GEOLOGIJA 50/2, 361–392, Ljubljana 2007 Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih The main goal of engineering geology for designing and construction complex structures in urban areas Drago OCEPEK & Jasna JERMAN GeoEng & Co., Dimi~eva ul. 14, 1000 Ljubljana, Slovenija e-mail: d.ocepek@geoeng.si, j.jerman@geoeng.si Key words: geological strength index - GSI, disturbance factor of rock mass - D, joint roughness coefficient - JRC, joint compressive strength - JCS, numerical modeling, retaining measures, monitoring, back analyses, strain softening, rock mass relaxation Ključne besede: Geolo{ki trdnostni indeks - GSI, faktor po{kodovanosti hribinske mase - D, koeficient hrapavosti razpok - JRC, koeficient trdnosti sten razpok - JCS, numeri~no modeliranje, podporni ukrepi, monitoring, povratne analize, deformacijsko popu{~anje, relaksacija hribinske mase Izvle~ek Pri na~rtovanju zahtevnih objektov v urbanih okoljih se v prvi vrsti sre~ujemo s pomanjkanjem prostora. Zato morajo biti izkopi in brežine pri temeljenju ponavadi varovane s primernimi opornimi ukrepi. V tem prispevku prikazujeva na~rtovanje in izvedbo izkopov, varovanih z razli~nimi opornimi ukrepi v dveh razli~nih slovenskih okoljih, ki sta zgrajeni iz heterogenih me{anih hribinskih mas trdih razpokanih do mehkih kamenin (tri-asnega dolomita in apnenca z vložki rožencev in laporjev ter eocenskega fli{a). Že med izkopom in izvedbo opornih ukrepov, preverjamo njihovo uspe{nost s pomo~-jo tehni~nega opazovanja - monitoringa. Tak pristop projektiranja omogo~i optimizacijo podpornih ukrepov, kar zniža stro{ke investicije. Abstract Work for designing complex structures in urban areas consists of geological-geotech-nical investigations and analysis of the quality of rocks, soft rocks and hard soils in the construction area. Urban areas limited the space for designing cutting slopes in stable inclination without reinforcement. In this paper will be presented designing and excavation works with different reinforcement of two different areas in Slovenia built of heterogeneous mixed hard to soft rock masses (Triassic dolomite, limestone and Eocene flysch sediments). Before the start of excavations work and after establishing the retaining measures, the analysis results are checked by monitoring. This monitoring will continue in the phase of exploitation of the objects. Since the cost of these additional investigations and precise analysis with monitoring (SIST - EN 7 - 2004) and measurements is negligible - in comparison with the costs of the permanent reinforcement - if variable conditions are not to intensive, we were able to reduce effectively the investment value of the object. 362 Uvod Pomen inženirske geologije se pri projektiranju geotehni~nih ukrepov najprej pokaže v pravilni dolo~itvi lastnosti in zna~ilnosti materialnih parametrov zemljin in hribinske mase za analize napetostno deformacijskega stanja izkopnih faz z dodajanjem ustreznih podpornih ukrepov. Preiskave in analize je potrebno nadaljevati tudi med samo gradnjo in na podlagi rezultatov oporne ukrepe prilagajati spremenljivim geolo{ko geomehanskim pogojem. Novej{e metode poleg obi~ajnih meritev vklju~ujejo tudi dolo~itev karakteristik hribinske mase po preseženi vrhunski trdnosti in relaksaciji. Novej{i merilni sistem omogo~a direktno od~itavanje pomikov hri-binske mase, tako v stanju elasti~nosti, kot v stanju po preseženi vrhunski trdnosti. S povratnimi analizami kasneje ugotavljamo deformacijsko popu{~anje – relaksacijo hri-binske mase in potrebo po morebitnih dodatnih podpornih ukrepih. Pri na~rtovanju zahtevnih objektov v urbanih okoljih smo predvsem omejeni s prostorom. Zaradi vedno ve~jega pomanjkanja prostora je pomembno sodelovanje med arhitektom in inženirskim geologom že v za~et-ni fazi na~rtovanja. Inženirski geolog mora v obravnavanem prostoru gradnje opredeliti vse pomembne pojave, ki odlo~ujo~e vplivajo na možnost izkori{~anja prostora v globino (podzemne garaže in kleti) ter na~ina temeljenja in varovanja gradbene jame s primernimi geotehni~nimi ukrepi. Predlagane spremembe v slovenski zakonodaji s podro~ja graditve objektov, ki so bile vsklajene med mati~nima sekcijama gradbenih inženirjev (MSG) in rudarjev ter geotehnologov (MSRG) pri Inženirski zbornici Slovenije (IZS), omogo~ajo tudi inženirskim geologom sodelovanje pri na~rtovanju. Po novih predlogih in dopolnitvah zakona o graditvi objektov (ZGO 1) lahko nastopa poobla{~eni inženir (inženirski geolog, rudarski inženir, geotehnolog) kot odgovorni projektant geotehnolo{kih na~rtov izkopov in podgradnje za podzemne in druge geoteh-ni~ne objekte. Projektna dokumentacija mora na nivoju projekta za gradbeno dovoljenje in izvedbo (PGD in PZI) ter projekta izvedenih del (PID) vsebovati tudi geotehnolo{ki na~rt (na~rti geotehni~nih konstrukcij ter izkopov in osnovne podgradnje podzemnih objektov). Znanja inženirjev Mati~ne sekcije Drago Ocepek & Jasna Jerman Geotehnologov in rudarjev pri Inženirski zbornici Slovenije (IZS), z opravljenimi ustreznimi strokovnimi izpiti, dovoljujejo in omogo~ajo izdelavo geotehnolo{kih na~rtov, kakor tudi revidiranje, vodenje in nadziranje del pri izgradnji podzemnih objektov, galerij, brežin, vkopov, etažnih cest, odvod-njevalnih kanalov, gradbenih jam, globokih vrtin, miniranja, deponij, odlagali{~, sanacij plazov in podorov. V nadaljevanju prispevka prikazujeva potek preiskav in analiz potrebnih za izdelavo geotehnolo{kih na~rtov. Inženirsko geolo{ke raziskave pri izdelavi geotehnolo{kih na~rtov Raziskovalno delo pri izdelavi geotehno-lo{kih na~rtov varovanja brežin, podzemnih objektov, ali sanacij plazov ter podorov temelji na razli~nih metodah ugotavljanja fizikalnih lastnosti kamenin, mehkih kamenin in zemljin. Rezultati preiskav služijo pravilni izbiri vhodnih podatkov za sta-bilnostne in numeri~ne analize napetostno deformacijskega stanja gradnje po fazah in potrebnih podpornih ali opornih ukrepov. Osnovne geolo{ke preiskave potekajo že v fazi idejne {tudije in idejnega projekta. Gre predvsem za reambulacijo Osnovne geolo{ke karte v danem prostoru gradnje v merilu 1 : 5000. Vendar je {ir{e obravnavano obmo~je prav tako potrebno inženirsko geo-lo{ko kartirati ter pri tem opredeliti primerna, manj primerna in neprimerna podro~ja za nadaljnje na~rtovanje gradenj. Pri tem je pomembno izlo~iti labilna in nestabilna po-dro~ja, obmo~ja delovanja intenzivne erozije, ali celo potresna podro~ja, kjer so pri gradnji potrebni bolj ali manj zahtevni geo-tehni~ni ukrepi. V vi{jih fazah projektiranja potekajo za ugotavljanje lastnosti zemljin in hribinske mase najprej raziskave in analize v fazi projekta za pridobitev gradbenega dovoljenja (PGD). Na podlagi rezultatov raziskav in analiz se lahko ustrezno opredelimo pri izbiri podpornih in opornih ukrepov. Ti so v najmo~nej{i izvedbi po potrebi celo geoteh-ni~ne konstrukcije. Sledi nadaljevanje raziskav ugotavljanja lastnosti in zna~ilnosti zemljin ter hribinske mase zaradi prilagajanja geolo{ko – geomehanskim spremembam med samo izvedbo (PZI) ter preverjanje rezultatov numeri~nih analiz s tako pridobljenimi vhodnimi podatki. Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 363 V za~etni fazi raziskav (faza PGD) je obravnavano podro~je potrebno podrobno inženirsko geolo{ko skartirati in dolo~iti potek litolo{kih mej ter poiskati vse golice za natan~ne meritve razpok v hribinski masi podlage zemljin. Zavedati se je treba, da so raziskovalne vrtine le to~kovni podatek, zato se je {e posebej potrebno potruditi pri podrobnem kartiranju razpoložljivih golic. Pomagamo si tudi s sondažnimi razkopi, v katerih je prav tako potrebno opraviti meritve plastovitosti, razpok ter podrobno popisati povr{insko stanje kamenine. V kolikor je na obravnavanem obmo~ju debelej{i preperin-ski pokrov si pomagamo tudi z geofizikalnimi preiskavami (geoelektri~ne in seizmi~ne meritve). Za podzemne objekte je najbolje izvesti raziskovalni rov s podrobnim karti-ranjem »in situ« meritvami ter z odvzemom vzorcev za laboratorijske preiskave. Možna je tudi kombinacija navpi~nih in vodoravnih raziskovalnih vrtin. Geotehni~ne, geomehanske in hidrogeolo{ke preiskave ter meritve »in situ« Podrobna dolo~itev litolo{kih mej in do-lo~itev prostorske lege hribinske podlage s pomo~jo inženirsko geolo{kega kartiranja nam v naslednji fazi preiskav (faza PZI) služi tudi za optimalno dolo~itev razporeditve raziskovalnih vrtin. Z njimi je potrebno pokriti klju~na mesta, ki jih zahtevajo oblika, velikost in na~in temeljenja na~rtovanih objektov. V zgornjih delih pokrova zemljin (kvartarnih nanosov) in tudi umetnih nasipov ter preperinskega sloja v obmo~ju preperele hribinske mase poteka vrtanje rotacijsko na suho. Pri tem se preperele kamenine {e bolj po{kodujejo. Naloga inženirskega geologa je podrobna dolo~itev in medsebojna razmejitev litolo{kih ~lenov (velikost in oblika zrn, gostotno in konsisten~no stanje zemljin, mokre in vlažne cone, dotoki vode in morebitni drugi posebni pojavi) stopnje in globine preperevanja ter vpliva erozijskih procesov, ali celo plazenja. Pri tem nam v koherentnih zemljinah pomagajo meritve enoosne tla~ne trdnosti (z žepnim penetrometrom) v neko-herentnih zemljinah pa standardni penetra-cijski preizkusi (SPT – dolo~itev gostote in stopnje preperelosti) ter preiskave penetra-bilnosti hribin. V primeru debelej{ih slojev koherentnih zemljin (aluvijalni nanosi, barjanski, jezer- ski ali morski sedimenti) izvajamo v vi{jih fazah projektiranja poleg vrtin tudi stati~ne penetracijske sonde (CPT) z meritvami odpora pod konico in trenja po pla{~u ter por-nih tlakov in njihove disipacije. Za manj{e globine na tak{nih tleh, predvsem pri na~r-tovanju zgornjega ustroja cest, železnic, energetskih in drugih vodov (plinovodi, naftovodi, tla~ni vodi, vodovodi…) uporabljamo v zadnjem ~asu tudi ultra lahko sondo (»Panda«), s katero na podlagi meritev odpora pod konico in trenja po pla{~u, izra~una-mo s pomo~jo empiri~nih obrazcev nedreni-rano strižno trdnost ter dolo~imo koeficient nosilnosti temeljnih tal nasipov (CBR). ^e na podro~ju na~rtovane gradnje nastopajo debelej{i sloji nekoherentnih zemljin pa sondažne vrtine kombiniramo s preiskavami z dinami~no penetracijsko sondo (DP). S pomo~jo empiri~nih obrazcev izra~unavamo gostotno stanje nekoherentnih zemljin (do manj{ih globin lahko preiskujemo tudi koherentne zemljine – problem ve~jega odpora po pla{~u sonde) ter posredno kot notranjega trenja in module elasti~nosti. V kompaktnih trdih kameninah pa se je potrebno pri vrtanju poslužiti tehnologije vrtanja z dvojno, ali ve~stenskim jedrnikom, ob uporabi diamantnih kron in hlajenjem z vodo, pri mehkih kameninah in me{anih hribinskih masah pa z uporabo težke poli-merne izplake. Med vrtanjem je za izdelavo geotehnolo-{kih na~rtov potrebno v trdih in mehkih kameninah opraviti meritve s presiometrom, v koherentnih zemljinah pa meritve z dilato-metrom ter odvzeti vzorce za laboratorijske preiskave. V nekoherentnih zemljinah in mo~no preperelih hribinskih masah izvajamo presiometerske meritve s posebno sondo za zemljine. Skrbno je potrebno registrirati globino pojave podzemne vode, {e posebej takrat ko je vezana na razpoklinske sisteme. Zelo pri-poro~ljivo je opraviti tudi nalivalne preizkuse in meritve z vodo pod pritiskom (VDP). ^e imamo vrtine na primerni razdalji je priporo~ljivo opraviti tudi »crosshole« meritve (geofoni razvr{~eni v dveh vrtinah, pri ~emer dobimo s proženjem seizmi~nih valov zelo kvalitetno preslikavo), ali vsaj »down hole« meritve (geofoni razvr{~eni v eni vrtini) kombinirati s seizmi~nim profiliranjem (geofoni razvr{~eni na povr{inskem profilu) in napraviti seizmi~no tomografijo. Po zaklju~ku vrtanja je potrebno v izbrane vrtine vgraditi inklinometrske cevi za kasnej- 364 {e spremljave globokih pomikov med gradnjo (projektiranje po opazovalni metodi). Naloga inženirskega geologa pri popisu jedra vrtin v hribini je podrobno ugotoviti litolo{ko zgradbo in ustrezno kategorizirati hribinsko maso. Pri tem je potrebno najprej dolo~iti obmo~je vrednosti geolo{kega trdnostnega indeksa GSI (Marinos in Hoek, 2000, 2005) ter odvzeti vzorce za laboratorijske preiskave. Zelo pomembno je tudi do-lo~iti morebitne fosilne in aktivne drsine ter strukturno tektonske elemente (prostorska lega in debeline plasti, dolo~itev morebitnih oslabljenih con, gub…). V trdih kompaktnih kameninah je od laboratorijskih preiskav potrebno izvesti vsaj preiskave enoosne tla~ne trdnosti, ~e je mo-go~e tudi z dolo~itvijo deformacijskih parametrov (modul elasti~nosti in Poissonov ko-li~nik), v preperelih kameninah pa preiskave to~kovnega trdnostnega indeksa vzporedno in pravokotno na plasti. V mehkih kameninah je potrebno opraviti direktne strižne, rotacijske strižne, ali ~e je le mogo~e triosne strižne preiskave. V tektonsko pregnetenih ali druga~e oslabljenih conah mehkih kamenin je potrebno opraviti tudi edometrske preiskave z dolo~itvijo modula stisljivosti, koeficienta prepustnosti ter koli~nika por. Zelo pomembno je dolo~iti tudi mine-ralo{ko zgradbo, strukturo in teksturo kamenine. V ta namen izvedemo hkrati z geomehanskimi laboratorijskimi preiskavami mineralo{ko petrografske preiskave (lahko tudi na istih vzorcih). Dobro je izvesti tudi mikroskopske in rentgenske analize. Rezultati nam služijo za izra~un materialnih konstant od preperele do kompaktne kamenine. Potek in vrednotenje ve~ine opisanih preiskav je standardiziran (SIST – EN 7) in kon~no tudi sprejet v Republiki Sloveniji leta 2004. Analize za dolo~itev materialnih parametrov in poru{itvenih mehanizmov Osnova vsake analize za dolo~itev medsebojnega vpliva na~rtovane gradnje in naravnega okolja, bodisi z izkopom, nasipava-njem, rudarskimi metodami, ali njihovimi kombinacijami, je izdelava ustreznega {te-vila geolo{ko-geotehni~nih prerezov (pre~-nih in vzdolžnih) na podlagi inženirsko geo-lo{ke karte ter vseh pridobljenih terenskih podatkov in meritev. Prerezi morajo pokriti celotno obmo~je na~rtovane gradnje, v pri- Drago Ocepek & Jasna Jerman meru vpliva na druga obmo~ja, ali celo objekte, je tudi te potrebno vklju~iti vanje. Geolo{ko geotehni~ni prerezi s podrobno podano litolo{ko zgradbo, prostorsko lego osnovne hribine in z vsemi pridobljenimi pomembnimi podatki (nivoji vode, vlažne cone, fosilne in aktivne drsine, erozijske, tektonske in preperele cone) služijo za na~r-tovanje primernih naklonov izkopov, nasipov, ali potrebne oblike in velikosti podzemnih posegov, kot tudi dolo~itev potrebne globine in na~ina temeljenja objektov. Za izdelavo geotehnolo{kega projekta je potrebno ustrezno analizirati vse kriti~-ne prereze (maksimalne vi{ine izkopov in nasipov, obmo~ja najglobljih drsin in tektonsko pretrtih con…) ustrezno analizirati. Pri geotehni~nih konstrukcijah je potrebno upo{tevati interakcijo med objektom in naravno geolo{ko zgradbo (tudi v morebitnih kriti~nih vmesnih izkopnih fazah, ali fazah nasipavanja). Za potrebe tak{nih analiz obstaja danes (z obravnavanjem faznosti gradnje) vrsta zelo kvalitetnih ra~unalni{kih programov (2 D in 3D), s katerimi je možno tako zemljine, kot hribinske mase in potrebne podporne in oporne ukrepe ustrezno modelirati. Vendar je pri izbiri ustreznih materialnih modelov potrebno posvetiti posebno pozornost tudi vsem fizikalnim spremembam v zemljinah, hribinski masi in podpornih ali opornih ukrepih (~asovne spremembe pornih tlakov, napetostno deformacijska relaksaci-ja hribinske mase zaradi gradbenih posegov, pomiki zemljin in hribin ter opornih in podpornih ukrepov in samih objektov, vklju~no s seizmi~nim pospe{kom). Zahtevne gradnje s pomo~jo geotehni~nih podpornih ali opornih ukrepov, kot tudi podzemne gradnje opazujemo s pomo~jo skrbno na~rtovanega tehni~nega opazovanja – monitoringa. Tako lahko rezultate analiz preverjamo in po potrebi potrebne geotehni~ne ukrepe dodamo med samo gradnjo, ali po potrebi tudi po njej. Tako lahko verificiramo uporabljene materialne modele in vhodne parametre za nu-meri~ne analize. Za izbiro ustrezne analize in dolo~itev potrebnih vhodnih parametrov nam najprej služi podrobno izdelan geolo{ko geotehni~ni prerez. Na njem je potrebno vnaprej predvideti poru{itveni mehanizem, ki bi nastal ob na~rtovanih gradbenih posegih. V kolikor pa na~rtujemo sanacijo plazov ugotovimo globine drsin pri popisu vrtin (kasneje jih Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 365 lahko potrdimo z meritvami inklinacij vgrajenih v vrtine in nivojev nihanja vode). Pri hribinskih podorih pa lahko merimo drsne ploskve neposredno. V nadaljevanju prispevka se bova omejila na dolo~itev poru{itvenih mehanizmov in materialnih parametrov v trdih in me{anih hribinskih masah. V obeh primerih je potrebno opraviti podrobne meritve prostorske lege in fizikalnih lastnosti strukturnih elementov hribinske mase. V za~etni fazi raziskav je podro~je predvidenih gradbenih posegov potrebno podrobno inženirsko geolo{ko kartirati z na-tan~nimi meritvami razpoklinskih sistemov, hkrati pa popisati vrtine in v njih izvesti ustrezne »in situ« preiskave ter odvzeti vzorce za laboratorijske raziskave. Za ka-rakterizacijo hribinske mase uporabljamo hribinsko klasifikacijo za razpokane in me-{ane hribinske mase z dolo~itvijo obmo~ja vrednosti geolo{kega trdnostnega indeksa – GSI (Marinos & Hoek, 2000, 2001). Najprej jo uporabljamo v fazi raziskav za izdelavo projekta in kasneje za dolo~itev med samo izvedbo, ob upo{tevanju faktorja po-{kodovanosti hribinske mase D, zaradi na~i-na in kvalitete izkopa ter relaksacije hri-binske mase (Hoek & Diederichs, 2006). ^e obstajajo v hribinski masi dominantne razpoke, ki lahko povzro~ijo translacijske, ali rotacijske poru{itvene mehanizme, velja omejitev za uporabo obravnavane metode. Posledice so zdrs po eni razpoki (diskonti-nuiteti/plastovitosti), ali klinast zdrs, ki ga omejujejo prese~ne ravnine dveh do treh razpoklinskih sistemov (Ocepek, 2005). ^e v hribinski masi ugotovimo možnost strukturnih poru{itev zaradi pomembne vloge razpoklinskih sistemov, je potrebno napraviti kinemati~ne analize (Schubert et al., 2004). V druga~nih okoli{~inah lahko obravnavamo hribinsko maso kot enotno in izo-tropno. Na podlagi posplo{enega Hoekove-ga in Brownovega poru{itvenega kriterija z aplikacijo na plitve, ali globoke predore ter brežine, dolo~imo trdnostno deformacijske parametre hribinske mase razli~ne kvalitete (Hoek et al., 2002). Prostorska porazdelitev strukturnih elementov hribinske mase Vse meritve prostorske lege razpok v hri-binski masi po posameznih golicah in son-dažnih ja{kih, ter kasneje izvedene tudi v fazi izkopa (PZI), uporabimo za izdelavo zbirnega, konturnega diagrama polov razpok. Ro~no izvedene meritve v zadnjem ~asu zamenjujejo tudi razli~ne fotogrametri~ne tehnike. Te so uporabne predvsem za meritve povr{in brežin ali sten in stropa predorov (Pöttsch, 2006). Fotogrametri~ne podatke obdelamo s posebnim ra~unalni{kim programom (Joint Matrix 3 D, Gaisch et al., 2006) in prostorske lege razpoklinskih sistemov v obliki preglednic izvozimo v drug ra~unalni{ki program. Tako pridobljene prostorske podatke strukturnih elementov hribin (lahko tudi s pomo~jo klasi~nih meritev) obdelamo statisti~no. V nasprotju s klasi~no ro~no obdelavo je zelo uporaben programski paket Rocscien-ce – program DIPS. Z njim si pomagamo pri dolo~itvi kontur zgostitev prostorske porazdelitve razpok na projekciji enakih povr{in, ali enakih kotov. Na tem diagramu tvorijo meridiani maksimumov zgostitev prese~ne razpoklinske sisteme z meridiani projektiranih brežin, ki jih oklepa kriti~no podro~je kroga strižnega kota. Za strižni kot izberemo najnižjo vrednost, dolo~eno za hribin-sko maso na podlagi izra~una posplo{enega poru{itvenega kriterija po Hoeku in Brow-nu (Hoek et al., 2002, 2006), ali po starej{i geomehanski klasifikaciji za hribinske mase (Bieniawski, 1989). Z Marklandovim testom ugotovimo, ali je izpolnjen pogoj za zdrs klina ali bloka, ali pa možnost strukturne poru{itve celo iz-klju~imo. V kolikor tvorijo meridiani maksimumov zgostitev prese~i{~a razpoklinskih sistemov znotraj kriti~nega podro~ja, je potrebno ra~unati z možnostjo strukturnih po-ru{itev. Te je potrebno preveriti s prostorskimi hribinskimi stabilnostnimi analizami. Dolo~itev strižnih karakteristik razpok Za izra~un prostorskih hribinskih sta-bilnostnih analiz moramo ugotoviti strižne karakteristike razpok. V kolikor je na obravnavanem podro~ju že bila kak{na poru-{itev se je najprikladneje poslužiti povratne hribinske stabilnostne analize. ^e so razpoke zapolnjene z mehkej{imi glinastimi polnitvami lahko opravimo tudi laboratorijske preiskave. Te so primerne predvsem v mehkih kameninah, kjer jih je potrebno opraviti na intaknih vzorcih. Številne prakti~ne izku{nje kažejo, da so rezultati povratnih analiz najbolj primerljivi s triosnimi striž-nimi preiskavami. 366 Drago Ocepek & Jasna Jerman Strižne karakteristike razpok v trdnih kameninah najlaže določimo s pomočjo izračuna po metodi Bartona in Bandisa (1990). Pri tem se lahko poslužujemo vizualne klasifikacije tipičnih hrapavih površin razpok (Barton & Choubey, 1988), ali pa določimo hrapavost s pomočjo meritev (vedno bolj se uporabljajo tudi elektronski merilni pripomočki in posebne tehnike za določitve geometrije intaktnih hribinskih blokov, Milne et al., 1991, 1992) ter kvantitativne analize. Najprej določimo koeficient hrapavosti v merilu laboratorijskega vzorca. Za vhodne podatke uporabimo podrobne meritve razpok na golicah, jaških in v vrtinah (vrtanje z diamantno krono ob uporabi dvostenskega jedrnika z vodnim hlajenjem) ter določitve enoosne tlačne trdnosti vzorcev. Osnovni kot notranjega trenja b določimo z laboratorijskimi strižnimi preiskavami, lahko pa tudi na podlagi posplošenega Hoekovega in Brownovega kriterija. Najprej opravimo korekcijo koeficienta hrapavosti in koeficienta trdnosti sten razpok (enačbi 2 in 3) med velikostjo vzorcev in velikostjo hribinskih blokov, nato pa za izbrano območje napetosti določimo povprečno strižno trdnost razpok po naslednji enačbi (Barton & Bandis, 1990): t = (Tn tan \h + JRClogw\------ (1) (. 0,02JRC0 - (2) -o,03ycs0 JCSn = JCSJ —s\ (3) - JRC: koeficient hrapavosti razpok, z indeksi pripadajočimi vzorcu, ali bloku, - JCS: tlačna trdnost sten razpok, z indeksi pripadajočimi vzorcu, ali bloku, - L. : dolžina vzorca (100 mm), U - L : dolžina »in situ« hribinskega bloka. n Geolo{ki trdnostni indeks GSI ter posplo{en Hoekov in Brownov poru{itveni kriterij Na podlagi posplo{enega Hoekovega in Brownovega poru{itvenega kriterija (Hoek et al., 2002) z aplikacijo za brežine, ali predore dolo~imo trdnostno deformacijske parametre razli~ne kvalitete hribine. Ti nam kasneje pomagajo pri izdelavi geostati~nih analiz napetostno deformacijskega stanja izkopa in varovanja z opornimi ukrepi, ter posredno pri prostorskih hribinskih stabil-nostnih analizah, z dolo~itvijo potrebnih opornih ukrepov za varovanje brežine, ali podzemne kaverne po izkopu. Vhodne podatke za izra~un poru{itve-nega kriterija pridobimo s pomo~jo podrobnega inženirsko geolo{kega kartiranja z meritvami razpok in dolo~itvijo geolo{kega trdnostnega indeksa – GSI ter enoosne tla~-ne trdnosti, ali s pomo~jo parov efektivnih napetosti triosnih preiskav. Geolo{ki trdnostni indeks so vpeljali Hoek, Kaiser in Bawden (1995). Sistem omogo~a postopek za dolo~itev redukcije trdnosti hribinske mase v razli~nih geolo-{kih pogojih. Zadnje spremembe v smislu raz{iritve na hribine me{ane sestave so opravili Hoek, Marinos in Benissi leta 1998, Marinos in Hoek, 2000 ter 2005. Geolo{ki trdnostni indeks temelji na li-tolo{ki zgradbi, strukturi in povr{inskih pogojih diskontinuitet v hribinski masi. S kombinacijo dveh osnovnih parametrov geo-lo{kih procesov, blokovnosti mase in lastnosti razpok, odraža glavne pogoje geolo{ke formacije. Pri kartiranju izkopa ga dolo~i-mo s primerjavo strukture, prikazane na slikah, v posebnih preglednicah. Posebej je potrebno poudariti, da brez podrobnih meritev diskontinuitet (prostorska lega, {tevi-lo razpoklinskih sistemov, velikost blokov, povr{insko stanje razpok z upo{tevanjem hrapavosti, polnitev in stopnje preperelosti ter tektonske po{kodovanosti), primerjava s preglednicami ni možna. Pri dolo~itvi je bolje opredeliti obmo~je vrednosti, kot podati to~no vrednost. Ocenjevanje geolo{kega trdnostnega indeksa otežujejo po{kodbe, ki jih povzro~i miniranje. Pri ocenjevanju je najprimerneje uporabiti nepo{kodovane povr{ine. V novej-{i klasifikaciji (Marinos & Hoek, 2000), ki je uporabljena tudi v posebnem programskem paketu RocLab (Rocscience 2006) za izra~un posplo{enega poru{itvenega kriterija, je posebej prikazana preglednica za dolo~itev faktorja poru{enosti hribine D. Za kvalitetnej{e hribinske mase (GSI > 25) je možno vrednost GSI dolo~iti posredno s pomo~jo klasifikacije Bieniawskega (RMR, 1976, 1989) po naslednjih zvezah: GSI = RMR76' (4) GSI = RMR89' – 5 (5) Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 367 Pri tem je potrebno pri vrednotenju RMR razmerje to~k za podzemno vodo postaviti na 15 (popolnoma suho) in pogoj prostorske lege razpok (zelo ugodna lega) na 0. Vendar je v dana{njih razmerah bolj priporo~ljivo direktno dolo~ati geolo{ki trdnostni indeks, za vrednotenje starej{ih podatkov pa uporabiti zgoraj podani relaciji. Pri dolo~evanju lastnosti hribinske mase po sistemu Hoe-ka in Browna je najpomembnej{a redukcija materialnih konstant ?ci in mi z njihovih »intaktnih – i« laboratorijskih vrednosti na pridobljene vrednosti razpokane hribinske mase, kar dosežemo z geolo{kim trdnostnim indeksom (GSI). Vrednosti kostant mi, ki so bile glede na prvotno klasifikacijo korigirane na podlagi {tevilnih laboratorijskih preiskav in izku{enj inženirskih geologov, so prikazane v posebni preglednici (Hoek & Marinos, 2000). Pri dolo~itvi nam zelo pomaga dolo~itev strukture in teksture ter kristalne zgradbe kamnin na podlagi mine-ralo{ko petrografskih preiskav. Po dolo~itvi obmo~ja indeksa GSI lahko izra~unamo parametre za vrednotenje trdnostnih karakteristik hribinske mase: mi = mse GSI -100 28-14Z) (6) mb je vrednost Hoekove in Brownove konstante m za hribinsko maso, mi je konstanta odvisna od povezanosti kristalne zgradbe (dolo~itev iz preglednice), D je faktor po{kodovanosti hribinske Na Univerzi v Torontu je bil izdelan ra~u-nalni{ki program »RocLab«, ki je dostopen na svetovnem spletu (www/rocscience.com). Program je bil od prve objave že ve~krat (Hoek et all, 2002) nadgrajen. Program Roc-Lab, temelji na dopolnjenih ena~bah za do-lo~itev konstant s in a, ki vklju~ujeta faktor po{kodovanosti hribinske mase D: mb=m 2 6V GS/-100 , 28-14D GS7/15 -20/3 (7) (8) Prvotno je bila po klasifikaciji Bieniaw-skega podana ocenitev elasti~nega modula na podlagi RMR vrednosti (Serafim & Pe-reira, 1983), na podlagi povratnih analiz deformacij pri temeljenju visokih pregrad za bolj kvalitetne hribine. Ena~ba je na podlagi prakti~nih opazovanj in povratnih analiz obna{anja hribinskih mas slabe kvalitete, za take hribine modificirana. Tudi ta ena~ba (Hoek et al., 2002) vklju~uje faktor po{kodovanosti hribinske mase, nastale zaradi po{kodb pri izkopu (mehanski izkop ali miniranje) in umiritev napetosti: GSI-10 10 40 (GPa) (9) V tej ena~bi GSI zamenjuje RMR tako, da je modul Em reduciran progresivno, ko je vrednost ?ci < 100. Ta redukcija temelji na dejstvu, da so deformacije v hribinskih masah bolj{e kvalitete odvisne od razpok, v hribinskih masah slab{e kvalitete pa pripadajo skupnemu deformacijskemu procesu intaktnih kosov hribine. Za razpokane hribinske mase je bila nazadnje razvita ena~ba posplo{enega poru{it-venega kriterija: (7 = a, + a"(m>% + ') (10) kjer sta » i O 5 9 vil, da je mehka me{ana hribinska masa po svojih mehanskih in fizikalnih lastnostih ~asovno odvisna. Obravnavanje poru{nih mehanizmov je zato izredno zapleteno. Pri vsaki simulaciji moramo uporabiti dolo~ene predpostavke. Na podlagi opravljenih preiskav lahko preprosto ugotovimo, da ve~je kot je merilo obdelave, ve~ je tudi uporabljenih predpostavk. Najprej se tu odpira vpra{anje kako v model ~im bolj realno zajeti me{ano hri-binsko zgradbo. Temu takoj sledi realno obravnavanje strukture, stopnje tektonske po{kodovanosti in spremembe zaradi vsrkavanja vode, precejanja ter razpadanja in posledi~nega alteriranja tako strukture kot same zgradbe. Na vsak na~in morajo biti posplo{itve realne in se jih moramo pri nadaljnji obdelavi zavedati ter jih primerno vklju~iti v interpretacijo rezultatov. V nadaljevanju prispevka prikazujeva na dveh realnih primerih potek potrebnih preiskav in analiz za izdelavo geotehnolo{kih na~rtov v katere sva vklju~ila pridobljeno teoreti~no znanje na podlagi povratnih numeri~nih analiz zbruskov pridobljenih Slika 7. a) Vektorji deformacij. Maksimalna velikost vektorja deformacij je 0,347 mm, kar se zelo dobro ujema z merjeno deformacijo pri povečevanju digitalne slike zbruska. b) Mohrov napetostni krog celotnih napetosti (v kPa) v območju striga po kremenovi žili, kjer so nastale maksimalne deformacije. Toial sire» at Nxle 1399 1M2S ji I-----1-----1-----1—l—1—I—I-----1-----1-----1 M M 41 10 12 H ID H ZJ ZZ Zi "ftnrüfc tum iz intaktnih vzorcev po preseženi vrhunski trdnosti v triosnem strižnem aparatu in tudi neporu{enih, ki so bili obremenjeni z naravnimi procesi (prekonsolidacijski tlak in tektonski procesi). Rezultati tak{nih analiz so zelo primerni za dolo~itev medsebojne prostorske lege glavne navpi~ne in bo~ne napetosti, ki nista nujno medsebojno pravokotni (Ocepek, 2005), kar je zelo pomembno pri projektiranju podzemnih gradenj. V proces preiskav, analiz in izdelave obeh projektov sva vklju~ila tudi pridobljene prakti~ne izku{nje pri izdelavi podobnih projektov v preteklosti (Ocepek & Pipen-baher, 1998; Ocepek & Vogrin~i~, 1998, 2000; Ocepek & Štern, 2004). Geotehnolo{ki na~rt sanacije podora v Ba{ki grapi V Ba{ki grapi je marca leta 2006 po dalj{em sneženju in nato otoplitvi in top-ljenju snega pri{lo do ve~jega skalnega po-dora na regionalno cesto R403/1072 Ba~a– Koritnica. Na naslednji sliki prikazujeva previsno brežino po nastanku podora: 374 Drago Ocepek & Jasna Jerman Slika 8. Previsna brežina po podoru na cesto v Ba{ki grapi Cesta poteka po pobo~ju, ki ga v celoti gradijo zgornje triasne plasti - »ba{ki dolomit«. V tej seriji dobimo plastovite dolomite sive do temno sive barve z vložki plo{~atih apnencev in s temno sivimi do ~rnimi rožen-ci, ki se pojavljajo kot gomolji ali do 30 cm debele plasti. Nadalje dobimo {e masivne, delno debelo plastovite dolomite z vložki temno sivih bituminoznih dolomitov in z vložki bre~. Preko terena gre v dinarski smeri Rav-nikarski prelom, približno vzporedno z njim pa je {e ve~ manj{ih lokalnih prelomov. Dolomiti obeh enot so na danem obmo~-ju mo~no razpokani, ob prelomih pa tudi milonitizirani. Razpoke so v razli~nih smereh, ve~inoma odprte, delno zapolnjene z gru{~em, po povr{ini so hrapave, valovite do gladke. V hidrogeolo{kem smislu ima kompaktna hribina razpoklinsko poroznost in je slabo prepustna, preperela hribina pa je srednje prepustna, saj je mo~neje razpokana, ponekod tudi razpadla (medzrnska do razpoklin-ska poroznost). Spodnji del pobo~ja proti strugi Koritni-ce prekriva pobo~ni gru{~. V manj{ih koli-~inah ga dobimo na nivoju ceste le ob ve~jih prelomnih conah, kjer so nakazane erozijske grape. Pobo~ni gru{~ sestavlja pretežno pe-{~en gru{~ dolomita z razli~no velikimi kosi in ve~jimi bloki le tega. Je dobro prepusten in v gostem gostotnem stanju. Cesta leži na umetnem nasipu, ki je zaradi prometa zbit in je v zelo gostem gostot-nem stanju. Za dolo~itev na~ina možne poru{itve in materialnih parametrov pri izdelavi projekta za izvedbo (PZI) sanacije podora smo opravili naslednje preiskave in analize: – podrobne meritve razpok previsne bre-žine, ki so jih opravili tudi alpinisti, – statisti~no analizo prostorske porazdelitve razpok s konturnim diagramom, – terenske in laboratorijske preiskave za dolo~itev strižnih karakteristik drsin in razpok, – geolo{ki trdnostni indeks GSI ter po-splo{en Hoekov in Brownov poru{it-veni kriterij hribinske mase v prostoru projektiranja sanacije podora, – prostorske hribinske stabilnostne analize, – numeri~ne analize dveh variant sanacije podora. Obravnavano obmo~je je bilo najprej posneto geodetsko. Geodetske podlage so nam služile pri podrobnem inženirsko geolo{kem kartiranju z meritvami razpok. Pri kartiranju smo sledili vsem nastopa-jo~im inženirsko geolo{kim enotam pod cesto, tudi lo~evanju meje preperine s hribino, opazovanju strukturno tektonskih elementov v hribini: merjenju vpada plasti in razpok. Pri meritvah razpok so bili podrobno popisani kvalitativni in kvantitativni elementi, kot so polnitve in {irina razpok, pogostnost Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 375 pojavljanja, opis hrapavosti ploskev, kaver-noznost in precejanje vode. Meritve razpok so se izvajale po celotni brežini nad cesto in tudi v vi{e leže~ih delih brežine (geologi alpinisti). Ob ploskvah razpok podora smo odvzeli devet vzorcev za laboratorijske preiskave. Podatke inženirsko geolo{kega kar-tiranja smo prikazali na inženirsko geolo{ki karti in jih upo{tevali pri izdelavi geolo{ko-geotehni~nih prerezov. Pridobljeni podatki so nam potem pomagali pri dolo~anju geomehanskih parametrov, katere smo skupaj z laboratorijskimi preiskavami in meritvami »in situ« upora- bili pri stabilnostnih in geostatičnih analizah. Na naslednji sliki prikazujeva kritični geološko geotehnični prerez, ki smo ga v nadaljevanju obdelali s stabilnostnimi in geo-statičnimi analizami. Preiskave enoosne tlačne trdnosti baškega dolomita z meritvami deformacij Preizkus enoosne tlačne trdnosti smo izvedli na štirih vzorcih baškega dolomita z roženci,izrezanimi z diamantno žago v obliki štiristranega kvadra. Preiskali smo tri vzorce kompaktnega dolomita in enega z in-herentno oksidirano razpoko. Vzorci so bili opremljeni z deformametri, tako smo med preiskavo do porušitve in po njej merili deformacije. Pri enoosnem postopnem cikličnem obremenjevanju smo merili deformacije v horizontalni in vertikalni smeri. Pri 50 % obremenitvi od porušitve smo izračunali povprečni modul elastičnosti ter povprečni modul elastičnosti po preseženi vrhunski trdnosti: ¦ ¦ ¦ > Slika 9. Kritični geološko geotehnični prerez stanja po izvedbi gladkega miniranja 376 Drago Ocepek & Jasna Jerman Preglednica 2. Enoosna tla~na trdnost in modul elasti~nosti intaktnih vzorcev Vrsta kamenine povpre~na enoosna tla~na trdnost pri poru{itvi ?max (MPa) povpre~ni modul elasti~nosti pri 50 % obremenitvi: E50 (MPa) povpre~ni modul elasti~nosti po poru{itvi: Eap (MPa) Kompakten dolomit z roženci 28,85 4.667 2.544 Dolomit z rožencem in oksidirano razpoko 13,69 2.500 1.375 Stabilnostne analize podora Na podlagi podrobnega inženirsko geolo-{kega kartiranja in natan~nih meritev razpok (geologi alpinisti) ter laboratorijskih preiskav odvzetih vzorcev hribin (dolo~itev trdnostno deformacijskih karakteristik razpok in hribinske mase), smo izdelali stabil-nostne analize. Podlaga prostorskim hribin-skim stabilnostnim analizam so statisti~no dolo~ene ploskve prese~i{~ razpoklinskih sistemov, ki tvorijo prese~i{~a z ravninami obstoje~ih naklonov brežin. Statisti~na analiza razpok z dolo~itvijo kriti~nega podro~ja Podrobne meritve prostorskih elementov hribine (vpadov plasti in razpok – 196 meritev) smo statisti~no obdelali in jih prikazali kot zgostitve polov na 1 % povr{ine ekva- torialne ploskve. Pri tem smo uporabili ra~-unalni{ki program Rocscience – DIPS (verzija 5.105). Izbrali smo varianto analize s Fischerjevimi zgostitvami, ki je najprimer-nej{a za prostorsko porazdeljene podatke in obravnava enake kote. Maksimume zgostitev smo prikazali (slika 2) z meridiani, skupaj z meridiani obstoje~e zgornje in spodnje bre-žine. Upo{tevali smo tudi izra~unan strižni kot po razpokah: 28° (analiza drsine). Ta kot krožnica na ekvatorialni ravnini oklepa s prese~i{~i zgornje in spodnje brežine kriti~-no podro~je, v katerega lahko padejo pre-se~i{~a meridianov razpoklinskih sistemov in plastovitosti. S statisti~no analizo in z Marklandovim testom (lega možnih prese~i{~ v kriti~nem podro~ju) smo ugotovili, da ležijo v kriti~-nem podro~ju tri možna prese~i{~a meridia-nov maksimumov ploskev strižnih in nateznih razpok z maksimalno zgostitvijo 7,5 %. Analizo prikazujeva na naslednji sliki: Slika 10. Statistična analiza razpok Fisher Concentrations % of total per 1.0 % area 0.00 1.00 2,00 3.00 4.00 5,00 6.00 7.00 8.00 9.00 - 1.00% - 2.00% ~ 3,00% - 4.00% - 5.00% - 6,00% ~ 7.00% - 8.00% - 9.00% ¦10.00% No Bias Correction Max. Cone. = 7.4953% Equal Angle Lower Hemisphere 198 Poles 196 Entries sttlžni kot 2 S st. Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 377 Klju~ne kriti~ne bloke tvori kombinacija prese~i{~ naslednjih razpoklinskih sistemov, prikazane v naslednji preglednici: Preglednica 3. Kvantiteta in kvaliteta kriti~nih statisti~nih razpoklinskih sistemov Vrsta razpok Statisti~na prostorska lega Odprtost – {irina Valovitost, hrapavost, kavernoznost Pogostost pojavljanja Precejanje vode 1. strižne razpoke 229°/50° delno odprte, {. ? 5 mm Rahlo valovite, rahlo hrapave 0,7 m - 1,0 m izcejanje vode, kapljanje 2. strižne razpoke 122°/31° delno odprte, {. ? 5 mm Rahlo valovite, rahlo hrapave do hrapave 0,5 m - 0,7 m vlažne 3. natezne razpoke (»strehe« previsnih delov brežine) 26°/20° odprte, {. = 5 mm – 1 cm Rahlo valovite, rahlo hrapave do hrapave s pogostimi ve~jimi kavernami 1,2 m - 1,4 m mo~ni dotoki vode, precejanje Za globalno stabilnost brežine so posebej nevarne odprte strižne in natezne razpoke, ki so dobro prevodne za vodo, hkrati pa izredno ob~utljive na ponavljajo~e se potrese. Ob potresih (tudi dinami~ni prometni obtežbi težkih tovornih vozil na ozki cesti) se razpoke {irijo, pri ~emer se znižuje kohezijska trdnost njihovih bolj ali manj sprijetih sten. Prostorske hribinske stabilnostne analize Prostorske hribinske stabilnostne analize smo obdelali z ra~unalni{kim programom Rocscience – SWEDGE 4.080 po metodi Hoeka & Braya. Pogoj za zdrs klina raz-li~nih kombinacij prese~nih razpoklinskih sistemov razpok, ugotovljenih z meritvami na obstoje~em 55 m visokem vkopu breži-ne, je bil dolo~en z Marklandovim testom na Schmidtovem diagramu razpok za obsto-je~o zgornjo in spodnjo brežino na kriti~nem pre~nem profilu P–7. Fizikalne karakteristike razpokane hri-binske mase smo izra~unali na podlagi do-lo~itve s povratno analizo pri nastalem po-doru v primerjavi z analizo strižne trdnosti Preglednica 4. Profil Vi{ina spodnje brežine (m) Hidrostati~ni pritisk v razpokah (%) Globalna varnost (F) nezavarovane brežine P-2 do P-9 Obstoječa brežina 55 100 1,023 Projektirana Brežina po miniranju 55 100 1,311 Preglednica 5. Rezultati izra~una Hoekovega & Brownovega poru{itvenega kriterija Hribinska masa GSI rrii 9 9 "ci-povp (MPa) strižni kot: ? kohezija c (kPa) modul elasti~nosti E (MPa) (1Hoek et al., 2002, 2Hoek & Diederisch, 2005) Razpokan Ba{ki dolomit 55 do 60 28,85 31,7° 1.565 S.036,611 6.783,572 Razpoklinska cona v ba{kem dolomitu 43 do 47 = 13,7 28,2° 608 2.775.622 378 Drago Ocepek & Jasna Jerman razpoke po Bartonu in Bandisu. Vhodni podatki za analizo so bili laboratorijska dolo~itev trdnosti razpoke in analiza po po-splo{enem Hoekovem in Brownovem poru-{itvenem kriteriju za brežine (GHB). Za de-formacijsko popu{~anje drsine je bil posebej dolo~en tudi geolo{ki trdnostni indeks (GSI = 45). Na vzorcih je bil ob razpokah v laboratoriju dolo~en tudi koeficient hrapavosti JRC = 14. Tako koeficient hrapavosti kot tudi trdnost sten razpok JCS, sta bila korigirana za povpre~no velikost bloka (velikost dolo-~ajo prese~ni razpoklinski sistemi), ki zna{a 1,34 m. Na naslednji sliki je prikazana laboratorijska preiskava enoosne tla~ne trdnosti s cikli~nim obremenjevanjem in razbremenjevanjem ter hkratnimi meritvami deformacij intaktnega vzorca: Rezultati povratne prostorske hribinske stabilnostne analize podora Rezultati analiz možnosti strukturnih poru{itev v spremenljivih geolo{ko geomehanskih pogojih kažejo, da je obstoje~e stanje previsne brežine na meji stabilnosti in ne izpolnjuje pogojev varnosti brežine v skladu z veljavnimi standardi SIST – ENV 1997–2004. Posplo{en Hoekov in Brownov poru{itveni kriterij Posplo{en Hoekov in Brownov poru{it-veni kriterij smo uporabili za dolo~itev trdnostno deformacijskih parametrov kompak- Slika 11. Nastanek razpok po preseženi vrhunski trdnosti ob cikli~nem obremenjevanju intaktnega vzorca s hkratnimi meritvami deformacij Ugotovljene trdnostne karakteristike dr-sine (glej preglednico 6) so pri srednji globini v pobočju naslednje: kohezija - c = 61 kPa in strižni kot - ep = 31,6°. Povprečna prostorninska teža hribine je: Y = 26,9 kN/m3. V analizi obstoječe brežine smo upoštevali 100 % možnost napolnjenosti razpok z vodo, saj se odprte razpoke s kavernami pojavljajo na vrhu brežine nad previsno steno, pod previsom pa kaplja voda iz razpok. Stabilnost obstoječe brežine pred izvedbo miniranja je SF = 1,023. Analiza kaže, da je brežina na meji stabilnosti, večja varnost je le ob nižji vsebnosti vode po razpokah. tne razpokane hribine za analizo napetostno deformacijskega stanja variant sanacije po metodi kon~nih elementov. Pri tem smo uporabili ra~unalni{ki program Rocklab 1.021. Rezultate dolo~itve prikazujeva v preglednici na str. 363. Pri dolo~itvi smo upo{tevali izra~un za brežine z upo{tevanjem faktorja po{kodo-vanosti izkopa (D = 0,7) in izra~un za breži-no povpre~ne vi{ine nad previsom h = 40 m. Na podlagi tabele za dolo~itev vrste in tek-sture hribine smo hribini dolo~ili konstanto mi = 9, za dolomit. Za enoosno tla~no trdnost hribinske mase smo upo{tevali povpre~no laboratorijsko do- Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 379 Slika 12. Razpoklinska cona pod previsom pred izvedbo sanacije: oksidirane in kalcitizirane delno odprte in kavernozne razpoke: obmo~je GSI = 43 do 47. ločeno enoosno tlačno trdnost vzorcev odvzetih ob stenah razpok. Na sliki 12. prikazujeva razpoklinsko cono previsne stene baškega dolomita. Določitev strižnih karakteristik razpok in drsin Koeficient hrapavosti smo izvrednotili po metodi Bartona. Za vhodne podatke so nam Preglednica 6. Izračun strižne trdnosti razpok Vrsta razpok Normalna napetost an = (Mpa) strižni kot: ? kohezija c (kPa) Statistično določeni razpoklinski sistemi 1,6 49,3° 512,3 Oksidirane kavernozne razpoke obstoječega podora 0,8 31,6° 61 Slika 13. Sovisnica strižne trdnosti in normalne napetosti v ploskvah drsnih razpok 380 Drago Ocepek & Jasna Jerman služile podrobne meritve hrapavosti razpok na devetih vzorcih povpre~ne dolžine 18,3 cm in dolo~itve enoosne tla~ne trdnosti vzorcev. Osnovni kot notranjega trenja smo dolo~ili na podlagi posplo{enega Hoekovega in Brownovega kriterija za brežine. Najprej smo napravili korekcijo koeficienta hrapavosti in koeficienta trdnosti sten razpok med velikostjo vzorcev in velikostjo hribinskih blokov dolo~enih na podlagi podrobnega inženirsko geolo{kega kartiranja brežin. Za izbrano obmo~je napetosti smo dolo~ili pov-pre~no strižno trdnost razpok. Posebej smo izdelali izra~un za statisti~-ne ploskve razpok in posebej za drsine ob-stoje~ega podora. Za statisti~no dolo~ene razpoklinske sisteme smo kot osnovni kot notranjega trenja upo{tevali strižni kot razpok ob statisti~nih ploskvah razpok dolo~en po GHB kriteriju in izra~unali trdnostne karakteristike razpok po metodi Bartona & Bandisa. Na sliki 13. prikazujeva sovisnico strižne trdnosti in normalne napetosti na podlagi izra~una po metodi Bartona in Bandisa (1993). Analiza napetostno deformacijskega stanja sanacije podora Analizi napetostno deformacijskega stanja smo izvedli na obmo~ju previsne breži-ne v pre~nem prerezu P–7, kjer je obstoje~a brežina najvi{ja za dve varianti sanacije. Analizi smo izvedli po metodi kon~nih elementov s programom Plaxis (verzija 8.2) za sanacijo previsne brežine z galerijo in sanacijo brežine z miniranjem. Potrebne podatke oblike in dimenzije objekta ter debeline primarne obloge za varianto sanacije z galerijo nam je posredoval projektant Geoportal d.o.o. Za razpokan ba{ki dolomit smo uporabili materialni model »Jointed rock«. Pri tem smo upo{tevali tri klju~ne statisti~no dolo-~ene razpoklinske sisteme na podlagi sta-tisti~ne analize razpok (slika 3), ki z obsto-je~o previsno brežino tvorijo klju~ni kriti~ni blok. Trdnostno deformacijske karakteristike statisti~no dolo~enih ploskev razpok smo dolo~ili po metodi Bartona in Bandisa (Preglednica 6). Trdnostno deformacijske karakteristike hribinske mase med razpoklinskimi sistemi smo dolo~ili po posplo{enem Hoeko-vem in Brownovem poru{itvenem kriteriju za brežine (GHB, preglednica 3). Za gru{~ in cestni nasip v zelo gostem go-stotnem stanju smo izbrali materialni model s kinemati~nim utrjevanjem (HS), pri ~emer smo najprej izvedli parametri~no povratno analizo z uskladitvijo ra~unskih pomikov obstoje~ega pobo~ja. S korigiranimi parametri smo nato izdelali analizo sanacije. Faznost gradnje Posamezne faze v analizi so naslednje: – za~etno stanje, – postopen izkop cestnega nasipa za izvedbo temeljenja galerije, – izvedba AB temeljev galerije in navpi~-nih pasivnih injektirnih sider dolžine l = 5 in 6 m, raster b = 2 m, – izdelava primarne obloge galerije (mreže, brizgan beton, loki), zasutje z dre-nažnim betonom do vi{ine zgornjega sidra, izvedba pasivnih injektirnih sider dolžine l = 7 m ob bokih galerije in ob levem robu, raster b = 1 m, – postopno zasutje z drenažnim betonom MB 25 do roba previsa nad stropom galerije, – izra~un kon~ne varnosti. Karakteristike zemljin in hribin Voda je upo{tevana v nasipu-tamponu, gru{~u in kompaktni hribini (po razpokah). Preglednica 7. Karakteristike zemljin in hribin, karakteristi~ni prerez P 7 Sloj i nad v. (kN/m3) i pod v. (kN/m3) ep (°) Cre, (kPa) Eref50 (kPa) GSI / acm (MPa) Umetni nasip 20 20,5 36 1 35.000 - Grušč 20,5 21,5 43 5 47.000 - Dolomit 26,9 27,2 31,9 1.585 8.036.610 45-57 / 2.033-5.606 AB temelj 25 25 45 70 20.000.000 - Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 381 Rezultati analize napetostno deformacijskega stanja sanacije: Preglednica 8. Notranje stati~ne veli~ine in pomiki podpornega zidu, P–2 Profil P-7 Vrednosti na m x F = 1,35 Q max M max ^Ld,max d,max u max kN/m kNm/m kN/m kNm/m mm AB Obloga galerije - 64,3 - + 20,1 - 19,1 - + 9,58 - 86,8 - 25,8 0,005-3,3 AB Temelj galerije + 112,4 - + 3,7 + 0,26 — 48,9 151,7 - 66 0,9 Kon~na varnost vkopa varovanega z galerijo u~vr{~eno s pasivnimi injektirnimi sidri, vklju~no z AB temeljem u~vr{~enim s pasivnimi injektirnimi sidri in zasutjem z drenažnim betonom zna{a: F = 1,42. Kon~ni maksimalni pomiki obstoje~e previsne brežine nad galerijo zna{ajo umax = 2,5 mm. Želja krajanov in odlo~itev Ministrstva za promet in zveze je bila, da se preveri tudi varianto z izvedbo miniranja in raz{irit-vijo obstoje~e ozke trase ceste. Tako smo v kon~ni varianti skupaj s podjetjem Minervo d.o.o. izdelali projekt sanacije z miniranjem v dveh fazah. Posebej smo preverili faznost miniranja s stabilnostno analizo po metodi kon~nih ele- mentov. Pri tem smo uporabili za ba{ki dolomit materialni model za razpokane hribin-ske mase in vanj vnesli tudi vse tri kriti~ne statisti~no ugotovljene drsne ploskve klina s karakteristikami razpok (preglednica 6). Varnost kon~no izvedene brežine po miniranju je: F = 1,38. Za fazo PZI miniranja smo izdelali tudi simulacijo padanja kamenja s pomo~jo ra~unalni{kega programa Rockfall (verzija 4.0). Simulacija je bila narejena za tri razli~ne velikosti blokov. Hitrosti, ki jih dosežejo pri odstrelu se gibljejo v obmo~ju od 25 do 30 m/s, kineti~ne energije se gibljejo v povpre~ju od 300 do 700 kJ za bloke velikosti okrog 0,8 m, napovedano vplivno obmo~je padanja kosov smo prikazali na inženirsko geolo{ki karti. bo.oo; -«LOO -20.00 DJOO 20.00 40.00 60.00 80.00 . . 100.00 50.00 /\ to.oa \\ 20.00; ^4 o.oa ^v Total displacements (Utot) Extreme Utot 3,67 *10"3 m PI LAXIS R 403/1072-Koritnica-Pog,brdc.-P7 ¦ ¦ ICoritnica"Podbrck>-P7- varil 57 15.09.06 Geoinieniring d.o.o. Slika 14. Geostati~na analiza variante sanacije z galerijo (materialni model za razpokane hribinske mase). 382 Drago Ocepek & Jasna Jerman Analizo stabilnosti po metodi kon~nih elementov prikazujemo na naslednji sliki: Slika 15. Stabilnostna analiza miniranja po metodi kon~nih elementov (materialni model za razpokane hribinske mase) s prikazom poru{itvenega mehanizma v zaklju~ni fazi. Napovedani pomiki zgornjega roba brežine dosežejo u = 4,5 mm. Med izvedbo miniranja smo opravljali tudi geolo{ko geotehni~ni nadzor pri katerem smo sproti dolo~ali kriti~ne dele na brežini, ki jih je bilo potrebno tudi ro~no odstranjevati s pomo~jo alpinistov. Brežina je v kon~ni fazi za{~itena s sidrano mrežo. Projektiranje in izvedba globokega vkopa stanovanjskih blokov “Semedelski razgledi” nad Koprom po opazovalni metodi EN 7 Inženirsko geolo{ko kartiranje in son-dažne vrtine, ki so bile opremljene kot in-klinometri-piezometri, so pokazale, da so fli{ne plasti v globini razli~no intenzivno preperele, razpokane, mestoma nekoliko nagubane in tektonsko pregnetene. Vpad plasti je pod blagimi nakloni (5–15°) proti jugu v pobo~je, v katerega so predvideni objekti vkopani z zaledno brežino in v globino dveh kletnih etaž. Sistemi razpok se {irijo v razli~ne smeri, najpogosteje pravokotno na plastovitost in pod strmimi nakloni (ca 70–85°). Gladke do hrapave razpoke so pre-vle~ene z limonitnimi in temnimi prevleka- mi (manganovi oksidi). Zelo pomembna je tudi krojitev fli{a pod kotom od 40–50°. Po podatkih sondažnih raziskav je hribina pre-perela do 7,0 m globoko. Geolo{ki trdnostni indeks GSI in meritve s presiometrom Na podlagi podrobnega popisa jedra sondažnih vrtin so bila hribini po tabeli za me{ane hribine (Marinos & Hoek, 2002) dolo-~ena naslednja obmo~ja vrednosti geo-lo{kega trdnostnega indeksa s vzporednimi rezultati meritev s presimetrom. Laboratorijske preiskave Laboratorijske raziskave so potekale v laboratoriju za mehaniko tal na Geoinže-niringu d.o.o. Ljubljana. V direktnem striž-nem aparatu sta bila preiskana dva intakt-na vzorca mehke kamenine. Dva kosa jedra hribine sta bila posebej obdelana z diamantno žago za preiskave enoosne tla~ne trdnosti Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 383 Slika 16. Brežina po miniranju in strojno odstranjevanje odminiranega materiala Preglednica 9. Povr{inska kvaliteta, GSI, presiometrski modul elasti~nosti Povr{inska kvaliteta / stopnja preperelosti GSI Presiometrski modul Ep1 (MPa) Močno prepereli flišni sedimenti 23-27 - Zmerno prepereli fli{ni sedimenti 25-30 180-350 Rahlo prepereli fli{ni sedimenti 40-43 450-750 z meritvam deformacij, devetintridesetim kosom hribine nepravilnih oblik pa smo do-lo~ili to~kovni trdnostni indeks. Preiskali smo vzorce preperelega pe{~enega laporja. Bili so opremljeni z deformametri. Tako smo med preiskavo pri enoosnem postopnem ci-kli~nem obremenjevanju merili deformacije v horizontalni in vertikalni smeri. Rezultate preiskav podajamo v preglednici 10. Posplo{en Hoekov in Brownov poru{itveni kriterij Posplo{en Hoekov in Brownov poru{itve-ni kriterij (Hoek et al., 2002; Hoek & Die- derichs, 2006) smo uporabili za dolo~itev trdnostno deformacijskih parametrov me-{ane mehke hribinske mase za numeri~ne in stabilnostne analize izvedbe izkopa in varovanja brežin. Pri tem smo uporabili ra~unal-ni{ki program Rocklab 1.21, ki upo{teva tudi faktor po{kodovanosti hribine, bodisi zaradi miniranja, bodisi zaradi strojnega izkopa. Pri dolo~itvi smo upo{tevali izra~un za brežine z upo{tevanjem faktorja po{ko-dovanosti strojnega izkopa (D = 0,7) in iz-ra~un za brežine (za preperelo in kompaktno kamenino na podlagi podatkov laboratorijsko dolo~ene enoosne tla~ne trdnosti vzorcev laporja odvzetih iz vrtin). Na podlagi tabele za dolo~itev vrste in teksture hribine, je bila Preglednica 10. Močno preperel fliš Tdir.strig. V / C (kPa) a,^ (MPa) E150 (MPa) Eap, (MPa) Lapor 20,8 9,4 0,8 100 10 Peščenjak 19,6 35,1 13,6 - - *ap – modul elasti~nosti po preseženi vrhunski trdnosti 384 Drago Ocepek & Jasna Jerman dolo~ena konstanta mi = 8–10. Za enoosno tla~no trdnost hribine so bile upo{tevane laboratorijsko dolo~ene reducirane enoosne tla~ne trdnosti (ob upo{tevanju redukcijskega faktorja RF med preiskavami izvedenimi pravokotno in vzporedno s plastovitostjo). Na podlagi prileganja Mohr-Coulombove premice k nelinearni krivulji s sekanto, smo ugotovili naslednje trdnostno deformacijske parametre: Preglednica 11. Tip hribinske mase 9rm (°) C (kPa) Ei (MPa) Zmerno preperel fli{ 25,77 35 458,72 Rahlo preperel fli{ 30,75 68 873,45 Geostati~ne analize Geostati~ne in stabilnostne analize smo v prvi fazi izdelali s programskim paketom Geostudio (verzija 6.20). Povezava v programskem paketu omogo~a hibridno analizo: stabilnostno analizo (program SLOPE/W) po metodi kon~nih elementov ob upo{teva-nju spremembe napetostno deformacijskega stanja zaradi izkopa in dodanih obremenitev – opornih ukrepov (program SIGMA/W) ter upo{tevanje pornih tlakov stacionarnih in prehodnih stanj (program SEEP/W). Analize so obsegale geostati~no analizo izvedbe izkopa in varovanja trajne brežine izza projektiranih objektov ter izvedbe izkopa in varovanja brežine gradbene jame (2 etaži). Hkrati smo izra~unali stabilnostno analizo vmesnega in kon~nega stanja izkopa. Uporabili smo materialni model z deformacijskim pou{~anjem. Najprej smo izvedli analizo za~etnega napetostnega stanja obstoje~ega pobo~ja. Ob upo{tevanju le tega smo nato izvedli analizo napetostno deformacijskega stanja izkopa in varovanja brežin po fazah. V analizi smo upo{tevali postopno izvedbo izkopa brežine po kampadah od zgoraj navzdol. Takoj po izkopu vsake kampade smo predvideli izvedbo sidranja, ~emur sledi polaganje mrež in protierozijske za{~ite ter u~vrstitev sider prek podložnih plo{~. Za varovanje brežine smo predvideli sidranje s samovrtalnimi injektirnimi sidri, za varovanje brežine gradbene jame pa primarno oblogo (mreže + brizgan beton) do nivoja temeljev bloka u~vr{~enega z dvema vrstama sider. Na naslednji sliki prikazujemo geosta-ti~no analizo po metodi kon~nih elementov z dimenzioniranjem opornih ukrepov v fazi PZI: Na sliki prikazujeva me{ano hribinsko maso zmerno preperele me{ane hribinske mase eocen-skega fli{a po izkopu. Slika 17. Inženirsko geolo{ki popis hribinske mase zmerno preperelega fli{a (december 2006). Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 385 Slika 18. Geostati~na analiza po fazah izkopa in varovanja brežine (program Geostudio, verzija 6.20). Materialni model za fli{ne sedimente je Strain-Softening-deformacijsko popu{~anje. Izvedba izkopa in varovanja brežin ob opazovalni metodi EN 7 Za gradnjo predvidenih terasastih blokov so se izvajali do 12 m visoki vkopi v teren in do 10 m globoki izkopi za gradnjo podzemnih garaž. Gradnja poteka ob opazovalni metodi s pomo~jo monitoringa, ki vklju~uje spremljavo izkopa (sprotno dolo~evanje geo-lo{kega trdnostnega indeksa GSI), meritve inklinacij, nivojev vode in geodetskih to~k. Prav tako se spremlja stanje sosednjih objektov (terasasto razporejene vrstne hi{e do dna izteka pobo~ja). Po vsaki fazi izkopa so bile vgrajene to-~ke za geodetska opazovanja pomikov brežin med gradnjo in v fazi garancije. V vrtinah so meritve inklinacij, vklju~no z meritvami nivojev vode. Izvajajo se v fazi gradnje dvakrat mese~no in v fazi garancije 4 do 6 krat letno. Na naslednji sliki prikazujeva že izvedene brežine objekta »A« z vgrajenimi samovrtal-nimi injektirnimi sidri. Protierozijska za{~i-ta brežine {e ni kon~ano izvedena (mreže u~vr{~ene s podložnimi plo{~ami in seneni nastilj z ustrezno setvijo, gnojili in lepili): Izvedba poteka ob stalnem projektantskem geotehni~nem nadzoru, ki oporne ukrepe sproti prilagaja dejanskim geolo{ko geomehanskim razmeram. Tako smo v levem delu izkopa gradbene jame naleteli na okrog 6 m {iroko tektonsko cono, izraženo s subverikalnimi razpokami v pe{~enjaku in lapornato glino (cona sukcije) med plastmi pe{~enjaka. Prostorska lega tektonske cone, ob kateri se tudi plasti nagubajo in usmerjajo do 20° niz brežine gradbene jame in hkrati iz razpok v pe{~enjaku tudi iztekajo manj{e koli~ine vode. Tako je pri nekoliko prehitrem izkopu pod {e ne injektiranimi sidri pri{lo do manj{ega klinastega hribin-skega odrona (okrog 40–50 m3). Takoj je bilo potrebno izvesti sanacijo brežine s primarno oblogo (težke mreže in brizgan beton d = 0,1 m) u~vr{~eno s samovrtalnimi injek-tirnimi sidri dolžine L = 6 m – 12 m. Na osrednjem {e ne odkopanem delu brežine in gradbene jame, izza katere se na razdalji b = 10 m – 12 m nahajajo trije podzemni rezervoarji za vodooskrbo mesta Koper, zgrajeni v sedemdesetih in devetdesetih letih prej{njega stoletja, bo potrebno pri izkopu predvideti najstrožje oporne ukrepe: varovanje zgornje trajne brežine vi-{ine H = 12 m v naklonu 55° s samovrtalnimi injektirnimi sidri Ř 38 mm dolžine L = 8 m 386 Drago Ocepek & Jasna Jerman Slika 19. Pogled na dokon~no izkopano brežino objektov A1 in A2, varovano s pasivnimi samovrtalnimi injektirnimi sidri do dna druge kletne etaže – podzemne garaže, kjer poteka izvedba temeljenja in opaženja prvih spodnjih sten (december 2006). – 14 m, v horizontalnem rastru b = 2 m in izkope izvajati v maksimalni vi{ini etaže h = 2,5 m (4 etaže). Zaledno brežino gradbene jame vi{ine H = 10 m, v naklonu 80° pa s primarno oblogo (težka mreža in brizgan beton d = 0,1 m) u~vr{~eno s sidri dolžine L = 6 m do 12 m, v horizontalnem rastru b = 1,5 m (4 etaže). Oporne ukrepe smo preverili z geostati~-no analizo s programom Plaxis 3 D (verzi- ja 2). Hribinsko maso smo na tem obmo~ju razdelili na tri kategorije: zmerno preperel, preperel in tektonsko oslabljen fli{ (oslabljen tudi zaradi miniranja pri izvedbi starih rezervoarjev). Oslabljeno cono tektonsko po{kodovane hribine zaradi miniranja smo upo{tevali v analizi hribinske mase z relak-sacijo s pomo~jo faktorja poru{enosti D = 1 v izra~unu Hoekovega in Brownovega kriterija za brežine (Hoek & Diderisch, 2006). Na sliki prikazujeva pogled na saniran odron v obmo~ju objekta »B« in že izveden in varovan izkop do kote ceste v obmo~ju objekta »AB«: Slika 20. Na levi strani gradnja bloka »B« in saniran hribinski podor ob prelomni in oslabljeni coni, na desni strani izkop pod rezervoarji Rižanskega vodovoda v obmo~ju objekta »AB«. Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 387 Na naslednji sliki prikazujeva kriti~ni geolo{ko geotehni~ni prerez obmo~ja objekta »AB«, ki je služil za izdelavo 3 D analize napetostno deformacijskega stanja izkopa in varovanja brežin z dolo~itvijo kriti~ne dolžine izkopne nevarovane etaže. Slika 21. Kriti~ni geolo{ko geotehni~ni prerez P–6 s podzemnimi rezervoarji Rižanskega vodovoda in projektiranimi opornimi ukrepi dolo~enimi s pomo~jo 3 D analize Varnostni faktor trajne brežine izza projektiranih objektov zna{a F = 1,332 (v skladu s SIST – slovenski tehni~ni standard-EN7-2004), varnostni faktor ob izkopu do dna gradbene jame (za~asna brežina) pa F = 1,105 (Delni varnostni faktorji za projektiranje v spremenljivih geotehni~nih pogojih SIST-EN7-2004). Na naslednji sliki prikazujemo 3 D model izkopa in varovanja brežine do dna gradbene jame, pri ~emer zna{ajo skupne deformacije utot = 3,462 cm. Slika 22. Skupne deformacije po izvedbi izkopa in varovanja brežin objekta »AB«. 388 Drago Ocepek & Jasna Jerman Naslednja slika prikazuje izra~un varnosti s poru{itvenim mehanizmom po zadnji fazi izkopa in varovanja brežine: Slika 23. Izra~un varnosti s 3 D prikazom poru{itvenega mehanizma Na naslednji sliki prikazujeva geodetsko merjene pomike to~k na kriti~nem delu izkopa. Meritve se zelo dobro ujemajo z napovedjo pomikov tridimenzionalnega modela za katerega smo za vse tri tipe hribine upoarbili materialni model s kinemati~nim utrjevanjem (Hardening soil – HS). Ta se je pokazal pri projektiranju opornih ukrepov in primerjavi ra~unskih in napovedanih deformacij v me{anih mehkih hribinskih mash kot najsprejemljivej{i. Slika 24. Vodoravni pomiki to~k na robovih brežin v obmo~ju objektov »B« in »AB« Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 389 Zaklju~ek Pri projektiranju zahtevnih objektov v urbanih okoljih se je pokazalo, da je poleg ustrezno izvedenih geolo{ko geotehni~nih preiskav in geostati~nih analiz v fazi na~r-tovanja, pomemben tudi skrben projektantski geolo{ko geotehni~ni nadzor izvedbe. Tako dosežemo, da bo projektna re{itev v dano naravno geolo{ko okolje ume{~ena optimalno in skupaj z na~rtovanim tehni~-nim opazovanjem – monitoringom zagotovimo zahtevano varnost med izvedbo in po njej ter hkrati racionalen na~in projektiranja ter samo gradnjo. Namen osnovnih geolo{ko-geomehanskih raziskav in analiz lastnosti kamenin, mehkih kamenin in zemljin, za izdelavo geoteh-nolo{kega projekta, je dolo~itev na~ina in pogojev izvedbe izkopa ter varovanja brežin z ustreznimi protierozijskimi in opornimi ukrepi. S projektom je potrebno predvideti kasnej{e morebitne spremembe in dopolnitve med samo izvedbo. Izvedba izkopa se mora sproti prilagajati geolo{ko-geomehan-skim razmeram. Zato je potrebno zagotoviti projektantski geolo{ko-geomehanski nadzor, ki z natan~nimi inženirsko geolo{kimi meritvami (GSI) zagotovi ustrezne podatke o prostorski legi, strukturi in povr{inskem stanju plasti in razpok ter registrira vse spremembe v litolo{ki zgradbi, stopnji tektonske po{kodovanosti, ali po{kodb zaradi erozijskih procesov. V numeri~ne analize, ki jih uporabljamo pri projektiranju, je potrebno za obravnavane materiale zelo skrbno izbrati ustrezne materialne modele. Po spremembi napetostnega stanja je nastale mikroskopske deformacije in genezo poru{nih mehanizmov možno modelirati z veliko natan~nostjo z uporabo nelinearnega hiperboli~nega modela. Stanja razbremenitve po izkopu in kasnej{o relaksacijo hribinske mase, ki se odraža z utrjevanjem ali popu{~anjem, je zelo natan~no možno modelirati z uporabo modela s kinemati~nim utrjevanjem (Pla-xis »HS« – Hardening Soil model). ^asovne vplive ve~jih deformacij, ki lahko v pogojih kriti~nega stanja na pobo~jih sprožijo plazenje spremenjene hribinske mase v mehko razmo~eno zemljino, ustrezno modeliramo z uporabo modela za lezenje mehke zemljine (Plaxis »Soft Soil Creep« model). Razpokane relativno trde hribinske mase je možno zelo uspe{no modelirati s posebnim materialnim modelom za razpokane hribine, ki lahko po- leg hribinske mase upo{teva do tri kriti~-ne razpoklinske sisteme (Plaxis, »Jointed Rock«). Te je potrebno podrobno izmeriti statisti~no analizirati (ro~no ali z Joint Me-trix System, Rocscience-Dips). Pri ve~jih odstopanjih merjenih deformacij od predvidenih sprememb s projektom na podlagi numeri~nih analiz, je potrebno opraviti dopolnilne geolo{ko geomehanske raziskave in analize. Odvzeti je potrebno vzorce za laboratorijske preiskave in napraviti dodatne stabilnostne in geostati~ne analize (prostorske hribinske stabilnostne analize in analize napetostno deformacij-skega stanja z upo{tevanjem izkopnih faz in opornih ukrepov). V~asih rezultati analiz omogo~ijo optimizacijo opornih ukrepov, kar zniža stro{ke investicije. Lahko pa pri izvedbi izkopa ugotovimo spremembe, ki zahtevajo oja~anje opornih ukrepov, kar stro{ke investicije pove~a. Zato je pri projektiranju potrebno ra~unati tudi z najslab-{imi možnimi geomehanskimi pogoji v dani geolo{ki zgradbi. Tudi ta je lahko druga~-na od predvidene, predvsem ~e so osnovne geolo{ko geomehanske raziskave narejene v preskromnem obsegu. Uporaba delnih varnostnih faktorjev v skladu z geotehni~nimi standardi Eurocode 7 za spremenljive geolo{ko geomehanske pogoje nam omogo~a prilagajanje naravnim razmeram. Stalna inženirskogeolo{ka spremljava izkopa (dolo~itev labilnih in kakorkoli oslabljenih con) ter vzpostavitev tehni~nega opazovanja pomaga, da {e pred koncem izvedbe izkopa in opornih ukrepov, rezultate geostati~nih analiz preverjamo z merjenimi vrednostmi. Te vklju~ujejo meritve sidrnih sil, opazovanja geodetskih to~k vgrajenih ob robove brežin, meritve pomikov z globino in nivoje vode v vgrajenih inklinometrih – piezometrih. Po potrebi merimo tudi premike kriti~nih razpok in prostorsko napetostno stanje s posebnimi vgrajenimi celicami (npr.: CSIRO). Tehni~-no opazovanje je potrebno nadaljevati tudi v fazi obratovanja objektov in spremembam skrbno slediti ter po potrebi oporne ukrepe tudi dodati. Zahvale Posebno zahvalo dolgujeva dr. M. Bueh-lerju, direktorju Centra za ve~ merilno modeliranje in integracijo materialov v programsko opremo ter Procesno simula-cijskega centra Beckmanovega in{tituta za 390 Drago Ocepek & Jasna Jerman tehnologijo v Kaliforniji, in hkrati sodelavca Instituta M. Plancka, ki je dovolil objavo nekaterih fotografij iz svoje disertacije. Zahvaljujeva se DARS-u za dovoljenje uporabe in objave preiskav in analiz. Za nasvete, spodbudo in pomo~ se zahvaljujeva prof. Stanislavu Škrablu iz Fakultete za grad-beni{tvo Univerze v Mariboru, izr. prof. Mihaelu Ribi~i~u iz Naravoslovno tehni{ke fakultete Univerze v Ljubljani, nadalje doc. dr. Janku Logarju iz Fakultete za gradbeni-{tvo in geodezijo Univerze v Ljubljani, prof. Jakobu Likarju pa {e za recenzijo ~lanka. Posebej se zahvaljujeva ge. Silvi Ocepek, upok. profesorici slovenskega jezika za lektoriranje, kot tudi vsem biv{im sodelavcem in sodelavkam iz Geoinženiringa, d.o.o, ki so kakorkoli pripomogli pri izvedbi preiskav in izdelavi zahtevnih projektov. Literatura Abraham, F. F. , Walkup, R., Gao, H., Guchaineau, M., La Rubia, T. D. & Sea-ger, M. 2002: Simulating materials failure by using up to one billion atoms on the world’s fastest computer: Work-hardening. P. Natl. Acad. Sci. USA, 99(9), 5783–5787. Bajželj, U., Likar, J. & Žigman, F. 1995: Some procedures for installation of anchoring systems and the evaluation of capacity. Anchors in Theory and Practice, Widmann E., A. A. Balkema, 189–196, Rotterdam, Brookfield. Balk, T.J. & Arzt, E. 2001: Observations of dislocation motion and stress in homogeneities in thin copper films. Mat. Res. Soc. Symp. Proc., 673: 2.7.1–2.7.6. Bandis, C. S. 1993: Engineering Properties and Characterisation of Rock Discontinuities. Comprehensive Rock Engineering. Edited by Hudson: Oxford Pergomon Press, 1, 155–183. Barton, N. R. & Choubey, V. 1977: The shear strength of rock joints in theory and practice. – Rock Mechanics 10 (1–2), 1–54. Barton, N. R. & Bandis, S. C. 1990: Review of predictive capabilities of JRC-JCS model in Engineering practise. In Rock Joints, proc. Int. Symp. On rock joints, Leon, Norway. Editors: N. Barton and O. Stephansson, Rotterdam: Bal-kema. Bieniawski, Z. T. 1976: Rock mass classification in rock engineering. In Exploration for rock engineering, proc. Of the Symp., edited by Z. T. Bieniawski, 97–106 Cape Town: Balkema. Bieniawski, Z. T. 1989: Engineering rock mass classifications. New York: Wiley. Brinkgreve, R.B.J. & Vermeer, P.A. 2002: PLAXIS, Finite Element Code for Soil and Rock, Analyses, ISBN 90 5809 508 8, A. A. Balkema. Brinkgreve, R.B.J. & Broere, W. 2004: PLAXIS – 3 D, TUNNEL, Version 2, 2600, ISBN 90-808079-4-X, An Delft. Broberg, K.B. 1995: Dynamic crack propagation in a layer, Int. J. Solids Struct. 32/6–7: 883–896. Buehler, M. J., Abraham, F. F. & Gao. H. 2003: Hyperelasticity governs dynamic fracture at critical length scale. – Nature, 426, 141–146. Buehler, M. J. 2004: Atomistic and Continuum Studies of Deformation and Failure in Brittle Solids and Thin Film Systems: Dissertation an der Universität Stuttgart, 355 strani. Buehler, M. J. & Gao, H. 2004: Duktile Verformungen und spröde Brüche von Kristallen, Biegen und Brechen im Supercomputer. – Phys. Unserer Zeit, 35/1, 30–33. Buehler, M. J. 2004, 2005: Osebna komunikacija, po{tni arhiv. Corkum, B. 2002: Osebna komunikacija, po-{tni arhiv. Crowder, J. J. & Bawden, W. F. 2004: Review of Post-Peak Parameters and Behaviour of Rock Masses: Current Trends and Research. Rock News, Lassonde Institute, University of Toronto, Toronto. Cundall, P. , Carranza-Torres, C. & Hart, R. 2003: A new constitutive model base on the Hoek-Brown criterion. Flac and Numerical Modelling in Geomechanics, Brummer et all. Swets & Zeitlinger, Lisse. Gaish, A., Pötsch, M., Fasching, A. & Schubert, W. 2004: Measurement of rock mass parameters based on 3 D imaging, In Car-ratterizzatione degli ammassi roccciosi nella progettazione geotecnica. X Ciclo di Conference di Meccanica e Ingegneria delle Rocce, Turin, eds. G. Barla and M. Barla, 21–45: Patron editore, Bologna. Gaish, A., Pötsch, M. & Schubert, W. 2006: Acquisition and assesment of geometric rock mass features by true 3 D images. In Proceedings of the 41th U.S. Rock Mechanics symposium – Golden Rocks 2006, eds. N. N., paper under preparation (Workshop: Modern rock face characterisation techniques and their use for rock mechanical projects, TU Graz,) Graz. Gao, H. 1996: A theory of local limiting speed in dynamic fracture. - J. Mech. Phys. Solids, 44/9, 1453–1474. Gao, H. 1997: Elastic waves in a hyperelastic solid near its plane-strain equibiaxial cohesive limit. – Philosophical Magazine Letters, 76/5, 307–314. Gao, H., Huang, Y. & Abraham, F. F. 2001: Continuum and atomistic studies of intersonic crack propagation. – J. Mech. Phys. Solids, 49, 2113–2132. Gao, H., Huang, Y., Nix, W.D. & Hutc-hinson, J.W. 1999: Mechanism-based strain gradient plasticity – I. Theory. – J. Mech. Phys. Solids, 47, 1239–1263. Gao, H., & Klein, P. 2001: Numerical simulation of crack growth in an isotropic solid with randomized internal cohesive bonds. – J. Mech. Phys. Solids, 46/2, 187–218. Gao, H., Zhang, I., Nix, W. D., Thompson, C.V. & Arzt, E. 1999: Crack like grain boundary diffusion wedges in thin metal films. – Acta Mater., 47, 2865–2878. Eurocode 7: Geotechnical design, Adopted European Prestandard, European Committee for Standardization, ENV 1997–1: 1994. Hartmaier, A., Buehler, M.J & Gao, H. 2003: A discrete dislocation model of diffusional creep. Diffusion and Defect Forum, str. 224–225: 107–128. Pomen inženirske geologije pri na~rtovanju in gradnji zahtevnih objektov v urbanih okoljih 391 Hoek, E., Kaiser, P. K. & Bawden, W. F. 1995: Support of Underground Excavactions in Hard Rock, A.A. Balkema, Rotterdam, Brook-field. Hoek, E., Carranza–Torres, C. T. & Corkum, B. 2002: Hoek – Brown failure criterion – 2002 edition. Proc. North American Rock Mechanics Society meeting in July 2002, Toronto. Hoek, E. & Marinos, P. G. 2000, Predicting tunnel squeezing. Tunnels and tunnelling international, Part 1; November 2000, 45–51; Part 2; December 2000, 34–6. Hoek, E., Marinos, P. G & Marinos, V. P. 2005: Characterisation and engineering properties of tectonically undisturbed but lithologically varied sedimentary rock masses. – International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences 42, 277–285. Hoek, E. & Diederichs, M. S. 2006: Empirical estimation of rock mass modulus. – International Journal of Rock Mechanics & Mining Sciences 43 (Available on line 2005), 203–215. Kavvadas, M. J. 1998: Modelling the soil behaviour-Selection of soil parameters, Proceedings of the Second International Symposium on Hard Soils – Soft Rocks 1998. Edited by A. Evangelista, L.Picarelli, 3, 1441–1461 Balke-ma/Rotterdam/Brookfield. Likar, J. 2004: Back Analyses of time-dependant displacement at the Trojane tunnel construction. – Acta Geotechnica Slovenica, 1, 21–36. Liu, C., Lambros, J. & Rosakis, A. J. 1993: Highly transient elastodynamic crack growth in a bimaterial interface: higher order asymptotic analysis and experiments. – J. Mech. Phys. Solids, 41, 1887–1954. Logar, J. 1996: Vpliv interakcije med zemljino, podporno konstrukcijo in sidrom na obremenitve konstrukcijskih elementov podporne konstrukcije, Razprave 2. posvetovanja slovenskih geotehnikov, 1. knjiga. Slovensko geotehni~no dru{tvo, 53–62. Logar, J. 1998: Uporabnost razli~nih konstitutivnih modelov v analizi konsolidacije tal: doktorska disertacija, 263 str, Ljubljana. Marinos, P. & Hoek, E. 2000: GSI: A geologically friendly tool for rock mass strength estimation. International Conference on Geotech-nical and Geological Engineering, Geoeng 2000, Technomic Publishing Company, Inc. U. S. A., 1422 – 1440 Melbourne. Marinos, V. , Marinos, P. & Hoek, E. 2005: The geological strength index: applications and limitations. Bulletin of Engineering Geology and the Environment 2005. Milne, D., Germain, P. & Potvin, Y. 1992: Measurement of Rock Mass Properties for Mine Design, Eurock’ 92. Thomas Telford, London. Ocepek, D. & Vogrin~i~, G. 1998: Project of supporting measures by using Hoek-Brown failure criterion. Proceedings of the Second International Symposium on Hard Soils – Soft Rocks. Edited by A. Evangelista, L. Picarelli, 2, 1141– 1151, Balkema/Rotterdam/Brookfield. Ocepek, D. & Pipenbaher, M. 1998: Izvedba izkopa in vzpostavitev tehni~nega opazovanja v prostoru gradnje pokritega vkopa – galerije Strmec. Gradbeni vestnik, ISSN 0017-2774, 11– 12, 249–255. Ocepek, D. & Vogrin~i~, G. 2000: Critical State Approach to Stability of Clay Shale Desig- ned Structures of the Motorway Trojane Blagovica. International Conference on Geotechnical and Geological Engineering, Geoeng 2000, Melbourne, Technomic Publishing Company, Inc. U. S. A, Melbourne. Ocepek, D. 2003: Trajno varovanje brežin pri gradnji skladi{~a naftnih derivatov Ortnek na podlagi hribinskih stabilnostnih analiz in ela-stoplasti~ne analize napetostno deformacijskega stanja po metodi kon~nih elementov: Magistrsko delo, 107 str, Ljubljana. Ocepek, D. 2004: Projektiranje globokih vkopov v spremenljivih geolo{ko-geomehanskih pogojih. Razprave ~etrtega posvetovanja slovenskih geotehnikov. Slovensko geotehni{ko dru{tvo, Ur.: A. Gaberc, str. 135–146, Roga{ka Slatina. Ocepek, D. & Štern, K. 2004: Raziskave, projektiranje in nadzor izvedbe brežin v prostoru gradnje MMP Gru{kovje. Zbornik referatov 7. kongresa o cestah in prometu. Družba za raziskave v cestni in prometni stroki Slovenije, 344 – 353, Portorož, Ljubljana. Ocepek, D. 2005: New Trends in Rock Mass Gharacterisation for Designing Geotechnical Structures, Acta Geotechnica Slovenica, L. Trau-ner, University of Maribor, ISSN: 1854–0171. Ocepek, D. 2005: Odnos med plasti~no deformacijo in krhkim lomom po preseženi vrhunski trdnosti v karbonsko permskih mehkih kameninah. Doktorska disertacija, Naravoslovno tehni-{ka fakulteta, 221 strani, Ljubljana. Picarelli, L. & Olivares, L. 2005: Properties and behaviour of tectonized clay shales in Italy, Proceedings of the Second International Symposium on Hard Soils – Soft Rocks 1998. Edited by A. Evangelista, L. Picarelli, 3, 1998, str. 1211–1241 Balkema/Rotterdam/Brookfield. Picarelli, L. & Olivares, L. 1998: Ingredients for modelling the mechanical behaviour of intensely fissured clay shales, Proceedings of the Second International Symposium on Hard Soils – Soft Rocks. Edited by A. Evangelista, L. Picarelli, 2, 771–780 Balkema/Rotterdam/Bro-okfield. Pötsch, M., Schubert, W. & Gaich, A. 2006: Kinematical analysis of rock blocks supported by 3 D imaging. In Proceedings of the 41st U.S. Rock Mechanics Symposium – Golden Rocks 2006, Paper No. 06-1079, under preparation. Placer, L. 1998, 1999: Strukturni pomen Posavskih gub. – Geologija, 41, 191–221. Potts, D. M. 2002: Appropriate constitutive models for geomaterials, Zbornik 3. Šukljetovih dnevov, Ur. S. Škrabl in B. Dolinar, Slovensko geotehni{ko dru{tvo, ISBN 86-435-0519-6, str. 2–21. Pulko, B. & Majes, B. 1999: Poro~ilo o laboratorijskih preiskavah vzorcev zemljin z obmo~ja podpornega zidu PZ-17a na AC Troja-ne–Blagovica, Katedra za mehaniko tal z laboratorijem, Fakulteta za gradbeni{tvo in geodezijo, Univerza v Ljubljani. Rosakis, A. J. 2002: Intersonic shear cracks and fault ruptures. – Advances in Physics, 51/4, 1189–1257. Tatsuoka, F., Santucci de Magistris, F. Hayano, K., Koseki, J. & Momoya, Y. 2000: Some new aspects of time effects on stress-strain behaviour of stiff geomaterials, Proceedings of the Second International Symposium on Hard 392 Drago Ocepek & Jasna Jerman Soils – Soft Rocks. Edited by A. Evangelista, L. Picarelli, 3, 1285–1371: Balkema/Rotterdam/ Brookfield. Trajanova, M. 2001: O stabilnosti karbonskega glinastega skrilavca ob avtocesti Ljublja-na–Celje s petrografskega stali{~a. – Geologija, 44/1, 81–88. Wittke, M. 2003: Limitation of swelling pressures due to self-sealing effects around tunnels in anhydritic rock. Extended Summary: Dissertation an der Universität Aachen. Zienkiewicz, O.C., Pastor, M. & Huang, M. 1995: Softening, localisation and adaptive remeshing. Capture of discontinuous solutions. – Computational Mechanics 17, 98–106. Zimmerman, J. A., Gao, H. & Abraham, F. F. 2000: Generalised stacking fault energies for embedded atom fcc metals. – Modelling and Simulation in Materials Science and Engineering, 8, 103–115.