Zadanie 5

Wyznaczanie parametrów geotechnicznych górotworu

4.1. Uwagi wstępne

Parametry geotechniczne powinny być wyznaczone w etapie badań wstępnych oraz uzupełnione i zweryfikowane w etapach projektowania, wykonywania i/lub użytko-wania budowli.

Wyznaczając parametry geotechniczne górotworu należy mieć na uwadze, to że:

• wiele parametrów zależy od takich czynników jak naprężenie, zawodnienie, temperatura itp.,

• metodyka powinna uwzględniać statystycznie ważną ilość pomiarów,

• wielkości wyznaczanych parametrów powinny być porównane z danymi z badań archiwalnych i z danymi literaturowymi pozyskanymi w podobnych warunkach,

• należy korelować wyniki różnych pomiarów,

• parametry należy interpretować w przedziale wielkości, w którym były wyznaczane.

Użycie warunku wytrzymałościowego Hoeka-Browna w obliczeniach zachowania się górotworu wokół budowli wymaga wyznaczenia trzech parametrów:

• jednoosiowej wytrzymałości na ściskanie materiału skalnego R_c,

• stałej m_i,

• punktacji GSI skorelowanej z punktacją RMR i Q.

W przypadku warunku wytrzymałościowego Coulomba-Mohra należy wyznaczyć:

• jednoosiową wytrzymałość na ściskanie górotworu R_cm,

• spójność c i kąt tarcia wewnętrznego ϕ górotworu.

Równocześnie w obliczeniach modelowych wymagana jest znajomość gęstości objętościowej górotworu, współczynnika Poissona, modułu sprężystości lub deformacji, składowej pionowej stanu naprężenia oraz współczynnika rozporu bocznego.

4.2. Procedura obliczenia parametrów górotworu

4.2.1. Schemat obliczeń

Procedura pozwala wyznaczyć parametry górotworu dla obliczeń zachowania się górotworu z użyciem warunków wytrzymałościowych Coulomba-Mohra i Hoeka-Browna. Sposób obliczeń parametrów wykorzystuje rozwiązanie przedstawione przez Hoeka i Browna (1980) zmodyfikowane w okresie kilkunastu lat (Hoek i Brown 1997). Procedura uwzględnia polskie doświadczenia ujęte w normach i wynikające
z badań własnych (tablica 4.1).

Tablica 4.1.

Procedura obliczenia parametrów górotworu

Parametr	Procedura
GSI, RMR, Q	punktacja z badań polowych i laboratoryjnych
mi	z badań laboratoryjnych lub z tablicy 4.5. (Hoek i in. 1995)
a	a = 0,5 dla GSI > 25 lub a = 0,65-GSI/200 dla GSI ≤ 25 (Hoek i in. 1995) lub oszacowanie z tablicy 4.4. (Hoek i in. 1995)
s	s = exp [(GSI-100)/9] dla GSI > 25 lub s = 0 dla GSI ≤ 25 (Hoek i in. 1995) lub oszacowanie z tablicy 4.4. (Hoek i in. 1995)
ν	tablica 4.4. (Hoek i in. 1995) z uwzględnieniem badań archiwalnych
D (EM)	test dylatometryczny lub lub EM = Es/k1 ; k1 - współczynnik z tablicy 2 normy PN-G-05020, Es -moduł Younga materiału skalnego
γ	PN-G-05020 lub Hoek i Brown (1980) str. 268, z uwzględnieniem badań archiwalnych
σv	σv = γh, pomiar in-situ
ko	ko= ν\1-ν
σh	σh =koσv lub zależność Hoeka-Browna (dla większych głębokości) lub pomiar in-situ

Etapy obliczeń parametrów górotworu dla warunku Coulomba-Mohra:

1. Obliczenia spójności c i kąta tarcia wewnętrznego ϕ dla górotworu na podstawie rozwiązania Balmera (1952).

2. Obliczenia jednoosiowej wytrzymałości na ściskanie górotworu R_c:

• R_cm = 2c cosϕ/(1-sinϕ) na podstawie Hoeka i in. (1995) lub

• R_cm = k₂ R_c ; k₂ - współczynnik z tablicy 2 normy PN-G-05020;

Obliczenia wytrzymałości na rozciąganie górotworu:

• R_rm = 2c cosϕ/(1+sinϕ) (Brady i Brown 1985)

• R_rm =R_c/tan²(45^o+ϕ/2) (Barton 1976) lub

• R_rm =0.5R_c[m-(m²+4s)^0.5] (Hoek i Brown 1980)

Warunek wytrzymałościowy Coulomba-Mohra można przedstawić w postaci:

(4.1)

gdzie:

,
- najmniejsze i największe naprężenia główne,

R_cm - jednoosiowa wytrzymałość na ściskanie górotworu,

k - nachylenie prostej w układzie
,
.

Spójność c i kąt tarcia wewnętrznego ϕ górotworu można wyznaczyć z zależności:

(4.2)

(4.3)

Związek pomiędzy naprężeniami normalnym i stycznym może być wyrażony
w postaci głównych naprężeń efektywnych (Balmer 1952):

(4.4)

(4.5)

Dla GSI > 25 i a = 0,5

(4.6)

Dla GSI ≤ 25 i s = 0

(4.7)

Wytrzymałość na rozciąganie R_r opisana jest równaniem:

(4.8)

Natomiast ekwiwalentna obwiednię Mohra opisaną równaniem:

(4.9)

można przedstawić w postaci:

(4.10)

gdzie:

, a

Dla danego Rr, stałe A i B można wyliczyć metoda regresji liniowej przyjmując zakres zmienności τ i
, przy czym:

(4.11)

(4.12)

gdzie:

T - ilość punktów w analizie regresji.

Dla zdefiniowanej obwiedni Mohra, kąt tarcia wewnętrznego ϕ_i dla konkretnego naprężenia normalnego σ_ni' opisany jest równaniem:

(4.13)

Odpowiednio spójność c_i jest równa:

(4.14)

natomiast jednoosiowa wytrzymałość górotworu R_rm wyrażona jest równaniem:

(4.15)

Powyższe zależności zostały opracowane w postaci formuł obliczeniowych realizo-wanych w języku arkuszy kalkulacyjnych (tablica 4.2).

Tablica 4.2.

Formuła obliczeniowa podstawowych parametrów górotworu (Hoek 1999)

mb = mi*EXP((GSI-100)/28) s = IF(GSI > 25,EXP((GSI-100)/9),0) a = IF(GSI > 25, 0.5, 0.65-GSI/200) sigtm = 0.5*sigci*(mb-SQRT(mb^2+4*s)) A = acalc = 10^(sumy/8-bcalc*sumx/8) B = bcalc = (sumxy-(sumx*sumy)/8)/(sumxsq-(sumx^2)/8) k = (sumsig3sig1-(sumsig3*sumsig1)/8)/(sumsig3sq-(sumsig3^2)/8) phi = ASIN((k-1)/(k+1))*180/PI() coh = (sigcm*(1-SIN(phi*PI()/180)))/(2*COS(phi*PI()/180)) sigcm = sumsig1/8-k*sumsig3/8 E = IF(sigci>100,1000*10^((GSI-10)/40), SQRT(sigci/100)*1000*10^((GSI-10)/40)) phit = (ATAN(acalc*bcalc*((signt-sigtm)/sigci)^(bcalc-1)))*180/PI() coht = acalc*sigci*((signt-sigtm)/sigci)^bcalc-signt*TAN(phit*PI()/180) sig3 = Start at 1E-10 (to avoid zero errors) end increment in 7 steps of sigci/28 to 0.25*sigci sig1 = sig3+sigci*(((mb*sig3)/sigci)+s)^a ds1ds3 = IF(GSI > 25,(1+(mb*sigci)/(2*(sig1-sig3))),1+(a*mb^a)*(sig3/sigci)^(a-1)) sign = sig3+(sig1-sig3)/(1+ds1ds3) tau = (sign-sig3)*SQRT(ds1ds3) x = LOG((sign-sigtm)/sigci) y = LOG(tau/sigci) xy = x*y xsq = x^2 sig3sig1 = sig3*sig1 sig3sq = sig3^2 taucalc = acalc*sigci*((sign-sigtm)/sigci)^bcalc s3sifit = sigcm+k*sig3 sntaufit = coh+sign*TAN(phi*PI()/180) tangent = coht+sign*TAN(phit*PI()/180)

Tablica 4.4.

Klasyfikacja zmienności parametrów uogólnionego kryterium Hoeka-Browna, modułu deformacji i współczynnika Poissona w zależności od struktury górotworu i warunków
na powierzchni nieciągłości - dla górotworu nienaruszonego (Hoek i in. 1995)

Struktura górotworu mb ,mi ,s, a - stałe Hoeka D - moduł deformacji ν - współczynnik Poissona GSI - punktacja klasyfikacji	Parametry	Warunki na powierzchni nieciągłości
				Bardzo dobre powierzchnia bardzo chropowata niezwietrzała	Dobre powierzchnia chropowata, lekko zwietrzała	Średnio dobre powierzchnia wygładzona, zmiennie zwietrzała lub zmieniona	Słabe powierzchnia gładka, silnie zmieniona, pokryta zwietrzeliną, lub wypełnienia zawierające kanciaste fragmenty skał	Bardzo słabe powierzchnia gładka, silnie zwietrzała pokryta miękką gliną lub wypełnienia
Blokowa bardzo zwarta, bloki skalne utworzone przez trzy systemy spękań	mb/mi s a D ν GSI	0,60 0,19 0,5 75 0,2 85	0,40 0,062 0,5 40 0,2 75	0,26 0,015 0,5 20 0,25 62	0,16 0,003 0,5 9 0,25 48	0,08 0,0004 0,5 3 0,25 34
Silnie blokowa zwarta, górotwór częściowo zniszczony, bloki skalne wielościenne skośne utworzone przez cztery lub więcej systemy spękań	mb/mi s a D ν GSI	0,40 0,062 0,5 40 0,2 75	0,29 0,021 0,5 24 0,25 65	0,16 0,003 0,5 9 0,25 48	0,11 0,001 0,5 5 0,25 38	0,07 0 0,53 2,5 0,3 25
Blokowa/warstwowa górotwór pofałdowany i poprzecinany uskokami oraz spękaniami tworzącymi skośne bloki	mb/mi s a D ν GSI	0,24 0,012 0,5 18 0,25 60	0,17 0,004 0,5 10 0,25 50	0,12 0,001 0,5 6 0,25 40	0,08 0 0,5 3 0,3 30	0,06 0 0,55 2 0,3 20
Zniszczona słabo zwarta, silnie zniszczony górotwór utworzony z bloków kanciastych i zaokraglonych	mb/mi s a D ν GSI	0,17 0,004 0,5 10 0,25 50	0,12 0,001 0,5 6 0,25 40	0,08 0 0,5 3 0,3 30	0,06 0 0,55 2 0,3 20	0,04 0 0,6 1 0,3 10

4.2.2. Wyznaczanie stałej m_i

Stała m_i powinna być wyznaczona na podstawie testu ściskania próbek skały
w warunkach klasycznego trójskładowego ściskania. Jeżeli nie ma możliwości przeprowadzenia testu laboratoryjnego, stałą m_i można oszacować na podstawie danych z tablicy 4.5.

W przypadku testu w warunkach trójskładowego ściskania, Hoek i Brown (1980) sugerują wielkość bocznego ciśnienia σ₃ w zakresie 0 < σ₃ <0,5R_c. Próbki powinny posiadać wilgotność zbliżoną do naturalnej. Dla uzyskania możliwie wiarygodnej średniej należy wykonać co najmniej 5 testów dla różnych wartości ciśnienia bocznego. Sposób wykonania testu jest szerzej przedstawiony w pracy Hoeka (1995).

Dla n testów wytrzymałość R_c, stałą mi oraz współczynnik korelacji można wyznaczyć z następującej zależności (Hoek i in. 1995):

(4.16)

(4.17)

(4.18)

gdzie:

x = σ₃

y = (σ₁ - σ₃ )²

Tablica 4.5.

Wielkości stałej m_i dla materiału skalnego (Hoek i in. 1995)

Typ skały	Klasa	Grupa	Tekstura
						gruboziarniste	średnioziarniste	drobno ziarniste pyłowe		drobno ziarniste ilaste
	osadowe	klastyczne		zlepieńcowate (22)	piaskowiec (19)	mułowiec (9)		iłowiec, iłołupek ilasty (4)
						piaskowiec szarogłazowy (18)
		pozostałe	organogeniczne	kreda (7)
						węgiel (8 - 21)
				węglanowe	brekcja węglanowa (20)	wapień sparytowy (10)		wapień mikrytowy (8)
				chemiczne		gips (16)		anhydryt (13)
	metamorficzne	bezładne		marmur (90)	hornfels (19)		kwarcyt (24)
		słabo warstwowane		migmatyt (30)	amfibolit (31)		mylonit (6)
		warstwowane		gnejs (33)	łupki krystaliczne (10)		fyllity (10)		łupki półkrystaliczne (9)
	magmowe	kwaśne obojętne lub średniozasadowe zasadowe		granit (33)			ryolit (16)		obsydian (19)
						granitodioryt (30)			dacyt (17)
						dioryt (28)			andezyt (19)
						gabro (27)	doleryt (19)		bazalt (17)
						noryt (22)
		piroklastyczne		aglomerat (20)	brekcja (18)		tufy (15)

*Punktacja dotyczy próbek skalnych testowanych prostopadle do warstwowania. Wielkość m_i może być znacząco różna, jeżeli niszczenie wytępuje wzdłuż powierzchni warstwowania (Hoek 1983)

W tablicy 4.6 przedstawiono formułę obliczeniową np. dla arkusza kalkulacyjnego Excela do obliczenia stałej m_i.

Tablica 4.6.

Formuła obliczeniowa stałej m_i (Hoek 1999)

y = (sig1-sig3)^2 Rc = SQRT(sumy/n)-(sumxy-sumx*sumy/n)/(sumxsq-(sumx^2)/n)*sumx/n) mi = (1/sigci)*((sumxy-sumx*sumy/n)/(sumxsq-(sumx^2)/n)) r2 = ((sumxy-(sumx*sumy/n))^2)/((sumxsq-(sumx^2)/n)*(sumysq-(sumy^2)/n))

W tablicy 4.7 przedstawiono przykład obliczeń stałej m_i dla próbek piaskowca
z otworu badawczego wykonanego w utworach fliszu karpackiego na odcinku projektowanego tunelu komunikacyjnego w Węgierskiej Górce.

Tablica 4.7.

Przykład obliczeń stałej m_i dla piaskowca

x-sig3	sig 1	y	xy	xsq	ysq
0,5	102,9	10485,76	5242,88	0,25	109951162,8
2	109,5	11556,25	23112,5	4	133546914,1
3	114,3	12387,69	37163,07	9	153454863,5
4	122,6	14065,96	56263,84	16	197851230,7
6	130,8	15575,04	93450,24	36	242581871
suma 15,5	580,1	64070,7	215232,53	65,25	837386042,1
sumx		sumy	sumxy	sumxsq	sumysq
ilość testów		5
wytrzymałość Rc		99,0
stała mi		9,7
stała s		1
wsp. korelacji r^2		0,98

4.3. Przykład wyznaczenia parametrów geotechnicznych górotworu dla potrzeb projektu tunelu komunikacyjnego w Milówce

Dla oceny ilościowej warunków geotechnicznych na trasie tunelu wyznaczono punktację klasyfikacji KFG, RMR₈₉ i Q na wybranych fragmentach górotworu. Wyznaczono podstawowe parametry takie jak moduł sprężystości E_s, moduł deformacji D, wytrzymałość R_c, stała Hoeka m_i. W dalszej kolejności obliczono parametry wytrzymałościowe górotworu wg procedury Hoeka (tab. 4.1). Moduły sprężystości i deformacji przyjęto na podstawie pomiarów dylatometrycznych.

4.3.1. Wyznaczenie punktacji klasyfikacji KFG i parametrów górotworu na podstawie pomiarów geofizycznych

W tablicy 4.8 zestawiono obliczone parametry geotechniczne górotworu dla odcinka tunelowego na podstawie refrakcyjnych pomiarów sejsmicznych.

Tablica 4.8.

Parametry geotechniczne górotworu wyznaczone na podstawie pomiarów sejsmicznych dla tunelu Milówka

Odcinek pomiarowy od km - do km	KFG [pkt]	Dśredn^(1) [GPa]	Dmin^(2) [GPa]	D^(3) [GPa]	Es^(4) [GPa]	RMR89 [pkt]	Es^(5) [GPa]
14+005-14+030	21,9	4,3	0,9	0,7	1,1	21,2	1,9
14+031-14+070	22,3	4,6	0,9	0,7	1,1	23,3	2,2
14+071-14+120	27	5,2	1,0	1,0	1,4	26,4	2,6
14+121-14+170	27,6	5,6	1,1	1,0	1,5	28,5	2,9
14+171-14+210	27,3	5,4	1,1	1,0	1,5	27,4	2,7
14+211-14+270	27,4	5,5	1,1	1,0	1,5	27,7	2,8
14+271-14+330	29,4	5,6	1,1	1,1	1,6	28,5	2,9
14+331-14+380	29	5,4	1,1	1,1	1,6	27,4	2,7
14+381-14+430	28,8	5,3	1,1	1,1	1,6	26,8	2,6
14+431-14+480	28,6	5,1	1,0	1,1	1,6	26	2,5
14+481-14+540	28,4	5	1,0	1,1	1,5	25,3	2,4
14+541-14+600	26,4	4,8	1,0	0,9	1,4	24,3	2,3
14+601-14+660	25,8	4,5	0,9	0,9	1,3	22,2	2,0
14+661-14+710	25,8	4,5	0,9	0,9	1,3	22,2	2,0
14+711-14+760	30,5	4,8	1,0	1,2	1,7	24,3	2,3
14+761-14+810	35,8	4,6	0,9	1,6	2,2	23,3	2,2
14+811-14+860	35,8	4,6	0,9	1,6	2,2	23,3	2,2
14+861-14+900	40,9	4,5	0,9	2,2	2,9	22,2	2,0
14+901-14+940	41,5	4,6	0,9	2,3	3,0	23,3	2,2
14+941-14+970	36,3	4,8	1,0	1,7	2,3	24,3	2,3

(1) i (2) wg Bartona (1996), (3) i (4) wg Bestyńskiego (1997), (5) wg Serafima i Pereiry (1980)

Punktację klasyfikacji KFG wyznaczono z zależności Bestyńskiego (1997):

(4.19)

Wielkości modułu deformacji D wyznaczono z zależności empirycznych na podstawie znajomości prędkości fali P. Moduł D_średn. wg Bartona (1996) wyznaczono z zależności:

[GPa] (4.20)

Natomiast moduł D_min wyznaczono z nomogramu Bartona (1996).

Moduły sprężystości i deformacji obliczone na podstawie punktacji KFG wyznaczono z zależności (Bestyński 1997):

[MPa] (4.21)

[MPa] (4.22)

Natomiast moduł sprężystości E_s z zależności Serafima i Pereiry (1980), dla której RMR wyznaczono z danych sejsmicznych (Pilecki 2002):

[GPa] (4.23)

Wyznaczone moduły D_min wg Bartona (1996) i moduł D wg Bestyńskiego (1997) osiągają zbliżone wartości. Natomiast moduł D_średn wg Bartona (1996) przyjmuje zbyt wysokie wartości i znacznie odbiegające od wyników pomiarów dylatometrycznych. W przypadku modułów sprężystości zachodzi dobra korelacja wyników dla zależności Bestyńskiego (1997) i Serafima i Pereiry (1980) i są zbliżone do wyników pomiarów dylatometrycznych.

4.3.2. Wyznaczenie punktacji klasyfikacji RQD, RMR i Q z danych otworowych

Na podstawie analizy rdzeni otworów badawczych wyznaczono punktacje RQD, RMR₈₉ i Q, które zestawiono w tablicy 4.9.

Dla potrzeb obliczeń przyjęto następujące założenia:

- analizowano odcinki jednometrowe rdzenia z utworów podłoża skalnego, poniżej strefy utworów czwartorzędowych i strefy intensywnego wietrzenia,

- opis serii skalnych wykonano wg klasyfikacji Thiela i in. (1995) na odcinkach jednometrowych (tabela 4.10). Dla konkretnego otworu obliczono średnią
z oznaczeń ze wszystkich 1. metrowych odcinków. Na przykład 1,2 oznacza, że w profilu litologicznym otworu występowała głównie seria 1 - powyżej 85% piaskowców i w niewielkim stopniu serie skalne o mniejszym udziale piaskowców. Jeżeli na analizowanym odcinku jednego metra występował zlepieniec to udział procentowy piaskowców zmniejszano o 15%,
a w przypadku występowania łupka marglistego - udział procentowy łupków zmniejszano o 15%.

Tabela 4.10.

Serie skalne utworów fliszu karpackiego na podstawie Thiela i in. (1995)

Numer serii	Procentowy udział w budowie serii
		Piaskowce [%]		Łupki [%]
		od [>]	do [≤]	od [>]	do [≤]
1	85	100	0	15
2	50	85	15	50
3	15	50	50	85
4	0	15	85	100

4.3.3. Podział jakości górotworu na klasy

Na analizowanych odcinkach pomiarowych wzdłuż osi tunelu w podłożu skalnym wyróżniono dwie klasy jakości górotworu - klasę bardzo słabą IV-1 i klasę słabą IV-2.

Generalnie podziału na klasy dokonano według kryteriów litologiczno-straty-graficznych oraz punktacji RMR₈₉, przy czym posłużono się klasyfikacją Q, RQD
i KFG dla kontroli poprawności wskazań RMR₈₉. Wyniki klasyfikacji KFG przyjmowano jako szacunkowe z uwagi na rozbieżności z wynikami pozostałych klasyfikacji. Podział górotworu na klasy przedstawiono w tablicy 4.11.

Tablica 4.11.

Podział górotworu na klasy geotechniczne na odcinku tunelowym Milówka

klasa górotworu	odcinek pomiarowy		seria skalna (średnia)	opis litologiczny
		od km	do km		[pkt]
	IV-1 bardzo słaba	14+032	14+065		4,0	łupki ilaste miękkie, pęczniejące, przewarstwione łupkami twardymi oraz sporadycznie ławicami piaskowców drobnoziarnistych
		14+110	14+138		4,0
		14+522	14+544		3,9
	IV-2 słaba	14+134	14+153		2,6	łupki ilaste miękkie i twarde z przewarstwieniami piaskowców typu krośnieńskiego
		14+522	14+544		2,8

1. Obliczenia parametrów wytrzymałościowych górotworu

Dane wejściowe do obliczeń zestawiono w tablicy 4.12, przy czym opracowano je dla następujących założeń:

- zakres zmienności modułu deformacji D dla klasy IV-1 został przyjęty
z pomiarów dylatometrycznych dla łupków (Zabuski 2002),

- wytrzymałość R_c dla piaskowców przyjęto z badań w warunkach trójosiowego ściskania dla ciśnienia bocznego 3 MPa wg normy BN-83/0410-03,

- średnią wytrzymałości R_c w klasie IV-2 przyjęto jako średnią w zakresie zmienności tego parametru z uwzględnieniem udziału procentowego średnich R_c piaskowców i łupków w tej serii skalnej (2,7),

• dla wyznaczenia GSI przyjęto (Hoek i in. 1995):

(4.24)

przy czym w klasyfikacji RMR₈₉ dla kryterium warunków zawodnienia przyjęto - całkowicie sucho (15 pkt), a orientację spękań jako bardzo korzystną (0 pkt),

Jeżeli RMR₈₉ było mniejsze lub równe od 25, wówczas GSI obliczono
z zależności (Hoek i in. 1995):

(4.25)

- stałą Hoeka m_i wyznaczono na podstawie badań wytrzymałości piaskowców
w klasycznych warunkach trójosiowego ściskania (Hoek 1999), nomogramu (tab. 4.5) w przypadku łupków, z uwzględnieniem udziału tych skał w serii skalnej wg Thiela i in. (1995).

Tablica 4.12

Dane wejściowe do obliczeń parametrów wytrzymałościowych górotworu dla tunelu Milówka

klasa górotw.	seria skalna średn. [-]	stała Hoeka mi [-]	Moduł deformacji D [MPa]		Wytrzym. materiału skalnego Rc [MPa]		GSI [pkt]
						średn.	zakres	średn.	zakres	średn.	zakres
IV-1	4,0	4	150	131-223	4,6	2,6-6,7	19	15-30
IV-2	2,7	6	400	142-442	46,7	2,6-180	24	16-62

Wyznaczone wielkości w tablicy 4.12 posłużyły do obliczeń parametrów wytrzymałościowych wg rozwiązania Hoeka (tab. 4.1). Ciężar objętościowy górotworu obliczono z uwzględnieniem wzajemnego udziału łupków i piaskowców
w wyznaczonych klasach górotworu. Średni ciężar objętościowy szkieletu skalnego ze wszystkich próbek wynosi 25,6 kN/m³. Parametry górotworu zestawiono w tablicy 4.13.

Tabela 4.13.

Parametry górotworu według klas geotechnicznych dla tunelu Milówka

Parametr	Klasa IV-1		Klasa IV-2
		średn.	zakres	średn.	zakres
γ [kN/m^3]	23,0		23,0
Es [MPa]	450	348-574	1200	348-2091
D[MPa]	150	131-223	400	142-442
ν	0,33		0,30
c [kPa]	56	26-150	823	33-9637
ϕ [ ^o]	15,6	14,1-19,2	20,4	17,2-29,5
Rcm[kPa]	150	70-420	2370	90-33040

Objaśnienia: γ - ciężar objętościowy, E_s - moduł sprężystego odkształcenia, D - moduł deformacji, ν - współczynnik Poissona, c - spójność, ϕ - kąt tarcia wewnętrznego, Rcm - wytrzymałość na jednoosiowe ściskanie górotworu.

Literatura

1. Barton N. R., Lien R. i Lunde J. 1974: Engineering classification of rock masses for the design of tunnel support. Rock Mechanics nr 6(4),189 - 239.

2. Barton N. 1996: Estimating rock mass deformation modulus for excavation disturbed zone studies. Proc. of Excavation disturbed zone workshop, eds. J. B. Montino & C. D. Martin, September 20 1996, Manitoba, Canada, 133 - 144.

3. Bestyński Z. 1997: Ocena właściwości geotechnicznych fliszu karpackiego na podstawie badań geofizycznych. Praca doktorska, AGH, Kraków.

4. Bieniawski Z. T. 1989: Engineering rock mass classification. Wiley, New York. 1989.

5. Hoek E. 1999: Rock Engineering - Course notes. Evert Hoek Consulting Engineer Inc.

6. Hoek E. i Brown E. T. 1980: Underground excavations in rock. Inst. of Min. and Metall., London.

7. Hoek E. i Brown E. T. 1997: Practical estimates of rock mass stregth. Int. J. Rock Mech.
   & Mining Sci. & Geomechanics Abstracts 34 (8), 1165 - 1186.

8. Hoek E., Kaiser P. K. i Bawden W. F. 1995: Support of underground excavation in hard rock. Balkema, Rotterdam.

9. Pilecki Z. 2002: Geofizyczne klasyfikacje górotworu. Przegląd Geologiczny (w druku).

10. PN-G-04303:1997 - Skały zwięzłe. Oznaczenie wytrzymałości na ściskanie z użyciem próbek foremnych.

11. PN-G-05020: Obudowa sklepiona. Zasady projektowania i obliczeń statycznych.

12. Serafim J. L. i Pereira J. P. 1983: Consideration of the geomechanical classification of Bieniawski. Proc. Int. Symp. on Eng. Geology and Underg. Constr., Lisbon, vol. 1(II),
    33 - 44.

13. Thiel K. red. 1995: Właściwości fizyko-mechaniczne i modele masywów skalnych polskich Karpat fliszowych. Instytut Budownictwa Wodnego PAN, Biblioteka Naukowa Hydrotechnika 19.

14. Zabuski L. 2002: Interpretacja i analiza wyników badań dylatometrycznych skał
    w otworach u wylotu dwóch tuneli komunikacyjnych na trasie szybkiego ruchu
    Zwardoń-Żywiec S-69, Gdańsk.

75

---