2 Stabilnost plazov in sukcija Pri obravnavi stabilnosti plazov primerjamo gonilne (aktivne, destabilazicijske) sile in sile upora (reaktivne, stabilizacijske). Glavni gonilni sili na plazu sta teža plazine, ki je odvisna od naklona pobočja in totalne teže zemljine ter strujanje podzemne vode. Sile odpora so strižne sile na drsni ploskvi. Njihova jakost je odvisna od strižnih karakteristik zemljine na drsni ploskvi (c', h ~ywh tan (p (11.3) ycos2 ß(tan/? - tan =22° ß=26° r|=2.5 109 kPa.s GWL= -15 m / i i i j i q>=22° ß=14° r|=2.5 108 kPa.s GWL= -3.5 m - --- Slika 11.15: Primeri modelnih inklinometrskih profilov za različne materialne podatke, nivo podzemne vode (GWL) in naklon pobočja a (van Asch et al., 2009). Figure 11.15: Examples of modelled inclinometer profiles for different material strengths, groundwater levels (GWL), and slope conditionsa (van Asch et al., 2009). Van Asch in Malet (2009) sta isti model uporabila tudi za napoved pojava blatnih tokov. Pri tem sta obravnavala dva primera: povečanje pornih pritiskov kot posledica deformacij in vpliv spremembe geometrije terena. Uporaba Burgerjevega reološkega modela Burgerjev reološki model je sestavljen iz zaporedno vezanega Maxwellovega reološkega modela in Kelvin in Voightovega reološkega modela. Za razliko od Binghamovega model Burgerjev reološki model izkazuje deformacije že pri faktorju varnosti večjem od 1. Burgerjev model so uporabili Segalini et al. (2009) za analizo pomikov 4 plazov v Italiji. Parametre Burgerjevega modela so izvrednotili na podlagi laboratorijskih triosnih preiskav in dobili dokaj dobro ujemanje. Numerične izračune so opravili v programu FLAC. Enak model sta uporabili Fifer Bizjak in Zupančič (2009) za modeliranje blatnega toka na plazu Slano blato. Materialne podatke sta določili na finih delcih plazine z vlago od 35 do 60% za dva primera: viskozni tok s konstantno hitrostjo in za lezenje zemljine ob konstantnih strižnih obremenitvi. Meritve lezenja zemljine sta opisali z Burgerjevim modelom, ki sta ga nato uporabili v programu FLAC za izračun pomikov na Slanem blatu. Fenomenološki opis striga Meschyan (2006) strig opisuje s fenomenološkim modelom, ki ga je v primeru enostavnega striga zapisal kot: 7st =®(t )f (T,°n , t) kjer je cd merilo strižnih deformacij, f pa funkcija strižnih napetosti: f (r,an, t) = aM K, t )t + Pm K, t K(CTn) t in an lahko nadomestimo z razmerjem r / rmax . S tem dobimo funkcijo: co(t) = (r/r )n max a> tako opisuje strižne deformacije v primeru, ko je r / r =1 (11.14) (11.15) (11.16) Funkcijo (o lahko aproksimiramo z eksponentno funkcijo (aproksimacije vidne na sliki 11.16), logaritemsko funkcijo ali potenčno funkcijo. / = Atm (WrmJn / = (a + b log t )(r/rmax)n (11.17) Slika 11.16: Primeri krivulj strižnega lezenja (Meschyan, 2006). Figure 11.16: Examples of shear creep curves (Meschyan, 2006). Enak zapis za razvoj deformacij so uporabili tudi Huvaj-Sarihan (2009) za primer ponovne sprožitve plazu in Wang in Yin (2009) za primer gibanja plazu Qianjiangping v nezasiceni coni. Wang in Yin (2009) sta opravila teste v sukcijski triosni celici za primer - —"^-isJL * * AJDO VTKANA ^ S. * * X ■ \ i • \ " - ^ *. \ * \ ra it . Ml^ \ • LEGEND - nvor • \ j^^BSuW i v - cieeh « TrtGtürwäy town .S -Rebrnice K 1 - Str a ne ^^ j . a 4 v!;H'jr emslent landslide M T^J—^ Z l 3 km Slika 12.2: Geološka karta Vipavske doline z označenimi plazovi. Figure 12.2: Geological map of Vipava River valley with landslide locations. Slika 12.3: Geološki vzdolžni profil čez plaz Slano blato (Logar et al., 2005). Figure 12.3: Geological longitudinal cross section of Slano blato landslide (Logar et al., 2005). Slika 12.4: Poenostavljena geološka karta z označenimi gravitacijskimi bloki A-F, Mala Gora, Lukovec, Gola gorica, Visoko, Križec in Gradišče (Placer et al., 2008). Figure 12.4: Simplified geological map with gravity blocks A-F, Mala Gora, Lukovec, Gola gorica, Visoko, Križec and Gradišče (Placer et al., 2008). Slika 12.5: Shematski geološki profil preko Velikega Modrasovca in Male Gore ter detajl strukturne kadunje (Placer et al., 2008). Figure 12.5: Schematic geologic section across Veliki Modrasovec and Mala Gora and detail from structural depression (Placer et al., 2008). Plaz Slano blato je kompleksen plaz. Po Ribičiču (2002) ga lahko razdelimo na naslednja glavna območja: - Zgornji del plazu - mesto sprožitve plazu jeseni 2000 ter lokacija vodnjakov. Na odlomnih robovih se tvorijo manjši plazovi. - Zgornji kanal - zemeljske mase so se v tem delu razmočile in stekle kot blatni tok. - Blatno jezero - mesto kjer so se zadržali blatni tokovi leta 2000 in 2001. Teren na blatnem jezeru je skorajda horizontalen. Pred splazitvijo so bili na tem mestu zaznani arteški pritiski (Kočevar in Ribičič, 2002b). - Spodnji kanal. Kadar se je na blatnem jezeru nabralo več kot 170 000m3 materiala, je ta začel odtekati po spodnjem kanalu navzdol (Ribičič, 2002). Slika 12.6: Deli plazu Slano blato (Ribičič, 2002). Figure 12.6: Parts of Slano blato landslide (Ribičič, 2002). 12.3 Terenske preiskave na plazu Slano blato Terenske preiskave na plazu Slano blato, izvedene po letu 2001, lahko razdelimo v dva ločena tematska sklopa: - na začetne raziskave, izvedene za potrebe razumevanja geoloških in geotehničnih razmer in načrtovanje sanacijskih ukrepov. Te raziskave so potekale v obdobju 2001 - 2004. V letu 2001 je bila izvedena prva serija geoloških raziskav z 10 vrtinami, leta 2003 pa druga serija geoloških, geofizikalnih in hidrogeoloških raziskav s 13 vrtinami in petimi vgrajenimi inklinometri), - na ukrepe, vezane na vzpostavitev nadzora nad gibanjem plazu in učinkovitostjo izvedenih sanacijskih ukrepov. Ti ukrepi so se izvajali postopno in sukcesivno z geološkimi raziskavami in sanacijskimi ukrepi vse od leta 2001 dalje. V okviru geološko geotehnicnih raziskav so se izvajale tudi: - hidrogeološke meritve in vzorčenja vode, da bi se opredelilo izvor voda, - geofizikalne raziskave, da bi se ugotovilo debelino plazine. Posebej je treba omeniti zaporedne geoseizmične raziskave v letih 2003 in 2004, ki so pokazale, da se fliš v podlagi mehča in - terestrično lasersko skeniranje (LIDAR skeniranje) plazu, s katerim se je ocenilo premike površine plazu. Prvotni opazovalni sistem so sestavljali inklinometri, piezometri in geodetske točke, ki pa so bili zaradi velikih premikov kmalu porušeni. Zato se je, predvsem po zaslugi poveljnika CZ Ajdovščina, pričel na plazu vzpostavljati površinski opazovalni sistem z video kamerami in vremensko postajo. Leta 2007 so bili na plazu vgrajeni prvi merilniki sukcije. Geološke preglede in kartiranje površinskih sprememb je izvajal dežurni geolog enkrat mesečno. 12.4 Rezultati starega opazovalnega sistema in terenskih meritev Na območju plazu so bili vgrajeni 4 inklinometri in več geodetskih točk. Dva inklinometra sta bila vgrajena na odlomnih robovih takratnega plazu, en inklinometer je bil vgrajen v sredino plazu približno na lokaciji današnjih vodnjakov, en inklinometer pa je bil lociran na spodnjem koncu spodnjega kanala. Eden izmed inklinometrov na odlomnem robu je izkazoval drsno ploskev na globini 4 m, inklinometer na mestu današnjih vodnjakov pa drsno ploskev na globini 10 m (slika 12.7). Ostala dva inklinometra nista izkazovala deformacij terena. Inklinometra, ki sta izkazovala deformacije, sta bila uničena konec leta 2003 (Fifer Bizjak in Zupančič, 2009). Fifer Bizjak in Zupančičeva (2009) poročata tudi o meritvah pomikov geodetskih točk. Prve točke so bile vgrajene junija 2001 in so bile uničene ob večjih premikih - blatnem toku - septembra 2001. Takrat izmerjen največji pomik geodetske točke je bil 150 m. V letu 2003 se je ponovno vgradilo geodetske točke, ki so v zimi 2003-2004 izkazovale pomike 12-16 m. Benko (2011) poroča, da je bila največja hitrost premikanja plazu zabeležena leta 2000, 90 m/dan. Leta 2001 so z 9 terenskimi meritvami vodoprepustnosti izmerili vodoprepustnost flišne kamnine -meljevca in peščenjaka (k=10-7 - 10-8 m/s), tektonsko predrobljenega meljevca in peščenjaka (k=10-5 -10-6 m/s) in gramoza z glino (plazine) (k=10-3 - 10-4 m/s) (Logar et al., 2005). Poročilo hidrogeoloških raziskav iz leta 2001 pa navaja za plazino vodoprepustnost (k=10-6 - 10-7 m/s) za ostala dva sloja pa so podatki približno enaki (Lapanje et al. 2001). V letu 2003 in 2004 so zaporedne geoseizmične meritve identificirale kontakt med plazino in flišno podlago ter identificirale poglabljanje tega kontakta s časom (Logar et al., 2005) (slika 12.8). -A' (cm) +A' -3-2-10123 1—'—1—1—1—1— 10< J J ) 30- (m) Slika 12.7: Meritve na inklinometru B5 na mestu današnjih vodnjakov do uničenja inklinometra (Fifer Bizjak in Zupančič, 2009). Figure 12.7: Inclinometer B5 result on the location of today's dowels, before it was destroyed (Fifer Bizjak and Zupančič, 2009). Slika 12.8: Hitrost potresnih valov na vzdolžnem profilu plazu Slano blato (Logar et al., 2005). Figure 12.8: Seismic wave velocities at longitudinal profile of Slano blato landslide (Logar et al., 2005). 12.5 Rezultati novega opazovalnega sistema in LIDAR skeniranje plazu Leta 2005 so bile na lokaciji plazu nameščene tri kamere za opazovanje pomikov plazu. Prva kamera je locirana ob vodnjakih in omogoča opazovanje zgornjega dela plazu. Druga kamera je locirana na lokaciji Blatnega jezera, tretja pa na dnu spodnjega kanala nekaj deset metrov nad Slapom. Četrta kamera je postavljena izven plazu ob pregradi pri vasi Lokavec. Leta 2007 se je dvakrat premerilo zgornji del plazu in zgornji kanal z LIDAR skeniranjem (osebni arhiv dežurnega geologa Marka Kočevaija, Kogoj et al., 2007). Prva meritev je bila opravljena februarja, druga pa oktobra 2007. S pomočjo skeniranja plazu se je lahko izrisalo detajlno karto plastnic, 3D model plazu, karto naklonov (slika 12.9), ocenilo pomike med obema ploskvama (slika 12.10) ter izvrednotilo pomike značilnih objektov na plazu (slika 12.11). Ocena spremembe volumna plazu (razlike med ploskvami) kažejo na zanemarljive premike ploskev v zgornjem kanalu, na posedke v območju vodnjakov ter na priraste volumna ob zgornjem in stranskem odlomnem robu plazu. Na podlagi skeniranja plazu je bilo ocenjeno povečanje volumna plazine za ca 20 000 m3. Premike značilnih točk se je ocenilo na mestu flišne skale na zgornjem odlomnem robu plazu, na jašku pod vodnjaki ter na mestu izgradnje pregrade na dnu zgornjega kanala. Na skali se je ugotovilo pomike do 70 cm, na jašku približno 25 cm ter na mestu pregrade 54 cm. Na mestu pregrade so bili pomiki predvsem vertikalni (dvižki), na obeh ostalih dveh mestih pa predvsem horizontalni. Slika 12.9: Karta naklonov (arhiv Marka Kočevaija). Figure 12.9: Map of slopes (archive of Marko Kočevar). Slika 12.10: Karta razlik ploskev (Kogoj et al., 2007). Figure 12.10: Map of differences of two slopes (Kogoj et al., 2007). Slika 12.11: Pomik skale na zgornjem odlomnem robu, ki ga je zaznalo LIDAR skeniranje plazu (arhiv Marka Kočevaija) in pomiki, ki so ga zaznale kamere dva meseca kasneje. Figure 12.11: Movements of rock on main scarp as detected by LIDAR scanning and movements observed by TV cameras 2 months later. 12.6 Nova opazovanja, vzpostavljena v letih 2007 - 2011 Leta 2007 in 2008 so bile na plazu 3 merske točke opremljene z merilci sukcije. Leta 2008 sta bila vgrajena dva merilca tlakov vode; en BAT piezometer je bil vgrajen na kontaktu podlaga plazina, približno 6 m za vodnjaki, en merilec pa je bil vgrajen v osrednjem vodnjaku (2008). Leta 2011 je bilo na plazu vgrajenih 6 geodetskih točk. 12.6.1 Meritve sukcije V območju plazu smo izbrali dve karakteristični točki za opazovanje sukcije. Prva točka (MS1) se nahaja v območju zgornjega kanala, kjer je naklon pobočja približno 15°, debelina plazu pa je približno 7-9 m. Druga točka (MS2) se nahaja na območju Blatnega jezera, kjer so se odložili blatni tokovi v skoraj vodoravni ravnini. Tretja točka (MS3) pa je vgrajena v odlomni rob plazu in se ne nahaja v plazini, temveč v flišni kamnini. Na vsakem merskem mestu smo vgradili po 4 merilce sukcije in razen v prvem primeru tudi 4 merilce temperature zemljine. Globino merilcev smo sprotno prilagajali stanju zemljine in višini podzemne vode, ugotovljene med vgradnjo merilcev, saj so se merilniki sukcije vgrajevali le nad nivo podzemne vode. Lokacije merskih mest in položaje senzorjev prikazujta sliki 12.12 in 12.13. Za merjenje sukcije smo izbrali Watermark senzorje, vsi senzorji so bili vgrajeni v ročno izvrtane vrtine. M Ji f.Ii yiTjTftTrTl^BM^^^^^^B ^r. i '^fglPl J Ai I3®»M 1. Wim ' ■ El 1 * IBjT?!VJ33B Slika 12.12: Lokacija kamer (CAM), merilcev sukcije (MS) in piezometra (P). Figure 12.12: Locations of TV cameras (CAM), suction measuring station (MS) and piezometers (P). Slika 12.13: Mesta vgradnje merilcev sukcije in temperature na lokaciji 1 in 2. Figure 12.13: Suction and temperature profiles at suction measuring station 1 and 2. Rezultati meritev sukcije na lokaciji MS1 ter na lokaciji MS2 so predstavljeni na sliki 12.14. Jasno je izraženo nihanje sukcije v odvisnosti od letnega časa. Obdobja z nizko sukcijo niso nujno v zimskem obdobju, ampak so pogojena z razporeditvijo padavin. Sukcija v zemljini se odziva na padavine z določenim časovnim zamikom. Večje spremembe so v pripovršinskih slojih. Slika 12.14: Meritve sukcije na lokacij i MS1 (zgoraj) in MS2 (spodaj). Figure 12.14: Suction measurements on location MS1 (upper) and MS2 (lower). Na mestu MS2 opazujemo, da je sukcija na globini 0,2 m nižja od sukcije na globini 0,5 m. To je lahko ali posledica različne zrnavosti zemljine ali pa razpok na površini blatnega jezera. Na globini 1,5 m je sukcija ves čas konstantna. To pomeni, da razsušitvene razpoke ne dosežejo te globine. Zaradi počasnega odziva na padavine se sukcija bolj odziva na deževna obdobja kakor na posamezne padavinske dogodke. To je posledica nizke vodoprepustnosti plazine. V mokrih obdobjih je sukcija na obeh merskih profilih praktično enaka 0, verjetno se v profilu pojavi celo pozitivni porni tlak, a ga vgrajeni senzorji ne merijo. V bolj suhih delih leta sukcija počasi narašča. Mersko mesto MS2 izkazuje sukcijo le v poletnih mesecih, ko je najmanj padavin in je evaporacija največja. Na MS1 vidimo, da se je v obdobju oktober 2007 - december 2010 sukcija konstantno zmanjševala, v letu 2011 pa je ponovno pričela naraščati. To je posledica padavin, ki so bile v obdobju 2007-2010 nad dolgoletnim povprečjem, v letu 2011 pa izrazito podpovprečne. Povprečno globino podzemne vode v točki MS1 lahko ocenimo na 3 m, kar je skladno z opazovanji Lapanje et al. (2001). Na lokaciji MS2 pa lahko ocenimo gladino podzemne vode na 1 m. Na lokaciji MS3 prihaja do hipnega zmanjšanja sukcije ob padavinskih dogodkih, temu pa sledi počasno naraščanje sukcije. Vzrok za tako obnašanje je lahko v slabo zatesnjeni vrtini ali v razpokah v flišni kamnini. Meritve v MS 3 zato niso reprezentativne. Podatki geoloških opazovanj kažejo, da se je večina masnih premikov zgodila v obdobju nizke sukcije. Do porušitve flišnega bloka, prikazanega na sliki 12.11 je prišlo v času, ko je bila sukcija v zemljini okoli 20 kPa. Ta porušitev je posledica mehčanja fliša in ni povezana z gibanjem vode v plazini. 12.6.2 Geodetske meritve na površini Leta 2011 smo na plaz vgradili 6 geodetskih točk za opazovanja z GPS merilci. Lokacije točk so prikazane na sliki 12.15. Izvedli smo tri meritve: junija in septembra 2011 ter januarja 2012. Novembra 2011 sta bili zaradi pogozdovalnih del na lokaciji plazu uničeni dve točki (1 in 4). Med junijem 2011 in julijem 2012 točka 3 ob MS1 izkazuje 6 mm premikov, točka 2 izkazuje premik velikosti 1.1 cm, točki 5 in 6 izkazujeta 10.7 in 4.6 cm pomikov. Vsi pomiki so bolj ali manj usmerjeni po padnici pobočja. Točki 5 in 6 sta na pobočju, za vodnjaki, kjer je naklon pobočja večji od 20°. Terenska opazovanja smo izvajali v obdobju, ko so bile padavine pod dolgoletnim povprečjem. Zato so opravljene meritve le kazalnik stanja v določenem času in niso reprezentativne za povprečno obdobje. Slika 12.15: Lokacija geodetskih točk in pripadajoči pomiki točk. Figure 12.15: Locations of geodetic points and associated movements. 12.6.3 Gibanje vode v vodnjaku Na sliki 12.16 so prikazani rezultati zveznih meritev gladine vode v osrednjem vodnjaku ter v piezometru približno 6 metrov nad vodnjakom. Vidimo izrazita nihanja v nivoju vode v vodnjaku s padavinskimi dogodki. Nivo podzemne vode se počasi in le malo spreminja. Hitrost spreminjanja nivoja vode v piezometru v zemljini je podobna hitrosti spreminjanja sukcije na lokaciji merske točke MS1. Slika 12.16: Nihanje nivoja vode v vodnjaku in v zemljini za vodnjakom. Figure 12.16: Fluctuation of water level in dowel and in soil behind dowel. 12.6.4 Primerjava med pomiki plazu in sukcijo Na sliki 12.17 so prikazani rezultati hitrosti pomikov in meritev sukcije v točki MS1. Iz dobljenih rezultatov vidimo, da je hitrost pomikov točk 5 in 6, ki sta nad vodnjaki, večja od hitrosti točk 2 in 3, ki sta pod vodnjaki. Hitrosti v točki 5 in 6 so višje v obdobju z višjo sukcijo, kar je v nasprotju s pričakovanji. V primeru točk 2, 3 in 4 dodaten problem predstavlja tudi smer pomikov, ki je posledica premajhne natančnosti (ca 10. mm). V zgornjem kanalu plaz leze s hitrostjo 2-10 mm/leto. Za kvalitetno povezavo med pomiki plazu in sukcijo na terenu bi potrebovali večletna opazovanja z različnimi vremenskimi pogoji in z bolj natančnimi meritvami. V točki 12.6.2 smo že omenili, da so vse meritve opravljene v izjemno sušnem letu, ki ni reprezentativno. 12.6.5 Ovojnica sukcije/pornih tlakov Iz merjenih podatkov sukcije lahko (slika 12.14) lahko izrišemo ovojnico sukcije oz. pornih tlakov. Z ovojnico dobimo prikaz razporeditve tlakov po globini zemljine za najbolj sušno in najbolj mokro obdobje (slika 12.17). Vidimo, da je za primer sušnega obdobja sukcija različna od navidezno stacionarnega stanja samo do globine 1.5 m. Na večjih globinah pa je gradient približno enak 1. Ovojnico za mokro obdobje težko izrišemo, saj nam manjkajo podatki o pornih pritiskih oziroma o gladini podzemne vode v zemljini. Izrisana ovojnica je tako le približna. Po enačbi 11.2 lahko izračunamo tudi faktor varnosti za različne globine plazine (slika 12.18). Minimalni faktor varnosti je v mokrem obdobju 1,01, v suhem obdobju pa 1,29. Minimalni faktor varnosti je ocenjen iz ocene pozitivnih pornih tlakov, ki jih na dani lokaciji ne merimo, ocene povprečnega naklona zgornjega kanala (15°) in strižnega kota 27°. Slika 12.17: Spreminjanje hitrosti lezenja plazu in sukcije s časom. Figure 12.17: Change in creep rate and suction with time. Slika 12.18: Ovojnica pornih tlakov in spreminjanje faktorja varnosti z globino. Figure 12.18: Pore pressure envelope and variation of factor of safety with depth. 13 LABORATORIJSKE PREISKAVE NA PLAZINI IZ PLAZU SLANO BLATO 13.1 Uvod V tem poglavju so opisane meritve opravljene na UL FGG, ki smo jih izvedli za določitev vplivov sukcije na strižno trdnost, volumenske deformacije in lezenje pri konstantni obremenitvi plazine iz plazu Slano Blato. Ker smo s podatkov terenskih meritev ugotovili, da je območje sukcije med 0 in 100 kPa, smo se pri študiji vplivov sukcije na zgoraj naštete lastnosti omejili predvsem na to območje. Za potrebe doktorata smo tako izmerili retencijsko krivuljo ob različnih pogojih totalne napetosti. Pri tem smo si pomagali z različnimi postopki, ki bodo opisani v poglavju 13.2. Prav tako smo izmerili vpliv sukcije na strižno trdnost ob kontroliranih pogojih sukcije in hitrost lezenja zemljine ob znanih pogojih sukcije in totalne napetosti. Spremljajoče laboratorijske preiskave plazine so obsegale še indeksne preiskave, preiskave stisljivosti in strižne trdnosti v zasičenih pogojih. Pri preiskavah smo se opirali na standarde, ki jih podajamo v preglednici 13.1. Večji del meritev predvsem na zasičeni zemljini povzemamo po drugih avtorjih in niso bile opravljene v sklopu te naloge (Majes et al. 2002, Logar et al, 2005, Petkovšek 2006, Petkovšek et al. 2009). Za potrebe izdelave doktorske disertacije so bile opravljene preiskave samo na vzorcu iz leta 2010. Avtor naloge pa je v večini preiskal tudi vzorce iz leta 2005 in 2007. V tem poglavju so predstavljeni samo manj znani merski postopki in rezultati laboratorijskih preiskav. Povezave med posameznimi preiskavami in posledice določenih preiskav pa so podane v poglavju o vrednotenju preiskav. Preglednica 13.1: Pregled uporabljenih standardov. Table 13.1: Overview of used standards. Ugotavljanje vlažnosti, w (%) SIST/ISO/TS 17892-1:2004 Ugotavljanje gostote drobnozrnatih zemljin, p, pd (t/m3) SIST/ISO/TS 17892-2:2004 Ugotavljanje gostote zrn - Metoda s piknometrom SIST/ISO/TS 17892-3:2004 Ugotavljanje zrnavostne sestave SIST/ISO/TS 17892-4:2004 Edometrski preskus s postopnim obremenjevanjem SIST/ISO/TS 17892-5:2004 Preskus s konusom SIST/ISO/TS 17892-6:2004 Enoosni tlačni preskus drobnozrnatih zemljin SIST/ISO/TS 17892-7:2004 Konsolidiran triosni tlačni preskus na z vodo zasičenih zemljinah SIST/ISO/TS 17892-9:2004 Neposredni strižni preskus SIST/ISO/TS 17892-10:2004 Ugotavljanje prepustnosti s konstantnim in spremenljivim hidravličnim padcem SIST/ISO/TS 17892-11:2004 Atterbergove meje plastičnosti, wP (%), wL (%) SIST/ISO/TS 17892-12:2004 Določitev vrednosti metilen modro, MBf (g/kg) SIST EN 933-9:2009 Meja krčenja, ws (%), ASTM D4943-02 Določitev adsorpcije vode po Enslinu, wA, (%) DIN 18 132:1995-12 Meritve sukcije s psihrometrom WP4-T navodila proizvajalca opreme Meritve sukcije z metodo izhlapevanja (Hyprop) navodila proizvajalca opreme 13.2 Opisi postopkov in naprav Preiskave v tej nalogi so bile opravljene na rekonstruiranih preizkušancih iz drobnih delcev (<0.063 mm). Vzorec intaktne plazine se je v laboratoriju mokro presejal in posušil v peci pri 105±5 °C. Drobni delci so se nato navlažili z destilirano vodo do želene vlage, pregnetli, pustili odležati vsaj 16 ur in vgradili v naprave. V kolikor se je postopek razlikoval od navedenega, je to dodatno omenjeno. 13.2.1 Meja krčenja Z mejo krčenja določimo vlago, pri kateri zemljina preide v območje desaturacije. Pri sami preiskavi ne spremljamo sukcije ampak vlago in gostoto zemljine. Preizkušance, navlažene na mejo židkosti, smo vgradili v posodice z znanim volumnom, jih nato sušili na zraku ter opazovali spreminjanje volumna. Volumen smo izmerili z metodo merjenja izpodriva vode (voska). Po določitvi volumna smo preizkušanec očistili voska in mu določili vlago. Za potrebe preiskave potrebujemo približno pet preizkušancev z izmerjenim volumnom pri različnih vlagah. 13.2.2 Vodovpojnost po Enslin-Neff postopku Posušen vzorec zemljine se zdrobi in preseje skozi sito 0,4 mm (v naši preiskavi 0,25 mm). Pripravimo preizkušanec mase 1,00 g in ga vgradimo v napravo prikazano na sliki 13.1. Odčitavamo količino adsorbirane vode v določenih časovnih intervalih. Preiskava je končana, ko je vzorec vidno prepojen z vodo in se dva zaporedna odčitka medsebojno ne razlikujeta. Rezultat preiskave nam služi kot ocena za maksimalno možno vlago zemljine. Slika 13.1: Enslin-Neff aparat. Figure 13.1: Enslin-Neff apparatus. 13.2.3 Sukcijski enostavni strižni aparat - SESA V naslednjih poglavjih bom vrednotil preiskave opravljene v enostavnem strižnem aparatu, ki smo ga predelali za meritve sukcije. Ciklični strižni aparat DTA-136 proizvajalca Seiken (slika 13.2) je namenjen merjenju števila ciklov do pojava likvifakcije, merjenju strižnega modula pri deformacijah večjih od 10-4 (10-5) ali tudi enostavni strižni preiskavi. Pri tem lahko preizkušanec zemljine obremenimo izotropno s celičnim tlakom ali pa ga obremenimo z vertikalno silo, bočno oporo preizkušancu pa nudijo K0 obroči. K0 obroči nudijo bočno oporo preizkušancu podobno kakor cilindrični nož (obroč) pri edometrski preiskavi, a ne nudijo nikakršnega strižnega opora v horizontalni (in vertikalni) smeri. Ker je zemljina bočno podprta z večjim številom K0 obročev, se pri vsiljevanju bočnih deformacij deformira kakor zemljina pri čistem strigu. Zato taki napravi pravimo tudi enostavni strižni aparat. Razliko med direktnim in enostavnim strižnim aparatom podajamo na sliki 13.3. V osnovni verziji naprava meri: vertikalne pomike, horizontalne pomike, vertikalne sile, horizontalne sile, celični tlak, tlak porne vode in spremembe volumna preizkušanca. Vse razen vertikalnih pomikov in volumna pa lahko tudi reguliramo. Slika 13.2: Enostavni strižni aparat DTA-136. Figure 13.2: Simple shear apparatus DTA-136. Slika 13.3: Direktni (levo) in enostavni strižni aparat (desno). Figure 13.3: Direct (left) and simple shear apparatus (right). Da bi omogočili merjenje sukcije na enostavnem strižnem aparatu, smo se odločili za predelavo obstoječe naprave. Pri predelavi je bilo potrebno predelati zgornjo in spodnjo kapo, preurediti cevi za zrak in vodo ter izdelati porozno ploščico z visoko točko vstopa zraka. Zgornja in spodnja kapa sta bili predelani tako, da je omogočeno prepihovanje kap in s tem odstranitev difuziranega zrak skozi porozno ploščico z visoko točko vstopa zraka. Na spodnji kapi smo izdelali utore za silikonske tesnilne obroče (o-ringi), ki zagotavljajo zrakotesen stik med aluminijasto kapo in porozno ploščico z visoko točko vstopa zraka. S predelavo cevi smo omogočili dovajanje zraka pri celičnem tlaku na zgornjo porozno ploščico. S tem smo si onemogočili izdelavo preiskav pri poljubnem razmerju vertikalne in bočne napetosti, vendar naprava omogoča uporabo K0 postopka z vertikalno silo in Ko obroči. Porozno ploščico z visoko točko vstopa zraka smo izrezali iz večje plošče (16x16 cm) z visoko točko vstopa zraka podjetja Coors Inc. Površino porozne ploščice smo z brušenjem naredili bolj grobo in s tem zagotovili boljši kontakt med zemljino in porozno ploščico. V porozno ploščico smo izvrtali tudi dve luknji za pritrdilne vijake. Z vijaki smo zagotavljali tlak med ploščico in spodnjo kapo ter s tem preprečili horizontalno premikanje ploščice in zagotavljali zrakotesnost stika. Točka vstopa zraka porozne ploščice je 1500 Pred preiskavami je potrebno pripraviti napravo SESA za merjenje sukcije. Na sestavljeno spodnjo kapo in porozno ploščico z visoko točko vstopa zraka smo dovedli vakuum -92 kPa, izsesali zrak, nato pa smo porozno ploščico potopili v destilirano vodo. Zaradi razlike tlakov je voda pričela teči v porozno ploščico in jo pričela močiti. Po približno dveh urah se je porozna ploščica popolnoma prepojila z vodo. Da bi preverili dejansko tesnost sistema spodnja kapa - porozna ploščica in da bi preverili točko vstopa zraka porozne ploščice smo spodnjo kapo s ploščico vgradili v triosno celico (Triflex) in jo izpostavili razliki tlakov 500 kPa. V kolikor skozi sistem niso prihajali zračni mehurčki, je bila priprava spodnje kape s ploščico uspešna. V napravi SESA merimo vertikalne pomike, horizontalne pomike, vertikalne sile, horizontalne sile (strižno silo na zgornji ploskvi), celični tlak, tlak porne vode in volumen izcejene vode (slika 13.4). Ker smo uporabljali K0 postopek, smo uporabili še K0 teflonske obroče, ki preprečujejo negativne bočne deformacije vzorca. Obtežbo smo nanašali preko vertikalne sile, v primeru sukcije 0 kPa pa so bili celični tlak, tlak na zgornji in tlak na spodnji porozni ploščici enaki. Med preiskavami smo zaradi zagotavljanja zasičenosti spodnje ploščice povišali tlak v celici in na vzorcu za 100 (meritev sukcije) oziroma 200 kPa (ostale preiskave). Ko pa smo na vzorcu zagotavljali sukcijo, smo na zgornjo porozno ploščico dovedli zrak pri celičnem tlaku. Sukcijo pa smo ustvarili z razliko tlakov med zgornjo in spodnjo porozno ploščico. Tako predelana naprava meri matrično sukcijo na osnovi osnotranslacijske metode. Postopki volumenskega obnašanja zemljine ali določitve strižne trdnosti se ne razlikujejo dosti od klasičnih postopkov (edometer in direktni strig). V primeru vzorcev, obremenjenih s sukcijo, je bilo potrebno dnevno prepihati prostor pod spodnjo porozno ploščico in izmeriti volumen zraka. Volumen zraka je enak volumnu vode, ki je stekla skozi prostor pod porozno ploščico, zmanjšanem za težo vode, ki je iztekla iz tega prostora. V primeru bremenske stopnje s spreminjanjem sukcije smo ohranili vse ostale količine ter spremenili le tlak na spodnji porozni ploščici. kPa. ■porozna ploščica z visoko točko vstopa zraka Slika 13.4: Sukcijski enostavni strižni aparat - SESA. Figure 13.4: Suction simple shear apparatus. Med preiskavami lezenja zemljine smo namesto postopnega striženja preizkušanca hipno nanesli horizontalno obtežbo. Ker smo obtežbo nanašali preko pnevmatičnega bata, smo za zvišanje obtežbe potrebovali približno 6 s. 13.3 Predstavitev zemljine Iz plazine na plazu Slano Blato v območju med vodnjaki in Blatnim jezerom je bilo od sprožitve plazu v letu 2000 odvzetih več zaporednih vzorcev zemljine. Med posameznimi vzorci so sicer manjša razhajanja, osnovne značilnosti pa ostajajo enake. Na sliki 13.1 prikazujemo krivulje zrnavosti plazine, določene v obdobju 2002-2010, v preglednici 13.2 pa so predstavljene indeksne lastnosti. Iz slike 13.5 vidimo, da je plazina sestavljena iz 50-60% drobne frakcije, 10-20% peska in 30-40% gramoza. Prav tako vidimo, da se zrnavostna sestava vzorcev s časom spreminja. Največ drobnih zrn imajo vzorci iz leta 2007 in 2010, kar nakazuje na možnost spreminjanja zrnavostne sestave plazine zaradi preperevanja flišnih zrn. Drobna zrna so sestavljena iz mineralov illita/muskovita in klorita, visoka pa je tudi vsebnost karbonatov in kremena (Petkovšek, 2006). V flišu so prisotni tudi sulfatni in sulfidni minerali na ploskvah šibkosti ter poogleneli ostanki rastlin. Po obnašanju se drobno frakcijo klasificira kot pusto (CL) do mastno glino (CH) z mejo židkosti od 45 do 50% in mejo plastičnosti od 18 do 20%. Kemične analize izvirnih voda iz plazu Slano blato izkazujejo različno visoko vsebnost soli (preglednica 13.3) (Petkovšek, 2006). Iz preglednice 13.2 lahko ocenimo, da med solmi v zemljini prevladujejo sulfati - sadra (CaSO4 x 2 H2O), glaubeijeva sol (Na2SO4 x 10 H2O) in melanterit (FeSO4 x 7 H2O), znaten je tudi delež pirita (FeS2). Povprečna molalnost vode 0.01 mol/L. Iz teh podatkov lahko sklepamo na osmotsko sukcijo do 100 kPa. Zaradi nizke vrednosti osmotske sukcije bomo slednjo zanemarili. Slika 13.5: Zrnavostne sestave plazine. Figure 13.5: Sieving analysis of landslide body. Preglednica 13.2: Indeksne lastnosti plazine. Table13.2: Index properties of landslide body. leto odvzema vzorec Nar. vlaga Nar. gostota Suha gostota Gostota zrn Preiskava zrnavosti zrna pod (am) Meja židkosti Meja plastično sti Meja krčenja Indeks plastično sti Vodovpoj nost Metilen modro vrednost w P Pd Ps wL wP WS IP wa MBf % t/m3 t/m3 t/m3 % % % % % g/kg 2002 VZ1 27.0 2.69 da združen 500 45 18 27 združen 63 49 20 29 2005 združen 500 34 18 16 združen 500 45 14 31 56 VZ1 15.6 2.04 1.8 da VZ2 15.7 1.83 1.6 da VZ3 14.0 1.66 1.5 da VZ4 10.2 1.71 1.6 da kamni 0.9-5.4 2.15-2.59 2.04-2.57 2007 VZ1 16.5 da 63 45 18 27 62 VZ2 14.3 63 50 19 31 VZ3 16.5 da 63 49 17 32 63 VZ4 21.8 da 63 46 17 29 VZ5 17.5 da 63 47 17 30 2010 VZ1 2.72 da 63 51 20 18 31 68 42.1 Preglednica 13.3: Kemijska sestava izvirskih vod (Petkovšek, 2006). Table 13.3: Chemical composition of spring water (Petkovšek, 2006). Parameter Enota Izraženo kot Postopek Vrednosti pH - - ISO 10523 7,1 - 8,0 Elektroprevodnost ^S/cm - ISO 7888 700 - 1700 Nitrati mg/l no3 JUS U.M1.058 3,2 - 35,6 Sulfati mg/l SO4 ISO 9280 120 - 752 Kloridi mg/l Cl JUS H.Z1.140 1,8 - 71 Ortofosfati mg/l PO4 JUS U.M1.058 < 1 Kalcij mg/l Ca DIN 38406-3 92 - 108 Kalij mg/l K JUS H.Z1.117 2,5 - 9,4 Magnezij mg/l Mg DIN 38406-3 18 - 111 Natrij mg/l Na JUS H.Z1.117 18 - 200 Hidrogenkarbonati mg/l HCO3 JUS U.M1.058 23 - 98 13.4 Meja krčenja Meja krčenja je pri obravnavi nezasičene zemljine pomembna preiskava. Z njo lahko posredno določimo točko vstopa zraka, s tem pa tudi območje kapilarne zasičenosti in desaturacije na retencijski krivulji preiskovane zemljine. Posredno pa tudi volumenske deformacije, ki jim bo zemljina izpostavljena, v kolikor bi se popolnoma izsušila. Izmerjeno krčenje zemljine zaradi sušenja smo prikazali na sliki 13.6. Iz slike vidimo, da se zemljina prične sušiti pri vlagi 20%. Nato pa se ob majhnih spremembah volumna posuši do popolnoma suhe zemljine (črta e). V kolikor obnašanje zemljine idealiziramo tako, da zanemarimo volumske spremembe zasičene zemljine, dobimo mejo krčenja 18% (črta e ideal.). Opisan postopek velja le za stanje v zemljini brez vertikalne obtežbe. Da bi preverili vpliv obtežbe na mejo krčenja, smo v edometrsko celico vgradili preizkušance, jih obremenili do želene vertikalne obtežbe in jih nato pri konstantni obtežbi sušili. Med sušenjem smo spremljali vertikalne pomike. Ko se je graf višine vzorca v odvisnosti od časa spremenil v logaritemsko premico (slika 13.7), smo celice razgradili in preizkušancem po že opisanem postopku določili vlago in gostoto. Med razgradnjo smo opazili, da so vzorci pri vertikalnih obremenitvah pod 800 kPa razpadli na manjše kose, saj so se tudi bočno krčili. Končna vertikalna obremenitev je bila tako v resnici višja. Vzorci pri obremenitvah 400, 3200 in 4800 kPa se še niso bili popolnoma ekvilibrirani z okolico, saj še niso imeli višje vlage, kot jo ima zračno suha zemljina (3-4%). Ekvilibracijo je oteževala manjša višina preizkušancev in s tem otežena izmenjava vodnih hlapov ter dolgo sušenje zgornje kape (porozne ploščice) edometra. Zgoraj opisan postopek je podoben metodi merjenja sukcije z ekvilibracijo relativne vlage. Razlike med našim postopkom in sukcijskim edometrom na principu ekvilibracije relativne vlage so: nismo imeli prepihovanja zgornje kape edometra, nismo spremljali sprememb teže vzorca in nismo imeli konstantne relativne vlage zraka. Prav tako pa z našim postopkom zagotavljamo samo eno sukcijo (100-150 MPa), ki ustreza relativni vlagi zraka 70%. Iz slike 13.6 vidimo, da imajo šele obtežbe nad 800 kPa vpliv na mejo krčenja. Popolnega volumenskega obnašanja v odvisnosti od vertikalne obremenitve ni možno razločiti, saj nismo merili vlage in gostote preizkušancev pri različnih vlagah. Po idealiziranem postopku pa lahko določimo mejo krčenja preizkušancev pri 3200 in 4800 kPa na 13%. h predstavljenega na sliki 5.4. Vpliv sukcije na strižne lastnosti zemljine se je poznal samo v primeru vzorca pripravljenega pri vlagi 15%, ki je imel sukcijo pred preiskavo približno 450 kPa, in vzorca pripravljenega pri 20% vlagi, ki je imel sukcijo pred preiskavo ocenjeno na 150 kPa. Pri slednjem se že pozna vpliv spremembe sukcije zaradi stiskanja zemljine. Oba vzorca sta bila zbita in ne pregnetena v kalup, kar bi posledično lahko bil vzrok tudi za nekoliko višji strižni kot. Vzorec pripravljen pri 30% vlagi (sukcija 40 kPa) je med preiskavo popolnoma izničil vpliv sukcije. Zaradi močnega vpliva obremenitve vzorca na sukcijo v direktnem strižnem aparatu in ker vzorcem nismo bili zmožni zagotavljati kontroliranih pogojev sukcije, se je leta 2007 vse vplive sukcije na strižno trdnost tal vrednotilo le skozi preiskave nedrenirane strižne trdnosti (omenjene kasneje). 0 50 100 150 200 250 300 350 (CT1+CT3)/2 (kPa) Slika 13.16: Preiskave v triosni celici. Figure 13.16: Results of triaxial tests. 140 120 100 80 60 40 20 0 50 100 150 200 ♦ 2005 2.5mm pregneten O 2007 0.063mm wL O 2007 0.063mm w=30% ♦ 2007 0.063mm w=20% ♦ 2007 0.063mm wP ♦ 2010 0.063mm wL 250 300 350 av (kPa) 0 Slika 13.17: Preiskave v direktnem strižnem aparatu. Figure 13.17: Results of direct shear tests. V letu 2010 smo obstoječe podatke strižne trdnosti dopolnili z meritvami v napravi SESA in sicer v pogojih brez in z sukcijo. Pri tem smo opravili preiskavo strižne trdnosti pri vertikalni obtežbi 100 kPa in znani sukciji ter pri vertikalni obtežbi, ki ustreza enakemu efektivnemu stanju, če upoštevamo Bishopov popravek efektivne napetosti. = ua) + z(ua -uw) Iz slike 13.18 vidimo, da je obnašanje preizkušancev v totalnih napetostih podobno obnašanju direktnih strižnih preiskav nepreplavljenih vzorcev iz leta 2007. V kolikor pa upoštevamo Bishopov popravek efektivne napetosti, vsi rezultati padejo na porušnico preplavljenih vzorcev. Slika 13.18: Preiskave v direktnem strižnem aparatu. Figure 13.18: Results of direct shear tests. Preglednica 13.6: Rezultati različnih strižnih preiskav različnih vzorcev in/ali različnih metod. Table 13.6: Shear strength parameters of different samples and/or by different test methods. vzorec iz leta opis test w (%) P (t/m3) Pd (t/m3) c (kPa) 9 (°) 9 (°) (c=0kPa) 2002 4,75mm, pregneten CIU 31,0 1,95 1,49 1,6 27,5 28,0 0,08mm, w=wP CIU 25,0 2,01 1,61 10 24,5 27,0 0,08mm, w=wL CIU 39,0 1,84 1,32 1,4 25,5 25,5 2,5mm, pregneten DS 47,6 1,79 1,22 7,0 21,5 24,0 2007 vz 1 0,063 mm, w=wP DS 16,1 1,81 1,56 53 32,0 0,063 mm, w=20% DS 22,0 1,96 1,61 34 27,5 0,063 mm, w=30% DS 27,4 1,92 1,51 12 21,5 26,5 0,063 mm, w=wL DS 48,8 1,72 1,16 7,4 22,5 25,5 2010 0,063 mm, w=wL DS 50,3 1,73 1,15 4,0 22,0 23,5 0,063 mm, w=wL DS 54,8 1,68 1,09 10 19,5 23,0 0,063 mm, w=wL SESA 39,2 1,78 1,28 9,1 20,2 23,5 DS direktni strig, CIU nedrenirana izotropno konsolidirana triaksialna preiskava Petkovšek (2006) že omenja vpliv sukcije na nedrenirano strižno trdnost zemljin. Na to je sklepala na podlagi podobnih oblik retencijske krivulje in krivulje nedrenirana strižna trdnost-vlaga. Primer krivulje nedrenirana strižna trdnost vlaga prikazuje slika 13.19. Iz slike vidimo, da imajo vsi vzorci podobno obnašanje pri visoki vlagi. Opazovan lom krivulje pa je lahko posledica zmanjšanja stopnje zasičenosti vzorcev oziroma loma retencijske krivulje. Lom retencijske krivulje je bil opazovan z dvema različnima trendoma, ki so jih podajali rezultati meritve sukcije v tlačnem loncu in rezultati meritve sukcije v psihrometru z ohlajevalnim zrcalcem in metodo filter papirja (Petkovšek, 2006). Koumoto in Houlsby (2001) sta ugotovila neposredno zvezo med vlago in nedrenirano strižno trdnostjo: w = acu-b (13.1) Kjer sta a in b oblikovna parametra krivulje. Petkovšek (2006) je vlago v zgornji enačbi zamenjala z enačbo retencijske krivulje. Ugotovila je naslednjo relacijo med nedrenirano strižno trdnostjo in sukcijo (Petkovšek, 2006): cu = K tan(pV (13.2) kjer je K koeficient odvisen od stopnje zasičenosti. Z zgornjo enačbo je ugotovila zadovoljivo obnašanje sivice, flišnega laporja in pliocenskih glin SV Slovenije. Čeprav so vlage flišnega laporja (Postojna-Razdrto) v desaturiranem območju, so laporji zaradi visoke gostote blizu 100% stopnje zasičenosti. Petkovšek (2006) je tako vse analize opravila le za K=1. Za strižni kot pa je privzela 20°. Ce izrišemo graf nedrenirane strižne trdnosti v odvisnosti od sukcije, zloma krivulje ni več (slika 13.20). Sukcije vzorcev iz leta 2005 in vzorcev iz AC Postojna- Razdrto so se ocenile na podlagi izdelane retencijske krivulje vzorca iz leta 2005. Sukcije iz leta 2007 pa so bile merjene z Watermark senzorji. Različne relacije sukcija - nedrenirana strižna trdnost, ki so vidne iz slike 13.20, bi lahko bile posledica nepravilne ocene sukcije, nepravilnega delovanja Watermark senzorjev sukcije, ali posledica različnih načinov merjenja nedrenirane strižne trdnosti (enoosna tlačna trdnost, padajoči konus). Na problem z merjenjem sukcije z Watermark senzorji smo že opozorili. Tudi v tem primeru Watermark senzorji izkazujejo prenizko izmerjene sukcije, saj kršijo enačbo (13.2). Nedrenirana strižna trdnost zemljine je odvisna tudi od napetostnega stanja v zemljini. Vsi opisani testi so bili opravljeni na navlaženih in pregnetenih vzorcih zemljine brez vertikalne obtežbe, zemljina v plazini pa je podvržena tudi totalnim obremenitvam (lastni teži) in ne samo sukciji. Ocene nedrenirane strižne trdnosti v odvisnosti od sukcije in totalne obremenitve bomo podali v naslednjem poglavju. ■J? 10000 O. 1000 "nesaturirana" zemljina 100 10 ♦ Postojna-Razdrto ♦ 2005 o 2007 vz1 O 2007 vz3 ♦ ♦ ♦♦ ♦ ♦ 10 100 w (%) Slika 13.19: Relacija nedrenirana strižna trdnost-vlaga. Figure 13.19: Relation between undrained shear strength and water content. "äs 10000 o. 1000 100 10 saturirana zemljina nesaturirana zemljina ♦ Postojna-Razdrto ♦ 2005 0 2007 vz1 0 2007 vz3 Petkovšek 2006 10 100 1000 10000 100000 1000000 sukcija (kPa) Slika 13.20: Relacija nedrenirana strižna trdnost-sukcija za fliš (Petkovšek, 2006). Figure 13.20: Relation between undrained shear strength and suction for flysch samples (Petkovšek, 2006). 13.10 Lezenje Da bi preverili vpliv strižnega lezenja na pomike plazu Slano blato, smo opravili serijo preiskav s konstantno vertikalno obremenitvijo pri različnih stopnjah strižne obremenitve. Preiskave smo opravili pri različnih vertikalnih napetostih, različnih stopnjah strižne obremenitve Wrmax in pri različnih sukcijah. Preiskava lezenja je podobna enostavni strižni preiskavi, le da namesto konstantnega prirasta deformacij, vzorcu vsilimo konstantno horizontalno silo ter spremljamo razvoj deformacije s časom. Vzorci so bili obremenjeni različno dolgo, od 8 ur do 10 dni. Stopnje s krajšim časom obremenitve smo naredili zaradi prevelikih deformacij, ki bi jih imeli, ce bi vzorec obremenili samo z eno stopnjo. 1 Preiskave lahko razdelimo v več skupin: - preiskave lezenja pri isti stopnji strižne obremenitve ( Wrmax ) in različnih vertikalnih obremenitvah - preiskave lezenja pri isti vertikalni obremenitvi in pri različnih stopnjah strižne obremenitve brez sukcije - preiskave lezenja pri isti vertikalni obremenitvi in isti stopnji strižne obremenitve z in brez sukcije - preiskave lezenja s postopnim obremenjevanjem V prvih treh sklopih smo preizkušanec hipno obremenili le z eno stopnjo strižne obremenitve. V zadnjem sklopu preiskav, ki je zlasti pomemben, saj najbolje ponazarja stanje v naravi, pa smo strižne obremenitve nanašali postopoma. Pri tem tudi ta preiskave ne povzame točno stanja v naravi, saj na plazu ne prihaja do hipne obremenitve, temveč počasnega večanja strižne obremenitve zaradi gibanja vode oziroma spreminjanja pornih tlakov. Stopnjo strižne obremenitve (t / rmax ) smo vedno izračunali na stanje brez sukcije oziroma smo zanemarili vplive sukcije! 13.10.1 Preiskave lezenja pri isti stopnji strižne obremenitve in različnih vertikalnih obremenitvah Opravili smo štiri preiskave pri stopnji strižne obremenitve {r / rmax = 0,56) ter pri vertikalni napetosti 25, 50, 100 in 200 kPa. Iz slike 13.21 vidimo skoraj trenuten razvoj strižnih deformacij in majhno lezenje zemljine za vse bremenske stopnje. Vidimo, da pri vertikalni obremenitvi 25 kPa preizkušanec ni imel začetnih deformacij, ampak je imel samo lezenje. Preizkušanci obremenjeni pri 50, 100 in 200 kPa pa so imeli začetne strižne deformacije med 10 in 35 %, ki pa niso razporejene glede na stopnjo vertikalne obremenitve. Mislimo, da so začetne deformacije v večji meri posledice prirasta pornih pritiskov v vzorcu, ki pa ga zaradi dreniranih pogojev preiskave nismo zmožni meriti. Iz diagrama v logaritmu časa vidimo, da se lezenje obnaša kot logaritemska premica. Začeten počasen prirast deformacije je tudi posledica približno 6 sekundnega časa nanosa obtežbe. 13.10.2 Preiskave lezenja pri isti vertikalni obremenitvi in pri različnih stopnjah strižne obremenitve brez sukcije Opravili smo 5 preiskav pri vertikalni napetosti crv = 100 kPa ter dve pri vertikalni napetosti crv = 50 kPa {slika 13.22). V obeh primerih so imeli preizkušanci pri višji stopnji strižne obremenitve večje strižne deformacije. Na primeru vertikalne obremenitve crv = 100 kPa in stopnji strižne obremenitve Wrmax = 0,49 vidimo velik raztros začetnih strižnih deformacij, ki so med 5-10%. Preizkušanec obremenjen s stopnjo strižne obremenitve t / rmax = 0,81 pa se je porušil po približno 10 s. V enem izmed testov pri vertikalni obremenitvi crv = 100 kPa in stopnji strižne obremenitve T /rmax = 0,49 ni prišlo do začetnih deformacij. Slednjega si ne znamo pojasniti. Eden izmed možnih razlogov je premajhna gostota vzorca med pripravo ali pa napačno napetostno stanje na vzorcu kot posledica napačno obrnjenega ventila med celotno preiskavo. Rezultatov te preiskave ne bomo upoštevali. Na primeru preiskav pri enaki stopnji strižne obremenitve in na primeru preiskav pri enakih vertikalnih obtežbah vidimo, da so začetne deformacije skorajda hipne (do nekaj 10 s), temu sledi prehodno območje in lezenje zemljine z logaritmičnim upadom hitrosti lezenja. 0.40 0.35 0.30 0.25 0.20 0.15 0.10 0.05 0.00 50000 100000 150000 -25 kPa -50 kPa -100 kPa 200 kPa 200000 t (s) 0 Slika 13.21: Lezenje zemljine pri različnih vertikalnih obremenitvah in pri enaki stopnji strižne obremenitve Wrmax = 0,56. Figure 13.21: Creep tests at different vertical loads and same shear stress ratio t / rmax = 0,56. Slika 13.22: Lezenje zemljine pri enakih vertikalnih obremenitvah (zgoraj 50 kPa , spodaj 100 kPa) in pri različnih stopnjah strižne obremenitve. Figure 13.22: Creep tests at same vertical loads (upper 50 kPa, lower 100 kPa) and different shear stress ratio. Za opravljene preskuse smo določili hitrosti lezenja oziroma naklona logaritemske premice, ki jih podajamo v preglednici 13.7. Ugotovili smo, da imamo precejšnje raztrose hitrosti lezenja v primeru enake stopnje strižne obremenitve t / rmax in celo v primeru ponovitve meritev. Da bi lažje razložili naključnost meritev, smo preverili natančnost določitve logaritemske premice sekundarne konsolidacije v edometru. V edometru imamo zelo dobro določene robne pogoje in razmerje med glavnimi napetostmi. Na sliki 13.23 vidimo raztros naklona logaritemske premice za primer strižnega lezenja in za primer sekundarne konsolidacije. V obeh primerih imamo približno enak raztros podatkov. V primeru edometrskih testov vidimo majhno zanesljivost izmerjenega naklona logaritemske premice sekundarne konsolidacije, saj ta variira za kar 50%. Sekundarne konsolidacije v edometru ne smemo primerjati z lezenjem bočno obremenjenih vzorcev, zanimiva pa je podobna nenatančnost merjenja lezenja. Preglednica 13.7: Rezultati naklona logaritemske premice lezenja za preiskovane stopenjske obremenitve. Table 13.7: The slope of logarithmic line for the creep tests. (kPa) T / T h * M 25 0.56 0.0024 50 0.56 0.0031 100 0.56 0.0011** 200 0.56 0.0031 50 0.56 0.0031 50 0.63 0.0044 100 0.49 0.0038 100 0.49 0.0048 100 0.49 0.0033*** 100 0.56 0.0011** 100 0.81 / * naklon logaritemske premice ** rezultat testa je lomljena logaritemska premica *** vprašljivo napetostno stanje na vzorcu q 0.006 i •Q 0.005 0.004 0.003 0.002 0.001 0.000 10 O o d o o Ö o ❖ 100 o o o S O o O edometer ■ enostavni strig 1000 av (kPa) Slika 13.23: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja in sekundarne konsolidacije. Figure 13.23: Slope of logarithmic line for shear creep and secondary consolidation. 13.10.3 Preiskave lezenja pri isti vertikalni obremenitvi in isti stopnji strižne obremenitve z in brez sukcije Da bi preverili vpliv sukcije na lezenje zemljine, smo opravili serijo preiskav pri sukciji 50 kPa in test pri sukciji 100 kPa. Na sukcijo 50 kPa smo se omejili na podlagi terenskih meritev sukcije in velikosti vertikalne obtežbe. V kolikor je sukcija večja od vertikalne obremenitve, lahko pričakujemo bočne deformacije in do drugačno napetostno stanje v zemljini. Teste smo opravili za vertikalno napetost av = 50 in 100 kPa. Iz slik 13.24 vidimo zmanjšanje deformacij kot posledico sukcije na vzorcu. Pričakujemo, da bi višje sukcije imele še večji vpliv na zmanjšanje strižnih deformacij. Tudi naklon logaritemske premice se je zmanjšal (slika 13.25). 13.10.4 Preiskave lezenja s postopnim strižnim obremenjevanjem Večina deformacije vzorcev med strižnim obremenjevanjem je posledica volumenskega krčenja vzorca med obremenjevanjem. Zaradi volumenskega krčenja se povečajo porni pritiski, ki zmanjšajo efektivno napetost v zemljini. S tem se poveča dejanska stopnja strižne obremenitve, ki pa je ne upoštevamo, saj deleža prirasta pornega tlaka ne poznamo. Da bi odpravili nastanek presežnih pornih tlakov, smo na določenih preizkušancih opravili postopno povečevanje strižne obremenitve. Iz slik 13.26 in 13.27 vidimo, da preizkušanci izkazujejo nižje strižne deformacije kakor v primeru preizkušancev obremenjenih na isto stopnjo vendar samo z eno stopnjo obremenitve. Preizkušanci izkazujejo značilno obliko konsolidacijske linije med bremensko stopnjo, ko jim zmanjšamo sukcijo brez spremembe stopnje strižne obremenitve. Na sliki 13.28 predstavljamo naklone logaritemske premice strižnega lezenja z upoštevanjem prispevka sukcije oziroma z izvrednotenjem razmerja Wrmax v efektivnih napetostih z upoštevanjem Bishopove korekcije efektivnih napetosti. Iz dobljenih rezultatov ne moremo sklepati na vpliv strižnega stanja na hitrost lezenja, saj je raztros rezultatov prevelik. Slika 13.24: Lezenje zemljine pri vertikalni obremenitvi 50 in 100 kPa, s stopnjo strižne obremenitve 0.49 in 0.61 ter z in brez sukcije. Figure 13.24: Creep tests at vertical load of 50 and 100 kPa, shear stress ratio of 0.49 and 0.61 and with or without suction. Slika 13.25: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja v odvisnosti od sukcije. Figure 13.25: Relation between slope of logarithmic line for shear creep and suction. Slika 13.26: Lezenje zemljine pri vertikalni obremenitvi 50 kPa za različne načine postopnega obremenjevanja. Zaporedje nizov podaja vrstni red strižnega obremenjevanja. Figure 13.26: Creep tests at vertical load of 50 kPa and different load paths. The sequence of sets gives the order of shear loading. Slika 13.27: Lezenje zemljine pri vertikalni obremenitvi 100 kPa za različne načine postopnega obremenjevanja. Zaporedje nizov podaja vrstni red strižnega obremenjevanja. Figure 13.27: Creep tests at vertical load of 100 kPa and different stress paths. The sequence of sets gives the order of shear loading. 0.006 0.005 0.004 0.003 0.002 0.001 0.000 0.00 " fl ■ 4 0.20 0.40 0.60 ■ ctv= 25 kRa □ ctv= 50 kRa ■ ctv= 100 kRa □ ctv= 200 kRa 1.00 1.20 0 lo' tan s 0.006 t- 2 ■ _L ■ s = 0 kRa 0005 - ■ s = 50 kRa ■ ■ ■ ns = 100 kRa 0.004 - -n ■ ■ ■ I ■ 0.003 - 0 □ " . - 0.002 - ■ ■ □ 0.001 - 0.000 J-,-,-,-,-,- 0.00 0.20 0.40 0.60 0.80 1.00 1.20 i lav' tan^ ■ s = 0 kRa ■ s = 50 kR □ s = 100 kF 4 - Slika 13.28: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja za različne stopnje strižne obremenitve z upoštevanjem prispevka sukcije. Figure 13.28: Slope of logarithmic line for shear creep for different shear stress ratio with calculated suction contribution. 13.10.5 Vpliv razbremenitve in ponovne obremenitve Na plazu Slano blato ne bo prišlo do enosmernega obremenjevanja zemljine, ampak do nihanja pornih tlakov kot posledica vremenskih vplivov oziroma do spreminjanja sukcije zemljine. Nihanje obremenjevanja in razbremenjevanja smo simulirali v edometru in v enostavnem strižnem aparatu. V edometru smo vzorec zemljine stopenjsko obremenjevali in razbremenjevali med vertikalno obtežbo 50 in 100 kPa in sicer na treh vzorcih z različnimi časi obremenjevanja in razbremenjevanja (1, 4 ali 7 dni). V enostavnem strižnem aparatu pa smo povečevali oziroma zmanjšali strižno obremenitev. V edometru je imela vsaka nadaljnja stopnja obremenjevanja manjši naklon logaritemske premice sekundarne konsolidacije. V primeru, ko bi seštevali čas obremenitve pri določeni obremenilni stopnji (100 kPa), bi dobili nadaljevanje prejšnje obremenilne stopnje (slika 13.29). Na sliki 13.30 prikazujemo dejanske naklone logaritemske premice sekundarne konsolidacije in popravljene naklone za seštevek časa obremenilnih stopenj. Podobno obnašanje smo izmerili tudi v primeru enostavnega striga za dva različna vzorca pri različnih sukcijah in nivojih strižne obremenitve (slika 13.31 in 13.32). Obe preiskavi imata le eno stopnjo obremenitve in ponovne obremenitve. Slika 13.29: Konsolidacija primarne obremenitve in vseh ponovnih obremenitev, če smo sešteli čas prve obremenitve in ponovnih obremenitev. Figure 13.29: Consolidation of primary loading and all reloading load steps, if sum of time of primary loading and reloading was used. s o 0.0045 0.0040 0.0035 0.0030 0.0025 0.0020 0.0015 0.0010 0.0005 0.0000 O 1 dan ♦ 4 dni ♦ 7 dni □ 1 dan vsota ■ 4 dni vsota ■ 7 dni vsota 10 12 14 16 18 čas začetka stopnje (dan) 0 2 4 6 8 Slika 13.30: Naklon logaritemske premice sekundarne konsolidacije v primeru, ko smo upoštevali čas stopnje, in v primeru, ko smo sešteli čas vseh obremenitev. Figure 13.30: Slope of logarithmic line for secondary consolidation in case when loading time and sum of loading time was used. Slika 13.31: Primarna obremenitev in ponovna strižna obremenitev za primer vzorca pri stopnji strižne obremenitve 0,61 in sukciji 50 kPa. Figure 13.31: Primary loading and reloading for sample at shear stress ratio 0,61 and suction 50 kPa. Slika 13.32: Primarna obremenitev in ponovna strižna obremenitev za primer vzorca pri stopnji strižne obremenitve 0,95 in sukciji 0 kPa. Figure 13.32: Primary loading and reloading for sample at shear stress ratio 0,95 and suction 0 kPa. 13.10.6 Zaključki Na podlagi meritev lezenja lahko zaključimo, da so bile začetne deformacije po nanosu strižne obremenitve vzorcev zelo različne. Nakazuje se zveza med velikostjo deformacij in stopnjo strižne obremenitve ter odvisnost strižnih deformacij od hitrosti obremenjevanja. Vse preiskave izkazujejo ugoden vpliv sukcije na velikost deformacij. Velik vpliv na začetne deformacije ima verjetno tudi generacija pornih pritiskov kot posledica volumenskega krčenja zemljine, ki pa je nismo mogli meriti. Lezenje zemljine v enostavnem strižnem aparatu je odvisno od stopnje obremenitve (slika 13.28), vendar so bile napake pri vrednotenju večje od dejanske spremembe hitrosti lezenja. Prav tako ne moremo zaznati vpliva vertikalne napetosti ali sukcije na velikost lezenja. 14 VREDNOTENJE REZULTATOV PREISKAV IN NUMERIČNO MODELIRANJE V prvem sklopu tega poglavja bomo analizirali rezultate preiskav zasičene (točka 14.1) in nezasičene zemljine (točka 14.2) in predpostavili materialni model obnašanja zemljine (točka 14.3). Na koncu pa bomo prenesli z materialnim modelom poskušali opisati spreminjanje sukcije na plazu Slano blato (14.4). V tem poglavju bomo tudi opisali hitrost lezenja s časom in ocenili pomike na plazu Slano blato (14.5). Model, ki ga želimo postaviti, mora biti podoben Cam clay modelu ali modificiranemu Cam clay modelu. Prav tako pa smo že opisali dva modela, ki preslikavata modificiran Cam clay model na obnašanje nezasičene zemljine. Preverili bomo obnašanje modificiranega Cam clay modela na zasičeni plazini iz plazu Slano blato in preverili obnašanje nezasičenih vzorcev. V drugem delu pa bomo ločeno od prvega modela predpostavili model lezenja in preverili njegovo obnašanje. 14.1 Zasičena zemljina Zasičeno zemljino bomo ovrednotili z modificiranim Cam clay modelom. Iz podatkov v preglednicah 13.4 in 13.6 smo si izbrali parametre stisljivosti modificiranega Cam clay modela, na podlagi strižnih preiskav pa smo ocenili strižni kot ep" na 27° in kohezijo c' na 0 kPa. Vsi parametri modificiranega Cam clay modela so prikazani v preglednici 14.1. Za čim boljše vrednotenje smo malce spremenili modificiran Cam clay model. Uporabili smo popravek modela tečenja, ki je podoben popravku BEM modela (Alonso et al., 1990) (enačba (8.40)). Parameter a je izbran tako, da K0 stanje ne povzroči bočnih deformacij. Razbremenilni strižni modul smo zapisali kot funkcijo sferične napetosti p': G = G. ref ref (14.1) kjer je Gref referenčni strižni modul pri sferični napetosti p'ref, m oblikovni parameter. ref ' m Preglednica 14.1: Parametri modificiranega Cam clay modela. Table 14.1: Parameters of modified Cam clay model. parameter enota količina 9' o 27.0 c kPa 0.0 M 1.07 K 0 0.55 P, t/m3 2.72 r=v(p'=1) 2.59 X 0.154 K 0.038 a 0.37 Gref kPa 17 14.1.1 Izbira parametra a Parameter a ni neodvisen materialni parameter, ampak je odvisen od strižnega kota. Koeficient mirnega zemeljskega pritiska lahko zapišemo kot: K0 = 1 - sin^' = 6 ~ 2M (14.2) 0 6 + M Kjer je K0 koeficient mirnega zemeljskega pritiska, M konstanta trenja zemljine. Prav tako pa imamo definirano razmerje med q' in p 'ter p' in p '0: q 3 - 3K0 9M t] = — =-0 =--(14.3) p 1 + 2K0 18 - 3M p' (18 - 3M)2 + 81 45 - 12M + M2 p' (18 - 3M)2 36 - 12M + M2 (14.4) Razmerje med plastičnimi, strižnimi in volumenskimi deformacijami je definirano po enačbi: ds/ 2q 'a 18a(18 - 3M) (14.5) ds/ M2 (2p'- p'0) M((18 - 3M)2 -81) Deformacije s3 (v bočni smeri) izračunamo po naslednji enačbi: ds,3 = 3ds/ -2ds/ (14.6) Če v zgornjo enačbo vstavimo razmerja med ds/ in ds/, q' in p' ter p' in p '0, dobimo pogoj za parameter . M((18-3M)2 -81) « = —^---i (14.7) 27(18 - 3M) Primer funkcije tečenja za Cam clay in modificiran Cam clay prikazuje slika 14.1. Na sliki smo tudi označili potrebno smer tečenja, da zagotavljamo nične bočne deformacije ob K0 obremenjevanju. Slika 14.1: Meja tecenja za modificiran in originalni Cam clay model. S puščico je prikazan popravek »smeri« tečenja. Figure 14.1: Yield surface for original and modified Cam clay model. The corrected flow rule is shown by arrow. 14.1.2 Popravek strižnega kota ep" Gutierrez et al. (2009) podajajo popravek strižnega kota zemljine v enostavnem strižnem aparatu, saj je strižni kot odvisen od rotacije osi glavnih napetosti. Strižni kot v strižnem aparatu izračunamo iz razmerja strižne sile in vertkalne obtežbe, dejansko pa je definiran na razmerju glavnih napetosti. Napaka, ki jo pri tem naredimo, je odvisna od rotacije osi glavnih napetosti. Rotacija osi glavnih napetosti pa je odvisna od stopnje obremenitve vzorca zemljine in se spreminja od začetka striženja do porušitve. Podajamo enačbe za popravek strižnega kota zemljine v enostavnem strižnem aparatu pri porušitvi: tono* =--^-— (14.8) 1 + sm^cos2a kjer je 15250 Q_ 200 150 100 50 50 100 p (k Pa) f -q-p meritev \ q-p model \ 9-27° 1 50 100 150 p (k Pa) -q-p meritev q-p model 9'=27° 100 200 p (k Pa) q-£ meritev q-£ model 9-27° q-£ model merjen q-p 9-27° 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 e. -160 r 140 120 100 80 60 40 20 0 -q-£ meritev q-£ model 9-27° q-£ model merjen q-p 9-27° 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 E. q-£ meritev q-£ model 9-27° q-£ model merjen q-p 9-27° 0.00 0.02 0.04 0.06 0.08 0.10 0.12 0.14 e. 0 0 0 0 Slika 14.3: CIU meritve v triosni celici in modelna napoved. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci: 2002 0.08 mm w = wL stopnje 100, 200 in 300 kPa. Figure 14.3: Results from triaxial cell for CIU test. From the top to bottom are test samples: 2002 0.08 mm w = wL at 100, 200 in 300 kPa. Slika 14.4: CIU meritve v triosni celici in modelna napoved. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci: 2002 0.08 mm w = wP stopnje 100, 200 in 300 kPa. Figure 14.4: Results from triaxial cell for CIU test. From the top to bottom are test samples: 2002 0.08 mm w = wP at 100, 200 in 300 kPa. 14.1.5 Enostavne strižne preiskave Podobno kakor triosne preiskave smo preverili tudi obnašanje zemljine v enostavnem strižnem aparatu. Izvedli smo samo eno enostavno strižno preiskavo in sicer pri vertikalnih obremenitvah 50, 150 in 200 kPa. Na sliki 14.5 podajamo meritve in modelno obnašanje enostavnih strižnih preiskav. V enostavnem strižnem aparatu merimo le vertikalno obremenitev in strižno napetost na zgornji ploskvi. Za izračun modificiranega Cam clay modela pa potrebujemo vse tri glavne napetosti. Te smo izračunali po enačbah, ki jih za enostavni strižni preskus predpostavljajo Gutierrez et al. (2009). Vidimo zadovoljivo ujemanje meritev na območju strižnih deformacij do ene polovice maksimalne obremenitve, nato pa se obnašanje modela prične razlikovati od merjenega. Preizkušanca pri 150 in 200 kPa vertikalne obremenitve pri večjih strižnih deformacijah podcenjujeta strižne deformacije. Preizkušanec pri 50 kPa, izkazuje višjo strižno trdnost kakor jo ima modelna napoved in precenjuje strižne deformacije. To je posledica kohezije, ki so jo preiskave v enostavnem strižnem aparatu izkazovale, v modelu pa jih nismo upoštevali. Ce bi izračunali strižni kot zemljine na podlagi maksimalnih strižnih napetosti, bi dobili strižni kot 24,1°, kar je enako strižnemu kotu izmerjenemu v direktnem strižnem aparatu. Iz tega vidimo, da moramo v model podati pravilno izračunani strižni kot. Na sliki 14.5 tudi vidimo, da so se vsi preizkušanci med preiskavo stiskali. Modelna napoved stikanja preizkušancev med striženjem je nekoliko večja od dejanskega obnašanja. '1.10 1.05 1.00 0.95 0.90 0.85 0.80 0.00 '"1.00 0.95 0.90 0.85 0.80 0.75 0.70 0.00 ,u1.00 0.95 0.90 0.85 0.80 0.75 0.70 0.00 0.10 0.10 0.10 -meritev model 0.20 0.20 -meritev model 0.20 ra 30.0 Q_ h 25.0 20.0 15.0 10.0 5.0 0.0 0.00 ra 70.0 Q_ ~60.0 50.0 40.0 30.0 20.0 10.0 0.0 0.00 0.00 0.10 0.10 0.10 0.20 0.20 0.20 0 y Slika 14.5: Meritve v enostavnem strižnem aparatu. Po vrsti od zgoraj navzdol si sledijo vzorci pri vertikalni obremenitvi 50, 150 in 200 kPa. Figure 14.5: Results from simple shear tests. From the top to bottom are test samples with vertical stress 50, 150 in 200 kPa. 14.2 Nezasičena zemljina Vpliv sukcije na volumenske spremembe in trdnost zemljine bomo opisali z Bishopovim (1959) popravkom efektivne napetosti. V prvem delu bomo ovrednotili celotno retencijsko krivuljo, v drugem in tretjem delu pa bomo ovrednotili vpliv sukcije na deformacijske in trdnostne lastnosti zemljine. Med vrednotenjem retencijske krivulje bomo že upoštevali volumenske spremembe, ki jih povzroči sukcija. 14.2.1 Retencijska krivulja V poglavju 4 smo obravnavali retencijsko krivuljo in načine opisa retencijske krivulje. Za opis retencijske krivulje lahko uporabimo enega izmed naslednjih parametrov: gravimetrična vlaga, stopnja zasičenosti, volumetrična vlaga ter druge iz teh količin izpeljane vrednosti. Ker se zemljina stiska zaradi efektivnih napetosti, ki so posledica prirasta totalne napetosti in prispevka sukcije, bi bilo smiselno volumetrično vlago zemljine zapisati kot maksimalno možno vlago, ki je posledica gostotnega stanja kot posledica napetostne poti in zmanjšanje maksimalne možne vlage zaradi stopnje zasičenosti zemljine. Volumetrično vlago bomo tako zapisali po naslednji enačbi: 0 = nSr = — Sr =—Sr (14.10) v e +1 Stisljivost zemljine bomo opisali v naslednjem poglavju. V tem poglavju pa se bomo omejili na vpliv sukcije na stopnjo zasičenosti zemljine. Iz preiskave meja krčenja (slika 13.6) lahko izračunamo stopnjo zasičenosti v odvisnosti od vlage za primer vzorca brez vertikalne obtežbe. Iz retencijske krivulje lahko zemljini z znano vlago pripišemo sukcijo. V preglednici 14.2 podajamo vse izmerjene količine ter ocenjene sukcije iz retencijske krivulje. Na sliki 14.6 je podana odvisnost gravimetrične vlage, volumetrične vlage in stopnje zasičenosti od sukcije. Na sliki 14.7 pa so prikazane različne funkcije za opis retencijske krivulje. Vse funkcije smo prilagodili tako, da izkazujejo odvisnost stopnje zasičenosti od sukcije. Pri tem se moramo zavedati, da sta Fredlund in Xingov (1994) in van Genuchtenov (1980) model namenjena opisu vlage v odvisnosti od sukcije. Najboljše ujemanje med napovedjo stopnje zasičenosti v odvisnosti od sukcije in dejanskimi meritvami izkazuje funkcija Brooks in Corey (1964) (prikazana spodaj), ki jo bomo uporabili v nadaljevanju. Parametre funkcije podajamo v preglednici 14.3. r - ^BC ^ 1, a BC v _ W _ J Preglednica 14.2: Meritve sukcije, vlag in stopnje zasicenosti za vzorec 2010. Table 14.2: Suction, volumetric and gravimetric water content and saturation measurements for sample 2010. w (%) e <2W Sr (%) e (%) sukcija (kPa) 54.1 1.455 1.473 101 60.0 - 51.0 1.392 1.386 100 58.0 - 24.5 0.731 0.665 91 38.4 679 19.9 0.570 0.540 95 34.4 1284 17.2 0.538 0.467 87 30.4 1760 14.9 0.543 0.405 75 26.2 2350 9.5 0.518 0.257 50 16.9 6251 5.7 0.520 0.156 30 10.2 21033 3.4 0.493 0.094 19 6.3 66313 3.4 0.505 0.094 19 6.2 66335 0.0 0.493 0.000 0 0.0 1000000 0.0 0.484 0.000 0 0.0 1000000 Preglednica 14.3: Parametri Brooks in Coreyeve (1964) funkcije. Table 14.3: Parameters of Brooks and Corey (1964) function. Parameter Srs (%) 100 Srr (%) 0 anc 1360 kPa ^BC 0,473 o meritve w-sukcija ♦ ocena sukcije a 0-sukcija ■ Sr-sukcija A to A O OO» oo 10000 120 ~ w 100 80 60 40 20 0 sukcija (kPa) 70 60 50 40 30 20 10 0 A 100 1000 Slika 14.6: Meritve sukcije, vlage in stopnje zasicenosti za primer neobremenjenega vzorca. Figure 14.6: Suction, volumetric and gravimetric water content and saturation measurements for unloaded sample. Slika 14.7: Opis meritev z različnimi funkcijami za opis retencijske krivulje. Figure 14.7: Measured data and different functions for description of the soil water characteristic curve. 14.2.2 Volumenske spremembe v odvisnosti od sukcije Za opis volumenskih sprememb z modificiranim Cam clay modelom moramo poznati napetostno stanje na vzorcu. Ce hočemo uporabiti popravek efektivnih napetosti, moramo poznati odvisnost parametra popravka efektivne napetosti x od sukcije ali stopnje zasičenosti. Slednjega bomo v našem primeru določili iz meritve meje krčenja. Poleg tega moramo upoštevati nastanek krčitvenih razpok. Slednje moramo upoštevati pri vrednotenju meje krčenja in sukcijskih edometrskih preiskav. Pojav krčitvenih razpok si bomo podrobneje pogledali pri vrednotenju edometrskih preiskav. 14.2.2.1 Krčenje zemljine. Iz preglednice 14.2 lahko razberemo vrednosti sukcije, stopnje zasičenosti in količnika por v odvisnosti od vlažnosti. Efektivna sferna napetost je p' = x(ua ~ uw) ter q = 0 , saj preizkušanci niso bili obremenjeni s totalnimi napetostmi. Na podlagi modificiranega Cam clay modela lahko za vsak količnik por iz preiskave meje krčenja izračunamo potrebno sferno napetost p' za volumensko stanje vzorca. Parameter popravka efektivne napetosti % pa je razmerje med potrebno sferno napetostjo in sukcijo. Iz slike 14.8 vidimo rezultat takšne analize. Tako dobljeni parameter % je na območju stopnje zasičenosti 80-100% večji od 1. To bi pomenilo, da manjša sukcija povzroči večjo sferno napetost. Vendar, če malenkost prilagodimo deviško kompresijsko krivuljo, dobimo parameter % enak 1 pri popolnem zasičenju. Edini popravek deviške kompresijske krivulje je, da smo spremenili količnik por pri p' = 1 kPa. S tem smo zemljino umetno stisnili za 2%. Podoben rezultat bi dobili, če bi malenkost spremenili naklon deviške kompresijske krivulje. Iz narejene analize smo dobili zvezo med parametrom % in stopnjo zasičenosti: X = Sr2 (14.11) Na sliki 14.9 smo izrisali x(ua ~ uw) oziroma sukcijsko napetost (Lu in Likos, 2006), ki smo jo izračunali na podlagi napovedi stopnje zasičenosti, ki so jo podale različne funkcije za opis retencijske krivulje (slika 14.7). Iz slike vidimo, da Fredlund in Xingov (1994) model retencijske krivulje popolnoma izniči sukcijsko napetost v zemljini, če slednjo popolnoma posušimo. Brooks in Coreyev (1964) model in van Genuchtenov (1980) model pa izkazujeta podobno obnašanje pri nizkih stopnjah zasičenosti. Pri visokih stopnjah zasičenosti pa imamo problem togosti van Genuchtenovega opisa, ki prehitro zmanjšuje stopnjo zasičenosti zemljine. Na podlagi različnih funkcij za opis retencijskih krivulj in enačbe za popravek efektivne napetosti % smo izračunali predvideno obnašanje vzorca zemljine med preiskavo meje krčenja (slika 14.10). Iz slike vidimo, da van Genuchtenov (1980) in Fredlund in Xingov (1994) model izkazujeta desaturacijsko območje že pri vlagi 30%. Vsi modeli dobro opišejo obnašanje zemljine med 15 in 3 % vlage. Pri vlagah pod 3% pa Fredlund in Xingov model popolnoma izniči sukcijsko napetost v zemljini in s tem močno povzroči nabrekaje vzorca. Brook in Coreyev (1964) model pa preceni vpliv sukcije in preveč stisne vzorec zemljine. Van Genuchtenov (1980) model v tem območju najbolje zajame obnašanje zemljine. Zavedati se moramo, da vlaga pod 3% v naravi skorajda ni možna, saj ima zračno suha zemljina vlago 3-4%. Slika 14.8: Odvisnost parametra popravka efektivne napetosti 2" od stopnje zasičenosti. Figure 14.8: Correlation between effective stress parameter % and saturation. Slika 14.9: Sukcijska napetost v odvisnosti od stopnje zasičenosti. Figure 14.9: Suction stress correlation with saturation. 0.5 0.6 0.9 0.8 0.7 1.0 0.4 Fredlund in Xng (1994) -Brooks in Corey (1964) 0.3 0.0 5.0 10.0 15.0 20.0 25.0 30.0 35.0 w (%) Slika 14.10: Krčenje vzorca med sušenjem in modelne napovedi krčenja. Figure 14.10: Shrinkage of the sample during drying and shrinkage prediction by different models. Na sliki 13.6 smo podali tudi vpliv vertikalne obtežbe na mejo krčenja oziroma količnik por pri meji krčenja. Zaradi pomanjkljive opreme nismo zmožni izdelati celotne krivulje sušenja ampak samo eno točko na tej liniji. Ob ponovitvah bi bili sicer zmožni narediti več točk, vendar bi bila takšna preiskava zelo zamudna. Namesto tega lahko uporabimo modificiran Cam clay model, Bishopov popravek efektivne napetosti ter vpliv krčitvenih razpok na efektivno napetostno stanje. Na sliki 14.11 tako podajamo modelno napoved sušenja vzorca zemljine v edometru pri različnih bremenskih stopnjah. Pri vrednotenju smo zanemarili zvišanje totalne vertikalne napetosti zaradi krčitvenih razpok. Del krivulje sušenja vzorca, kjer so po modelni napovedi krčitvene razpoke je označen s črtkano črto. Vzorci z vertikalno obremenitvijo pod 800 kPa izkazujejo krčitvene razpoke. Vzorec obremenjen z 800 kPa sicer izkazuje krčitvene razpoke, vendar je bila volumska deformacija od pričetka pojava krčitvenih razpok do vlage pri kateri je bil vzorec razgrajen manjša od 1%. Vzorci obremenjeni s 1600 ali več kPa pa niso izkazovali krčitvenih razpok. Modelna napoved pojava krčitvenih razpok je zelo podobna opazovanemu dogajanju med sušenjem v edometru, kjer smo opazili razpoke na vzorcih obremenjenih med 50 in 400 kPa. Iz slike 14.11 vidimo, da model dobro opisuje dogajanje v zemljini. Pri modelnih napovedih nismo upoštevali plastifikacije retencijske krivulje kot posledice visokih totalnih napetosti. Pri vertikalni napetosti nad 1300 kPa pričakujemo povečanje točke vstopa zraka in desaturacijsko območje zemljine šele pri večjih sukcijah. Retencijska krivulja zemljine v takšnem stanju se bo premaknila desno na sliki 14.7. Plastifikacija retencijske krivulje ni pomembna za območje totalnih napetosti na plazu Slano blato in smo jo zanemarili. a> 1.2 - 1.0 - 0.8 - 0.6 - 0.4 - ' ' 0.2 - 0.0-- 0.0 e meritev e model 10.0 20.0 c = 50 kPa 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - 0.0 10.0 20.0 ct = 200 kPa 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - 0.0 10.0 20.0 ct = 800 kPa 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - 0.0 10.0 20.0 ct = 3200 kPa 30.0 w C/o) e meritev e model 30.0 e meritev e model 30.0 e meritev e model 30.0 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - e meritev e model 0.0 10.0 20.0 30.0 w (//) c = 100 kPa w (/) 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - e meritev e model 0.0 10.0 20.0 30.0 w (%) ct = 400 kPa w (//) a) 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - e meritev e model 0.0 10.0 20.0 30.0 w (0/o) ct = 1600 kPa w (0/o) a) 1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 -0.0 - e meritev e model 0.0 10.0 20.0 30.0 w (/) ct = 4800 kPa Slika 14.11: Krčenje vzorca med sušenjem v edometru in modelne napovedi krčenja. Figure 14.11: Shrinkage of the sample during drying in oedometer and shrinkage prediction by different models. 14.2.2.2 Sukcijski edometer (SESA) V napravi SESA smo izvedli 4 preiskave volumenskega obnašanja zemljine ob spreminjanju sukcije pri konstantni vertikalni obtežbi. Vrednotenje rezultatov podajamo v 3 sklopih: - količnik por in deformacije v odvisnosti od totalne vertikalne napetosti, - količnik por in deformacije v odvisnosti od sukcije in - količnik por in deformacije v odvisnosti od efektivne sferne napetosti. Iz slik 14.12 do 14.15 vidimo vpliv sukcije na zmanjšanje volumna zemljine in pojav krčitvenih razpok pri manjših obremenitvah. Pojav krčitvenih razpok oziroma sprememba napetostnega stanja povzroči lom krivulje e - p' . Lom krivulje e - p' je bil opažen tudi pri meritvah. Ujemanje med modelno napovedjo in dejanskimi meritvami je dobro. Predvsem pri količniku por. Napaka pri vertikalnih deformacijah (s1) se nabere predvsem pri začetnih obremenitvah, nato pa linija merjenih in modelnih deformacij poteka bolj ali manj vzporedno. Modelna napoved tudi pojasni zakaj ni prišlo do zmanjšanja stopnje zasičenosti, kakor bi lahko sklepali iz meritev le vertikalne deformacije, ampak do bočnega stiskanja vzorcev. Na sliki 14.16 smo izrisali količnike por pri isti vertikalni obtežbi in različnih sukcijah. Iz slike se jasno vidi različna togost A(ua - uw), ki jo napoveduje BEM model (Alonso et al., 1990). Napake so posledica različnih testov vodenih v smeri spreminjanja sukcije in ne enega testa, ki ga vodimo pri konstantni sukciji. Na slikah 14.12 do 14.15 lahko opazimo, da je togost Xs, ki jo napoveduje BEM model, odvisna od vertikalne napetosti, saj se vzorci različno deformirajo. Prav tako lahko opazimo različno sukcijo, ki povzroči plastične deformacije (slika 13.13). Parameter ks ponovnega obremenjevanja pa je povsem različen od tistega, ki ga dobimo pri razbremenitvi, kar smo povdarili že v poglavju 13.7. Zemljino bi lahko ovrednotili tudi z BEM modelom brez večjih odstopanj, vendar mislimo, da uporaba popravka efektivnih napetosti daje boljše rezultate, saj upošteva soodvisnost totalne napetosti in prispevka sukcije na volumeske deformacije. Slika 14.12: Primerjava med modelno napovedjo in rezultati meritev za primer vzorca v napravi SESA obremenjenega s 50 kPa vertikalne napetosti. Figure 14.12: Comparison of model prediction and measurements in SESA apparatus at 50 kPa vertical load. o +* x*+ + x Xx Sk*^ + i * i ♦ 2005 ♦ Postojna-Razdrto o 2007 vz1 o 2007 vz3 x napoved iz sukcije x napoved iz gostote + Petkovšek (2006) o x + o + X 10 20 30 40 50 w (%) 1 0 Slika 14.23: Izmerjena nedrenirana strižna trdnost in modelne napovedi. Figure 14.23: Measured undrained shear stress and model predictions. 14.2.4 Lezenje zemljine Vrednotenje preiskav lezenja zemljine bomo razdelili na dva dela. V prvem delu bomo poskušali pojasniti deformacije, ki so se zgodile v začetni fazi preiskave. V drugem delu pa bomo ovrednotili hitrost lezenja v odvisnosti od stopnje obremenitve in časa trajanja obremenitve. 14.2.4.1 Ocena začetnih deformacij Na podlagi ocene nedrenirane strižne trdnosti smo ocenili ali so bile velike začetne deformacije preizkušancev posledica porušitve vzorca ali ne. V kolikor ni prišlo do porušitve preizkušancev, smo ocenili deformacije vzorca, ki jih podaja predlagan materialni model. Rezultate podajamo v preglednici 14.4. Faktor varnosti FS1 je izračunan po enačbi (14.12), FS2 pa po enačbi (14.13). Preglednica 14.4: Ocena faktorja varnosti in modelne strižne deformacije. Table 14.4: Factor of safety and model prediction of shear deformations. test CTV (kPa) (ua - uw) (kPa) Z (kPa) T / T max FS1 FS2 aM bM model 1 25 0 6,3 0,56 1,04 2,35 -0,004 0,0024 0,004 2 50 0 14,0 0,63 0,93 0,76 0,170 0,0044 porušitev 3 50 0 12,5 0,56 1,04 1,62 0,106 0,0031 0,020 3 50 0 15,0 0,67 1,12 1,54 0,112 0,0030 0,034 4 50 50 10,5 0,24 2,48 3,97 -0,006 0,0021 0,001 4 50 50 13,5 0,30 2,08 3,14 -0,003 0,0020 0,003 4 50 50 19,5 0,44 1,48 2,21 -0,007 0,0044 0,006 4 50 50 20,5 0,46 1,44 2,13 0,006 0,0026 0,009 4 50 0 20,5 0,92 1,51 2,13 0,017 0,0025 0,022 5 100 0 22,0 0,49 1,18 3,38 0,003 0,0033 0,010 6 100 0 25,0 0,56 1,04 1,37 0,341 0,0011 0,022 7 100 0 22,0 0,49 1,18 1,55 0,141 0,0038 0,010 8 100 0 36,0 0,81 0,72 0,95 0,506 0,0032 porušitev 9 100 0 22,0 0,49 1,18 1,55 0,060 0,0038 0,010 10 100 0 36,0 0,81 0,72 0,95 porušitev 11 100 50 27,0 0,40 1,45 1,64 0,000 0,0026 0,007 12 100 50 22,0 0,33 1,77 2,58 0,005 0,0028 0,005 12 100 50 28,0 0,42 1,57 2,20 0,010 0,0026 0,007 12 100 50 35,0 0,52 1,29 1,79 0,021 0,0044 0,014 13 100 50 26 0,57 1,50 1,86 0,040 0,0032 0,006 13 100 50 37,0 0,57 1,22 1,30 0,014 0,0027 0,014 13 100 50 46,0 0,70 1,05 1,16 0,042 0,0057 0,022 13 100 0 45,0 1,01 1,12 1,26 0,090 0,0037 / 14 100 100 21,0 0,24 2,48 4,30 0,002 0,0018 0,001 15 200 0 50,0 0,56 1,04 1,31 0,008 0,0031 0,024 14.2.4.2 Ocena lezenja zemljine Odvisnost lezenja zemljine bomo ocenili s pomočjo izmerjenih logaritemskih premic strižnega lezenja. Ker je ob hipni obremenitvi prišlo do generacije pornih pritiskov, se moramo zavedati, da je veljavnost zapisanih enačb samo na območju brez presežnih pornih tlakov (pri časih večjih od 1000 do 10000 s za vzorce v napravi SESA). Generacijo pornih pritiskov je izkazoval tudi numerični model. Za opis lezenja smo predpostavili enačbo (11.17) (Meschyan, 2006): Y = K + bM log t)(Wrmax)BM Iz slike 14.24 ne moremo oceniti naklona logaritemske premice v odvisnosti od stopnje strižne obremenitve z upoštevanjem prispevka sukcije (vrednoteno na efektivno napetostno stanje s Bishopovim popravkom efektivne napetosti), lahko pa ocenimo zgornjo in spodnjo mejo razlike hitrosti lezenja. Ker za oceno pomikov plazu Slano blato niso pomembne celotne deformacije od pricetka obremenitve, ampak le prirast deformacij v nekem časovnem obdobju lahko ovrednotimo samo parametra bM in nM . Na sliki 14.24 podajamo zgornjo in spodnjo krivuljo za oceno lezenja zemljine. Slika 14.24: Naklon logaritemske premice strižnega lezenja za različne stopnje strižne obremenitve z upoštevanjem ugodnega prispevka sukcije z označeno zgornjo in spodnjo mejno črto. Figure 14.24: Slope of logarithmic line for shear creep for different shear stress ratios with suction contribution for upper and lower boundary curve. 14.3 Numericni model Na podlagi zgoraj opisanih meritev in že predpostavljenih modelov za opis popravka efektivnih napetosti (Bishop, 1959) ter deformacij zemljine pod različnimi obtežbami (modificiran Cam-clay model, (Roscoe in Burland, 1968), smo razvili model za gibanje vode v zemljini s sukcijo. S takšnim modelom bomo poskusili opisati gibanje vode na plazu Slano blato. Predlagan model bo eno dimenzionalen model za opis vertikalnega gibanja vode v zemljini za primer horizontalnih tal. Pri modelu upoštevamo: - 1D tok, - horizontalna ravnina, - ni toplotnih sprememb, - nestisljiva tekočina, - kontinuirane zračne pore, - zračni pritisk je konstanta, - ni osmotske sukcije. V naslednjih poglavjih opisujem glavne značilnosti modela. 14.3.1 Retencijska krivulja Uporabili bomo Brooksov in Coreyev (1964) model retencijske krivulje (enačba (4.3)). Brooksova in Coreyeva enačba za opis retencijske krivulje predpostavlja polno zasičenost v območju kapilarnega zasičenja, pri sukcijah višjih od točke vstopa zraka pa se zemljina prične sušiti. Zapis retencijske krivulje v obliki stopnja zasičenosti-sukcija je zaželen, saj bomo volumen zemljine opisali z deformacijami v efektivnem napetostnem stanju. Brooksovo in Coreyevo enačbo podajamo še enkrat v spodnji enačbi. & = Srr +(1 - Srr) r ,min 1 I aBC (14.14) Kjer je Srr rezidualna stopnja zasičenosti, s matrična sukcija zemljine (ua - uw ) . 14.3.2 Popravek efektivnih napetosti Uporabili smo Bishopov (1959) popravek efektivnih napetosti (enačba (5.2)): [o-'] = [o-] + Z[ s] (14.15) Pri čemer je % enak: .bRC^R< aBC X = SebBC = min Kjer je bBC oblikovni parameter parametra popravka efektivne napetosti. (14.16) Napetostno stanje modela opisujejo napetosti v kartezijskem koordinatnem sistemu x, y, z, kjer je z os obrnjena navzdol. Efektivno vertikalno napetost tako lahko zapišemo kot: < = ' = +Zs (14.17) Pri horizontalni napetosti pa moramo upoštevati možnost nastanka krčitvenih razpok. Upoštevati moramo, pogoj mirnega zemeljskega pritiska ali pa pogoj nične totalne horizontalne napetosti. Gi -°3 ~Gx ~°y = max [%s, K (az +Is)] (14.18) Sedaj lahko zapišemo p' in q: P' = °"' + ^3 = 3max+ 3Xs,(1 + 2K0){az +Zs)] (14.19) q' = ax - g3 = min [c,, (1 - K0) (av + Zs)] (14.20) s 1 s 14.3.3 Volumenske deformacije Volumen zemljine oziroma volumenske deformacije izrazimo z modificiranim Cam clay modelom. Ker uporabljamo Bishopov popravek efektivnih napetosti, uporabimo kar standardni zapis modificiranega Cam clay modela. V model smo vpeljali dve dodatni spremembi: faktor a , ki zmanjšuje strižne deformacije, in vpliv napetosti na strižni modul zemljine. dsVe =-- Spremembe elastičnih deformacij so pogojene z naslednjimi enačbami: k dp v p dsne dq D 3G (14.21) (14.22) Pri elastičnih deformacijah strižni modul ni konstanta kakor v modificiranim Cam clay modelu, ampak je definiran kot: G - G0 JL p0 Kjer je G0 strižni modul pri p0 . Plastične deformacije so pogojene z utrjevanjem materiala: X-K dpc (14.23) ds/ = dsDp Pc 2a q (14.24) (14.25) dsvp M2(2p - Pc) Kjer je a oblikovni parameter, ki popravlja obliko deformacij. 14.3.4 Tok tekočine Voda se giblje po Darcyjevem zakonu (enačba (7.1)), vodni hlapi pa po 1. Fickovem zakonu (enačba (7.21)). Tok vodnih hlapov zapišemo v obliki volumskega toka vode in ne vodnih hlapov. Sprememba vode v volumnu zemljine mora biti enaka seštevku vseh tokov (kompatibilnostni pogoj): = 5qv 5t Sz 5z Kjer je qw tok tekočine, qv tok vodne pare. (14.26) Če v enačbo (14.26) vstavimo enačbi (7.1) in (7.21), dobimo: se _ _ 5 " 5H' kw- 5 + — ~DV 5pv ~ 5t " 5 z w _ oz _ 5 z _Pw 5z _ (14.27) Pri čemer je vodni potencial definiran kot: ( \ H = - PwS J Kjer je z globina. (14.28) v Gostoto vodne pare lahko izrazimo z zasičeno gostoto vodne pare v zraku pv0 Pv = RHPv0 Iz Kelvinove enačbe (9.1) pa dobimo enačbo za izračun RH v odvisnosti od sukcije: RH = e1 pwRT Iz Clausius-Clapeyronove enačbe pa dobimo enačbo za zapis gostote zasičene vodne pare. M (14.30) Pv0 rt Prefe % I ^ _ I R \Tref T (14.31) Tako lahko enačbo (14.27) zapišemo kot: S0_ St S_ S z 1 + - Pwg 8z Y z Dv SRHSs Dv SPv0ST -+-RH-- ST Sz (14.32) Ker smo predpostavili zanemarljive toplotne spremembe, se enačba spremeni v enačbo: dt dz k,„ +- 1 ds f Pwg & V D Mwg \ Pw RT (14.33) 14.3.4.1 Vodoprepustnost Vodoprepustnost zemljine lahko zapišemo kot vodoprepustnost zasičene zemljine in redukcijo vodoprepustnosti zaradi stopnje zasičenosti zemljine: K = K (s)ks (e) (14.34) Pri čemer relativno vodoprepustnost izrazimo z Brooksovim in Coreyevim (1964) nastavkom za Burdinovo predpostavko toka vode v nezasičeni zemljini: Kw = min f f \2+3 *-BC\ 1 f ac i v s (14.35) Vodoprepustnost zasičene zemljine zapišemo z eksponentno odvisnostjo od količnika por. log(ks) = a ■ e + b (14.36) oziroma ks = 10ae+b (14.37) 14.3.4.2 Difuzija vodne pare v zraku Difuzijsko konstanto vodne pare skozi zračne pore Dv lahko zapišemo kot: Dv = r(1 - Sr) Da Kjer je r vijugavost zračnih por, Da difuzijska konstanta vodne pare v zraku. w 14.3.5 Sprememba totalne napetosti Totalna vertikalna napetost ni konstanta, saj zemljina izgublja vodo. Razlika med začetno in končno totalno vertikalno napetostjo je ravno teža vode, ki se je izcedila oziroma izhlapela iz zemljine. Spremembo mase vode lahko zapišemo kot spremembo mase vode zaradi krčenja zemljine in spremembo mase vode zaradi sušenja zemljine: A^v =^V/w +6Srn/w (14.39) V zgornji enačbi smo zanemarili vpliv bočnih deformacij. 14.3.6 Diferenčna metoda Enačba (14.33) je parabolična parcialna diferencialna enačba, ki jo v splošnem lahko zapišemo kot: ds — = F dt f ds d2s^ s, z, t, —,—2 & dz2 (14.40) Za reševanje enačbe (14.40) potrebujemo začetni pogoj s(z, t0) in robna pogoja s(zmin, t) in s( zmax, t). Za robne pogoje lahko uporabimo tudi odvod sukcije. Parabolično parcialno diferencialno enačbo lahko rešujemo s Crank-Nicolsonovo diferenčno metodo. Crank-Nicolsonova diferenčna metoda je povprečje med implicitno in eksplicitno metodo. Crank-Nicolsonovo diferenčno metoda je osnovana na centralnih diferencah po prostoru in trapeznem pravilu po času (slika 40). Pri diskretizaciji morajo točke v prostoru biti enakomerno porazdeljene, časovni korak pa se lahko spreminja. Slika 14.25: Šablona za izračun problemov po metodi Crank-Nicolson za 1 dimenzionalni problem. Figure 14.25: The Crank-Nicolson stencil for a 1D problem. Diferencialno enačbo (14.33) pretvorimo v naslednjo obliko: ds dt d_ dz k... +- 1 ds f Pw§ dz k. 3«.GRH^ Pw RT Y C ds _ d dt dz T T * 5s k + k — ...... & w w „ds d C — =--q dt dz (14.41) (14.42) Sedaj po metodi Crank-Nicolson zapišemo posamezne količine v enačbi: & _ s j+1 - sj dt At as = 1 r j - j + j - s^ ^ dz 2 2Az d2 s _ 1C ^ dž2 " 2 2Az j - 2sj + j + j - 2sj+1 + j ^ (14.44) Az2 Az2 X =1 ( Xj + Xj+1) 2 Kjer je i števec diskretnih točk po prostoru, j števec diskretnih točk po času, X poljubna količina (kw (a, s), kw\a, s), C (a, s)). Enačbo lahko sedaj zapišemo kot: Cj + Cj+1 sj+1 - sj 2 At qi+1/2 q/-1/2 . qi+1/2 qi-H2 Az Az (14.45) qi+1/2 q/-1/2 k j + k *} si±1_ kwi+1/2 ^ kw i+1/2 ^z k j + k *} si-_1 kwi-1/2 ^ i—1/2 ^z Az Az Kjer lahko kwi1/2in kw j+1/2 izrazimo s približkom: 2 k1 ki+1/2 " 1/ ■ + / ■ /k j, /k/ (14.46) (14.47) Sedaj enačbo (14.45) zapišemo po posameznih mestih: a*/+ b*i+1s/1 + c7+1si:;1 = d-/1 Kjer so: k * i+1 A* 1+1 _ i+1/2 2Az 2 B* 1+1 = C*/+1 = i+1 */+1 cr k w i+1/2 w i—1/2 k * 1+1 2At 2Az2 2Az2 k * 1+1 i—1/2 2Az2 (14.48) (14.49) (14.50) (14.51) Cl+1 j _(kwi+1/2 + kwi+\/2 kwi-1/2 kwi-1/2 )/ _(kw i+l/2 (s/+1 si ) kw i-1/2 (si s/-1 )) D*J+1 = ^sj - ! 2At 2Az 2Az2 Pri reševanju s Crank-Nicolsonovo diferenčno metodo dobimo tridiagonalno matriko. 14.3.6.1 Robni pogoji V začetku prejšnjega poglavja sta bila omenjena robna pogoja s(zmin,t) in s(zmax,t) oziroma ^Zmn,t) in q(zmax.t). Konstantna sukcija Eden izmed možnih robnih pogojev je konstantna sukcija oziroma tlak vode. Pri tem lahko enačbo (14.42) zapišemo za 2 in n -1 člen: A*J2+1s2; +1 + B%+1s3;+1 = D*j+1 - C*]2+1s/+1 (14.53) oziroma: b*^!+=Dri - A^sn+1 (14.54) V primeru uporabe robnega pogaja s konstantno sukcijo uporabimo kondenzirano matriko za 1 oziroma 2 prostorski stopnji. Konstanten tok V primeru konstantnega toka pa ga dodamo k enačbi (14.26). Odvod na robu izrazimo le z eno polovico v enačbi (14.44) (tisto, ki je v notranjosti zemljine). S preureditvijo dobimo naslednje člene za vozlišče 1: A*j+1 = B, 1 = k * j+i 1+1/2 dV+1 = Az2 Cj+\ k * j+\ C1 1^1 / C+1 si - w 1+1/2 Az2 ( k 2At Ter za vozlišče n: w 1+1/2 + kw1+1/2 )/ _ (kw 1+1/2 (j s\ )) /Az Az2 _ q\ j+1/2 Az Cj+1 k B*j+1 - Cn _ k- n At k * j+1 C * j+1 _ kw n-1/2 n 2Az2 * j+\ w n-1/2 Az2 c j+\ D* j+1 = cn n 2At sn ("k wn-1/2 kwn-1/2 )/_( kw ^-1/2 (K j )) /Az Az2 q;+1/2 n Az (14.55) (14.56) (14.57) (14.58) (14.59) (14.60) Ocena evaporacije Po enačbi (10.40) ocenimo dejansko evaporacijo: E = KcEo RH ( s )-RHa 1 - RH„ (14.61) 14.3.6.2 Pogoji natančnosti izračuna Po vsakem izračunu preverimo napako izračuna oziroma izgubljeno količino vode. To naredimo tako, da seštejemo spremembo količine vode v zemljini in tok vode na spodnjem in zgornjem robu: Az Az n_1 ERR = Aß» — + M" — + Y, Az + qx&t + qn At (14.62) 2 2 i=2 V kolikor je napaka dovolj majhna smo končali z izračunom. Sedaj preverimo velikost časovnega koraka. V kolikor prekoračimo katerega od pogojev, časovni korak zmanjšamo. ej+1 -ej „ T-