5 + 2 Geomechanics and 156 596 Geomechanik und Tunnelbau … · 2018. 9. 21. · Geomechanik und Tunnelbau. Underground construction in rock prone to swelling behaviour may result

5 + 2Oktober 2010, S 583 596April 2011, S. 141 156ISSN 1865-736277399

Sonderdruck

Geomechanics andTunnelling

– Role of brittle fracture on swelling behaviour of weak rock tunnels: hypothesis and qualitative evidence Sprödbruch in wenig festem Fels als Auslöser von Quellvorgängen: Beobachtungen und Analysen

– Role of brittle fracture on swelling behaviour: evidence from tunnelling case histories Sprödbruch in wenig festem Fels als Auslöser von Quellvorgängen: Erkenntnisse aus Fallstudien

Geomechanik

und Tunnelbau

Underground construction in rock prone to swelling behaviourmay result in long-term problems, especially in the invert, if thestructure cannot resist swelling pressures. Swelling phenomenaare not only a consequence of ground conditions but are stronglyinfluenced by excavation and construction procedures. Evidenceof brittle failure observed in the field will be presented and ana-lyzed to prove that brittle failure is the trigger effect of swellingphenomena in shale and clay-anhydrite rocks. Brittle fractureshave also been observed in laboratory swelling tests. Brittle fail-ure can create cracks that form pathways for water, leading tochanges in the stress-state, and as a consequence triggerswelling phenomena. In clay-anhydrite rock, the swelling pres-sure is caused by the crystallization pressure of gypsum. The ex-cavation and construction procedures used for the tunnel are adecisive factor for controlling swelling behaviour.

1 Introduction

Underground construction in rock prone to swelling mayresult in costly construction and reconstruction measures,particularly if the support structure cannot resist theswelling pressure. As is discussed here, swelling is not on-ly affected by ground conditions but is also strongly influ-enced by excavation, construction and support proce-dures. Ground conditions include the properties of therock and rock mass. Other factors contributing to swellinginclude: supply of water and the state of stress at locationswere the swelling process takes place, in particular thehorizontal far-field stresses (magnitude, orientation andstress ratio) and the stress concentrations created duringconstruction. It is hypothesized here and then supportedby qualitative observations and numerical models, that theoccurrence of brittle fractures in the rock mass matrixnear the excavation may create conditions that stronglyenhance swelling processes such as the transformation ofanhydrite to gypsum with related crystal growth and vol-ume change. Brittle fracturing or spalling has been widelyobserved around hard rock tunnels but it is also observedin weaker rocks such as over-consolidated clays like Opal-inus clay [1] [2], and in rocks that eventually show mild toextreme swelling behaviour [3] [4] [5]). Shearing as a trig-gering factor for swelling is also known [6].

In the following, the authors explore this hypothesisthat swelling may be affected, if not dominated, by brittle

Quellvorgänge in Tongesteinen und Ton-Anhydritgesteinen führenoft zu langfristigen Problemen in Untertagebauten, insbesonderewenn der Ausbauwiderstand der Tragkonstruktion langfristig zugering ist. Die Quellvorgänge, die besonders im Sohlbereich auf-treten, sind nicht bloß eine Folge der Gesteinseigenschaften,sondern werden auch von den gewählten Bauvorgängen und derTragkonstruktion beeinflusst. Sprödbruchvorgänge wurden in vie-len Untertagbauten in Felsgesteinen mit geringer Festigkeit beob-achtet. Deren Ursachen werden mit numerischen Modellen ana-lysiert. Sprödbrüche wurden aber auch in Laborquellversuchen inTon-Anhydritgesteinen, wo sich Gips bildete, beobachtet. Die un-terschiedlichen Beobachtungen werden in einen gemeinsamenRahmen zusammengefügt. Sprödbrüche führen zur Bildung vonRissen und damit von Wasserwegen. Weiter ergeben sich we-sentlichen Änderungen des Spannungszustands um die unterirdi-sche Öffnung, und als Folge dieser Vorgänge werden Queller-scheinungen ausgelöst. In Ton-Anhydritgesteinen wird der höhe-re Quelldruck durch den Kristallisationsdruck von Gips verur-sacht. Der gewählte Bauvorgang muss Sprödbruchvorgängemöglichst vermeiden und ist ein wesentlicher Faktor des aufzu-nehmenden Quelldrucks und der Quellerscheinungen.

1 Einleitung

Bei Untertagbauten in Gebirge, das zum Quellen neigt,können aufwändige Baumaßnahmen oder kostspieligeSanierungsmaßnahmen notwendig werden, wenn dasTragwerk den auftretenden Schwelldrücken nicht wider-stehen kann. Wie im Beitrag erläutert, werden Quellvor-gänge nicht nur vom Baugrund beeinflusst, auch Aus-bruch-, Bau- und Sicherungsverfahren spielen dabei eineRolle. Baugrundverhältnisse werden durch Gestein undGebirge, insbesondere von dessen Steifigkeit und Festig-keit, bestimmt. Andere Faktoren sind für das Quellenauch ausschlaggebend: Die Zufuhr von Wasser ins Gebir-ge und der Spannungszustand in den Bereichen, woQuellvorgänge stattfinden können. Bei letzterem sind dernatürliche Spannungszustand (Größe, Orientierung,Spannungsverhältnis) und die beim Bau verursachtenSpannungskonzentrationen mitbestimmend. Es wird an-genommen – was später mit Beobachtungen und numeri-schen Analysen belegt wird – dass Sprödbrüche, die imGebirge nahe des Hohlraums auftreten, Quellprozesse

Topics

Role of brittle fracture on swelling behaviour of weakrock tunnels: hypothesis and qualitative evidence

Sprödbruch in wenig festem Fels als Auslöser vonQuellvorgängen: Beobachtungen und Analysen

Walter SteinerPeter K. KaiserGeorg Spaun

DOI: 10.1002/geot.201000053

3© 2010 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 3 (2010), No. 5

583_596_Steiner.qxd 22.09.2010 15:03 Uhr Seite 583

4 Special print: Geomechanics and Tunnelling 3 (2010), No. 5

W. Steiner/P. K. Kaiser/G. Spaun · Role of brittle fracture on swelling behaviour of weak rock tunnels: hypothesis and qualitative evidence

fractures that are created during tunnel construction asthe face advances. While this concept may also be applic-able to swelling clays, this paper concentrates on case ex-amples involving the transformation of anhydrite to gyp-sum with related crystal growth and associated swellingpressures. Based on qualitative evidence, it is concludedthat swelling induced by brittle failure may be a common-ly encountered process and that constructive measuresshould be taken to minimize brittle fracturing during tun-nel construction in swelling rocks.

2 In-situ stresses

Swelling is a process that is highly dependent on the stateof stress. Hence, it is necessary to properly define the in-situ stress state and the stress change due to tunnel exca-vation. Furthermore, since it is difficult to determine thein situ stress by direct measurements in weak, sedimenta-ry rocks, indirect means for stress estimation are adopted.The vertical stress is typically assumed to be defined bythe overburden thickness, but the acting horizontalstresses cannot be related to overburden alone as otherprocesses such as over-consolidation and natural swellingmodify the state of stress near the ground surface, in par-ticular in the first few hundred meters. Tectonic effectsmay also have an effect but are not considered in this pa-per.

2.1 Horizontal stresses due to over-consolidation

Swelling rocks are mostly sedimentary rocks, and theyhave undergone some preloading during deposition anderosion, diagenesis and tectonic activity. In Southern Ger-many and Northern Switzerland, geological evidence indi-cates that the present landscape may have been coveredby 800 m of sediments [7]. Based on geotechnical litera-ture [5] [8] [9] [10] [11], the horizontal stresses and re-sulting mean stresses can be estimated in the top 150 m(Figure 1) or so by estimating the over-consolidation stressratio K0(OC).where

K0 ratio of horizontal to vertical stress,OC overconsolidated ground,NC normally consolidated ground,φ’ effective friction angle,σmax maximum primary overburden stress,σv actual overburden stress,OCR overconsolidation ratio, OCR = σmax / σv.

The stress distributions shown in Figure 1 were calculatedwith a representative, effective friction angle of 30° and aprimary overburden from 400 to 800 m. For an actualoverburden of 50 to 150 m, a stress ratio K0 of 1.5 to 2 isobtained, decreasing to about 0.8, below 150 m.

2.2 Horizontal stresses due to crystal growth pressure

In rocks bearing anhydrite there are indications that thecrystallization pressure, stemming from growth of fibrous

K K OCROC NCv

0 0 1( ) ( )sin ' max( sin )= ⋅ = − ⋅

⎛

⎝⎜⎞φ φ

σσ

'⎠⎠⎟

sin φ'

auslösen und besonders die Umwandlung von Anhydrit inGips mit Rekristallisation und Volumenzunahme zulas-sen. Vorgänge mit Sprödbrüchen und Abschalungenkennt man in festem Gebirge, sie wurden aber auch inweniger festem Gestein, wie in vorbelasteten Tongestei-nen (Opalinuston) beobachtet [1] [2] und in Gesteinen,die eine schwache bis starke Quellung erleiden [3] [4][5]. Genauso sind Schervorgänge als Auslöser von Quell-vorgängen bekannt [6].

Im Weiteren verfolgen die Autoren die Hypothese,dass Quellen durch Sprödbruchvorgänge beeinflusst,wenn nicht gar beherrscht werden kann, wenn es wäh-rend dem Tunnelvortrieb in Nähe der Ortsbrust entsteht.Diese Überlegungen sind zwar auch auf quellende Tonge-steine anwendbar, hier konzentriert sich der Beitrag aberauf Beispiele, in der die Umwandlung von Anhydrit inGips mit zugehörigem Kristallwachstum und Quelldrü-cken geschieht. Aufgrund von Beobachtungen schließendie Autoren, dass Quellvorgänge ausgelöst durch Spröd-brüche allgemein vorkommen und deshalb bautechni-schen Maßnahmen nötig sind, um diese Abläufe zu be-grenzen.

2 Der natürliche Spannungszustand

Quellvorgänge hängen sehr stark vom jeweiligen Span-nungszustand ab. Der natürliche Spannungszustand mussmöglichst genau erfasst werden, und auch Spannungsän-derungen infolge Ausbruchs des Hohlraums sind korrektvorauszusagen. Da es schwierig ist, in relativ weichem Se-dimentgestein den natürlichen Spannungszustand direktzu messen, werden hier indirekte Methoden verwendet,um die Spannungen abzuschätzen. Meist wird angenom-men, dass die Vertikalspannung der Überlagerungsspan-nung entspricht. Die Horizontalspannung ist nicht nurvon der Überlagerung abhängig, sondern sie unterliegtauch der Vorbelastung und natürlicher Quellvorgänge;dies vor allem für die ersten paar hundert Meter im Gebir-ge. Tektonische Einflüsse sind bei diesen Überlagerungenkaum zu erwarten und werden hier nicht explizit beachtet.Mit geologischen Überlegungen können die Spannungenbesser abgeschätzt werden.

2.1 Horizontalspannungen infolge Vorbelastung

Quellende Gesteine sind meist Sedimentgesteine, die eineVorbelastung infolge Ablagerung und Abtrag, Diageneseund Gebirgsbildung erlitten haben. Im SüdwestenDeutschlands und der Schweiz ist aus geologischen Be-funden bekannt, dass das heutige Gelände mit bis zu800 m mit Sediment bedeckt war [7]. Ausgehend von bo-denmechanischer Literatur [5] [8] [9] [10] [11] könnendie Horizontalspannungen und die mittleren Normal-spannungen in den obersten 150 m (Bild 1) durch die Be-rechnung des Horizontalspannungsbeiwerts K0(OC) mit-tels des Vorbelastungsgrads OCR abgeschätzt werden:dabei sind

K0 Verhältnis Horizontal- zu Vertikalspannung,OC vorbelasteter Untergrund (= überkonsolidiert),

K K OCROC NCv

0 0 1( ) ( )sin ' max( sin )= ⋅ = − ⋅

⎛

⎝⎜⎞φ φ

σσ

'⎠⎠⎟

sin φ'


5Special print: Geomechanics and Tunnelling 3 (2010), No. 5


gypsum in joints and bedding planes, may further modifythe primary stress conditions.

2.2.1 Anhydrite-gypsum transformation

The transformation of anhydrite to gypsum takes placewhen the anhydrite is dissolved in water and the precipita-tion of gypsum leads to crystal growth in fissures of thehost rock [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] or within thehost rock itself [19]. During the crystallization of gypsum,a substantial pressure results if the crystals cannot growfreely. Flückiger et al. [20] estimated the crystallizationpressure based on stochimetric considerations at 3.7 MPa.This pressure corresponds to the vertical stress at a depthof about 150 m and the horizontal stress for K0 = 1 (Fig-ure 1; left) and corresponds to the horizontal stress at 90to 100 m depth, if K0 = 2 (Figure 1; right). Hence, at lessthan 100 m depth, crystallization may dominate the hori-zontal stress field; and crystallization of gypsum may havecreated high horizontal stresses in the geological past.Wichter [12] postulates high horizontal stresses (K0 > 2)based on limiting equilibrium consideration for the Wa-

NC nicht vorbelasteter Untergrund (= normalkonsoli-diert),

φ’ effektiver Reibungswinkel des ursprünglichen Bo-dens,

σmax maximale frühere Vorbelastungsspannung,σv heutige Überlagerungsspannung,OCR Vorbelastungsgrad OCR = σmax/σv.

Bei einem maßgeblichen Reibungswinkel von 30° und ei-ner ursprünglichen Überdeckung von 400 bis 800 m resul-tieren die in Bild 1 dargestellten Werte. Bei einer heutigenÜberlagerung von 50 bis 100 m, ergibt sich ein Span-nungsverhältnis K0 von 1,5 bis 2, das bei Überlagerungenvon mehr als 150 m unter 0,8 sinkt.

2.2 Horizontalspannungen aus Druck von wachsendenKristallen

Für Gebirge mit Anhydrit gibt es Anzeichen dafür, dass dienatürliche Spannung durch den bei der Kristallisation vonGips in Klüften und Bankungsfugen auftretende Druckbeeinflusst wird.

Fig. 1. Left graph: Stress profiles to 150 m overburden with an assumed gypsum-anhydrite boundary at 40 to 80 m depth;the assumed vertical, estimated horizontal and mean stresses as well as a crystallization pressures of 3.7 MPa are shown;Right graph: horizontal to vertical stress ratio for two over-consolidation levels and for an assumed horizontal crystallizationpressure of 3.7 MPaBild 1. Linkes Diagramm: Spannungsverlauf bis 150 m Überlagerung mit Gips-Anhydrit Spiegel in 40 bis 80 m Tiefe; darge-stellt sind: Vertikal-, Horizontal und mittlere Normalspannung und der Kristallisationsdruck von 3,7 MPa. Rechtes Dia-gramm Verhältnis Horizontal- zu Vertikalspannung für zwei Vorbelastungshöhen und für 3,7 MPa Kristallisationsdruck




genburg tunnel in Stuttgart. Wichter [21] suggest that evenhigher crystallization pressures may be possible depend-ing on the super-saturation of the sulphate in water andtemperature at the time of deposition.

Investigations by Schwotzer et al. [15] [16] explainthe transformation of anhydrite to gypsum under low con-finement. Water is required for the solution of anhydriteand the crystallization of gypsum from supersaturated sul-phate water. The forming of gypsum crystals create direc-tional pressures, i.e., in the direction of crystal growth,which is typically perpendicular to fracture surfaces. Thismay lead to an opening and the growth of fractures, andthe formation of new fractures. The process may continueuntil sufficient counter stress stops the crystal growth, thesolution is removed or the crystal growth finally stops theinflow of water.

2.2.2 Swelling pressures in anhydrite shale rocks

Paul [22] and Paul and Wichter [23] measured pressuresbetween 1.5 and 5.5 MPa in the invert of the WagenburgTunnel with contact cells. Similar ranges of contact pres-sures have been observed in the Belchen Tunnel [3], theFreudenstein Tunnel [24] or in the Lilla Tunnel in Spain[17] [18]. Swelling pressures obtained on samples from theHauenstein Base Tunnel [8] [13] indicate a similar range.In contrast average swelling pressures back-calculatedfrom measurements in the liner [5] [25] [26] of theHauenstein Tunnel are lower: 1.8 to 2.5 MPa, also pres-sures back-calculated from the liner loads of the BelchenTunnel are 1.8 MPa. These swelling pressures also corre-spond to the mean stresses at the anhydrite boundary (seeFigure 1)

2.2.3 Observation of fibrous gypsum in rock masses

Anhydrite and gypsum bearing rocks of the Gipskeuper inBaden-Württemberg, Germany, show shear and tensilefractures and bedding planes filled with fibrous gypsum atthe face of the test chamber in the Engelberg Base Tunneladit as observed by Spaun [27] (Figure 2) and in theFreudenstein Tunnel reported by Berner [28]. These non-continuous gypsum zones also support the fact that theobserved mean swelling stresses are less than the crystal-lization pressures.

3 Brittle behaviour of rock around underground openings3.1 Brittle behaviour of hard rock

Experiences with brittle hard rock failure from major,mostly deep mining and tunnelling operations, and workby collaborating researchers led to the conclusion thatspalling type processes may affect and possibly play a con-trolling role in swelling rock types and thus affect theswelling potential near tunnels [29] [30]. The relativestresses for hard rock at great depth are similar to thosefor weak rock at shallow depth.

Some of the lessons learned with brittle failing rock indeep underground construction and Alpine tunnellinghave previously been presented in keynote lectures: atGeoEng 2000 [31], summarizing a decade of collaborativeresearch work on brittle rock failure, at GEAT’99 [32] and

2.2.1 Anhydrit-Gips Umwandlung

Bei der Umwandlung von Anhydrit in Gips wird derAnhy-drit zuerst durch Wasser gelöst und fällt dann aus einerübersättigten Lösung aus, dabei bilden sich Gipskristallein Gebirgsrissen [12] [13] [14] [15] [16] [17] [18] oder in-nerhalb des Gesteins [19] aus. Können sich Gipskristallenicht ungehindert bilden, so entsteht ein Kristallisations-druck. Flückiger et al. [20] schätzen diesen Kristallisati-onsdruck aufgrund von stöchiometrischen Überlegungenauf 3,7 MPa. Dieser Druck entspricht der Vertikalspan-nung in 150 m Tiefe (Bild 1, links) und in 90 bis 100 mTiefe der Horizontalspannung mit einem VerhältnisK0 = 2 (Bild 1, rechts). In diesem Tiefenbereich kann derKristallisationsdruck deshalb hohe Horizontalspannun-gen auslösen, und oberhalb 100 m Tiefe diese dominieren.Aufgrund von Grenzgleichgewichtsbetrachtungen postu-liert Wichter [12] hohe Horizontalspannungen (K0 > 2) imWagenburgtunnel in Stuttgart. Wichter [21] vermutet, dasshöhere Kristallisationsdrücke je nach Grad der Übersätti-gung der Lösung und der Temperatur entstehen könnten.

Feldversuche von Schwotzer et al. [15] [16] zeigen dieAnhydrit-Gips Umwandlung bei geringer Behinderung.Anhydrit muss durch Wasser gelöst werden und anschlie-ßend kristallisiert Gips aus der übersättigten Sulfatlösungaus. Die sich formenden Kristalle erzeugen gerichtetenDruck, das heißt Kräfte in Richtung des Kristallwachs-tums, das bedeutet meistens senkrecht zur Oberfläche derRisse und Klüfte. Dadurch werden diese geöffnet, und eskönnen sich neue Risse bilden. Gleichzeitig wird Gegen-druck erzeugt. Reicht dieser aus, kann das Kristallwachs-tum aufhören. Dieser Vorgang ist auch möglich, wenn kei-ne Sulfatlösung mehr zufließt oder das Kristallwachstumden Zufluss von Wasser stoppt.

2.2.2 Quelldrücke in Gipskeuper

Paul [22] und Paul & Wichter [23] haben beim Wagen-burgtunnel mit Messdosen Kontaktspannungen auf dasBetonsohlgewölbe von 1,5 bis 5,5 MPa gemessen. Ähnlichgroße Streuungen der Kontaktspannung wurden bei Mes-sungen in anderen Tunneln wie beim Belchentunnel [3],Freudensteintunnel [24] oder beim Lilla Tunnel in Spa-nien [17] [18] beobachtet. Gleiche Streubereiche vonQuelldrücken wurden an Laborproben aus dem Hauen-stein-Basistunnel [8] [13] gemessen. Aus Messungen inder Auskleidung [25] [26] und Beobachtungen [3] sindrückgerechnete Quelldrücke geringer (1,8 bis 2,5 MPa)und zeigen kleinere Schwankungen. Diese Quelldrückeentsprechen auch den mittleren Spannungen an der An-hydritgrenze (vgl. Bild 1).

2.2.3 Beobachtungen von Fasergipseinlagen im Gebirge

Gipskeuper zeigt oft mit Gips gefüllte Schub- und Zugris-se, sowie Bankungsfugen, wie sie im Engelberg-Basis-Tun-nel (Bild 2) von Spaun [27] aufgenommen und im Freu-densteintunnel von Berner [28] beobachtet wurden. Diesenicht durchlaufenden Gipsbänder stützen die vorherigenHypothesen über die Kraft des Quelldrucks, dass die mitt-lere Quellspannung im Gebirge geringer als der Kristalli-sationsdruck ist.




GEAT‘05 [33], focusing on experience from Alpine tun-nelling in Switzerland, and at the Asian Rock MechanicsSymposium (Kaiser [34]), highlighting the impact of brit-tle failure on construction practicality [35] [36].

When building in highly stressed rock, instability isimminent and a clear understanding of the rock behaviouris required. In recent years, this aspect of behaviour identi-fication has received increasing attention. Rock behaviourmatrices as developed by Hoek et al. [37], expanded byKaiser et al. [31] and by Palmstrom & Stille [38], and de-veloped by Schubert & Goricki [39] for the Austrian code,are all helpful to identify and group similar excavation be-haviours. However, these behaviour classifications general-ly tend to underestimate the impact of brittle fracturing.For this reason, Kaiser et al. [31] introduced a stress levelrating parameter (σθmax/UCS) for the stress axis of the tun-nel instability matrix as an indicator to assist in anticipat-ing brittle, spalling-type failure processes. Today, when en-gineering excavations in highly stressed ground, brittle fail-ure processes must be considered and appropriate modelsused to arrive at acceptable designs [40] [41].

The term “brittle” is used here to indicate spalling-type failure due to tensile crack or fracture propagationand not to describe the more general process of plasticpost-peak strain.

Various studies [42] [43] [31] [44] have revealed thatbrittle failure processes lead to breakouts and often domi-nate the rock mass behaviour near excavations [45]. Kaiser& Kim [36] demonstrated for massive to blocky, brittlerock that the failure envelope for brittle rocks and rockmasses are best represented by a tri-linear or s-shaped fail-ure envelope (Figure 3); to account for the mostly tensilefracturing in the low confinement range. To the left of thespalling limit in Figure 3, where the confining stresses arerelaxed, extensional fracture propagation processes domi-nate and lead to spalling rather than shear failure.

The transition between shear failure and brittle fail-ure is represented in Figure 3 by the spalling limit definedby the stress ratio σ1/σ3. For very heterogeneous rocktypes the spalling limit is often < 10 but may be > 10 in ho-mogeneous materials [46] [36].

Standard shear failure criteria (e.g., Mohr-Coulombfailure criterion) do not account for the strength reductiondue to extensional type damage initiation and propaga-tion with eventual spalling, and thus are only applicable tothe right of the spalling limit (see Figure 3). To the left ofthe spalling limit, standard shear failure envelopes tend toover-predict the in-situ rock mass strength. In more gener-al terms, the fundamental rock and rock mass strengthequations must contain confinement-dependent terms forboth the cohesive and the frictional strength terms [29].

3.1.1 Brittle failure of “intact” rock

For intact rock, it was previously assumed that the failureenvelope of the intact rock is non-linear with a steady cur-vature as per the Hoek-Brown criterion. However, on clos-er examination of published data, it is evident that this as-sumption is not valid for most intact rocks [36] [29].

If the confinement, expressed as minimum principalstress, is sufficient (typically greater than about UCS/10)and tensile stress conditions are suppressed in the rock,

3 Sprödbruchvorgänge im Fels um Untertagbauten3.1 Sprödbruchvorgänge in hartem Gebirge

Während der letzten Jahrzehnte haben sich die Erkennt-nisse von sprödem Verhalten in hartem Gestein bei gro-ßen Untertagbauten im Bergbau und Infrastrukturbautenwesentlich verbessert. Die qualitative Extrapolation dieserErkenntnisse und Arbeiten von mitwirkenden Forschernführte zum Schluss, dass ähnliche SprödbruchvorgängeQuellvorgänge beeinflussen, wenn nicht gar beherrschenund deshalb das Quellpotenzial um Untertagbauten be-einflussen [29] [30]. Die relativen Spannungsverhältnisse,d.h. das Verhältnis hohe Gebirgsspannung zu Gesteinsfes-tigkeit dürften ähnlich sein für diese harten Gesteine, wiequellende, weniger feste Sedimentgesteine bei geringererÜberlagerung. Die Erfahrungen mit Sprödbruchvorgän-gen im tiefen Bergbau und alpinem Tunnelbau, aber feste-rem Gestein, wurden in verschiedenen Vorträgen vorge-stellt, wie beim GeoEng 2000 [31], wo Resultate einesJahrzehnts angewandter Forschung präsentiert wurden.Erkenntnisse und Erfahrungen beim Bau der Alpen Basis-tunnel wurden an der GEAT’99 [32] und der GEAT‘05[33] vorgestellt. Beim Asian Rock Mechanics Symposiumwurden die Auswirkungen von Sprödbruch auf die Aus-führbarkeit während des Baus gezeigt [34] [35] [36].

Wird in hoch beanspruchtem Gebirge gebaut, so stel-len Instabilitäten eine ständige Gefahr dar, und es ist wich-tig, das mögliche Gebirgsverhalten vorherzusehen. Tabella-rische Darstellungen in Matrizenform des Felsverhaltens,wie ursprünglich von Hoek et al. [37] entwickelt, weiter-

Fig. 2. Test chamber II of Engelberg Base Tunnel: fibrousgypsum in shear and tensile fractures and bedding planes ofanhydrite and gypsum bearing clay- and siltstonesBild 2. Versuchskammer II im Versuchsstollen des Engel-berg-Basis-Tunnels: Fasergips in Zugrissen (Sprödbrüchen)und Bankungsfugen von Tonstein mit Anhydrit und Gips




such that crack propagation is inhibited or at least drasti-cally reduced, the conventional shear strength criteria ap-ply. The confinement limit at which this transition occursdepends on various factors such as micro- and macro-scale rock heterogeneities. Kaiser & Kim [36], based ondata from Hoek, showed that a tri-linear or s-shaped enve-lope is applicable to many intact rock types, even to rocksthat are typically not considered as brittle rocks. The ap-parent ACS (definition shown in Figure 3), obtained byback-projection of a linear fit line to data at σ3 jUCS/10,may be as high as 2.5 UCS obtained from laboratory un-confined tests. Considering a wide spectrum of rock types,ACS is typically 1.5 to 1.8 times UCS [36]. Amann [47] re-cently obtained the same multiplier ACS/UCS from labo-ratory tests on Opalinus clay.

3.1.2 Rock mass strength of brittle failing rock

Based on the experiences summarized above from tun-nelling in massive to moderately jointed, brittle rock mass-es, it was found that damage initiation occurs at a stresslevel (σϑmax/UCS) well below unity, i.e., at about 0.35 to0.5 UCS [42] [48] [43] [41]. The strength envelope of brit-tle failing rock masses as obtained from in-situ observa-tions follows a similar, often more pronounced, s-shapedfailure envelope as the intact rock [36] [29].

entwickelt von Kaiser et al. [31] und Palmstrom & Stille[38] und angepasst für die Österreichische Tunnelbaunormvon Schubert & Goricki [39] sind zweckmäßig, um einähnliches Verhalten beim Ausbruch zu klassifizieren. Die-se Verhaltensklassifikationen führen aber meist dazu, denEinfluss von Sprödbruchvorgängen zu unterschätzen.

Kaiser et al. [31] führten deshalb den Belastungsindex(σθmax/UCS) ein, der auf der Spannungsachse angibt, wannSprödbruchvorgänge zu erwarten sind. Mit den heutigenKenntnissen sind Sprödbruchvorgänge voraussehbar undentsprechende Bemessungsmethoden zu verwenden, dieeine sichere Bemessung und Bau erreichen [40] [41].

Im Folgenden wird der Ausdruck „spröd“ verwendet,um Abplatzungen infolge Bildung von Zugrissen oderRissfortpflanzungen zu beschreiben und nicht den allge-meinen Vorgang des dehnungsbezogenen Scherfestig-keitsabfalls nach Überschreiten der Höchstfestigkeit, wennGestein abgeschert wird.

Verschiedene Untersuchungen zeigen, dass diesespröden Bruchvorgänge zu Ablösungen (Ausbrüchen)führen und oft das Gebirgsverhalten um Untertagbautenbeherrschen [31] [42] [43] [44] [45]. Kaiser & Kim [36]zeigten für massigen bis blockigen spröden Fels auf, dassdie Festigkeit für solches Gestein und Gebirge am bestenmit einer dreiteiligen linearen, oder s-förmigen umhüllen-den Bruchkurve beschrieben wird (Bild 3). Damit wirddem Versagen durch Zug im Bereich des geringen Seiten-drucks Rechnung getragen. Links der Sprödbruchgrenzein Bild 3, wo der Seitendruck gering ist, bilden sich Zugris-se aus, die zu Auflockerungen und Abplatzungen führen.In diesen Spannungszuständen treten kaum Scherbrücheauf.

Der Übergang vom Scherbruch zu Sprödbruch ist inBild 3 dargestellt, durch den Schnittpunkt mit der Abplat-zungsgrenze (Sprödbruchgrenze) als Hauptspannungsver-hältnis σ1/σ3 definiert. Für sehr heterogenen Gebirge kanndiese < 10 betragen, aber in homogenem Material > 10überschreiten [46] [36].

Normale Scherbruchkriterien wie das Mohr-Cou-lomb-Bruchkriterium berücksichtigen die Abminderungder Festigkeit infolge Auslösung von Brüchen durch Zug-dehnungen und deren Ausbreitung, die zu Abplatzungenführen können, nicht. Diese Bruchkriterien sind nurrechts der Abplatzungsgrenze anwendbar (Bild 3). Linksder Sprödbruchgrenze (Abplatzungsgrenze) überschreitennormale Bruchkriterien die Gebirgsfestigkeit. Generellkann man sagen, dass die grundlegenden Gesteins- undGebirgsfestigkeitsparameter die Auswirkungen des Seiten-drucks sowohl bei der Kohäsion wie beim Reibungsanteilberücksichtigen müssen [29].

3.1.1 Sprödes Versagen von Gestein

Bisher wurde angenommen, dass die umhüllende Bruch-kurve für intaktes Gestein, wie beim Hoek-Brown Kriteri-um, ein stetige nichtlineare Kurve sei. Die neuerliche Ana-lyse von veröffentlichten Daten führt zum Schluss, dassdiese Annahme für die meisten Gesteine nicht zutrifft [36][29].

Ist die Einspannung, dargestellt als kleinste Haupt-spannung, größer als ein Zehntel der einaxialen Druckfes-tigkeit (UCS/10) und wird die Entspannung des Gebirge

Fig. 3. Tri-linear failure envelope accounting for brittle ex-tensional failure in the lower confinement stress range, leftto the spalling limit or typically left of σ3 ≤ UCS/10; after[50] [56]Bild 3. Dreiteilige bruchumhüllende Kurve, die sprödesZugversagen bei geringem Seitendruck berücksichtigt: Linksder Sprödbruchgrenze oder typisch etwa σ3 ≤ UCS/10; nach[50] [56]




3.2 Extrapolation to weaker, swelling rocks

As indicated above, relatively high K0-values are to be ex-pected at shallow depth near tunnels in rocks withswelling potential and it is possible that stress-driven frac-turing is caused by these high horizontal stresses in thefloor and roof of a tunnel.

Since swelling processes require access of water andthis could be facilitated by spalling-type fractures, brittlefailure behaviour with associated extensional fracture de-velopment was initially hypothesized by Kaiser & Kim[36] as a potentially controlling mechanism in creating awater-conducting zone beneath the tunnel invert. Suchbrittle fractures during tunnel construction in anhydritebearing rocks can be deduced from the observations byGrob [3] and were observed by Spaun [4]. As illustrated byKaiser [29], brittle extensional fractures may also occur atthe front of the yield zone. Furthermore, since part of rockprone to spalling is in a tensile or near tensile state, thefractures created by brittle failure tend to open up andthus have low contact pressures, facilitating water flowand the transformation of anhydrite to gypsum and crystalgrowth causing swelling pressures.

Therefore, if gypsum crystal growth is most likely tooccur where water has access to anhydrite and the state ofstress is favourable for stress fracturing, then it would beexpected that swelling should occur where the rock isdamaged, i.e., near the yield front. On the low confinementside of the spalling limit, water has access through frac-tured ground and the rock mass is essentially free swellinguntil the mean rock stress or the pressure provided by therock support is sufficient to prevent further swelling. Itwould then be anticipated that the transformation of an-hydrite to gypsum would be most active at locations wherethe state of stress is near the spalling limit.

4 Implications of brittle failure for tunnels in swelling rocks

The process of brittle failure is explored by modelling therock behaviour with a bi-linear model that considers thedamage initiation and spalling limit. The ground proper-ties as derived by Amann et al. [30] were used for themodels presented in the following sections (Table 1):

A typical horseshoe-shaped tunnel profile with differ-ent types of flat invert, 100 m overburden and characteris-tic horizontal stress ratios K0 = 0.5, 1.0 and 2.0, was ana-lyzed with the finite element program Phase2 developedby Rocscience, Toronto.

4.1 Shape effects on damaged zone around a tunnel

The mean stresses of this parametric study are presentedin Figure 4. In addition, the constant confinement con-tours at σ3 = 1 MPa are highlighted in black; and the con-stant spalling limit σ1/σ3 = 7 in red. The rock in the wallsand below the flat to slightly curved floor is always at lowconfinement (deep seated black contour) and the state-of-stress falls to the left of the spalling limit (red contour),even if the mean stress is relatively high (as for K0 = 2;elastic and brittle rock).

In Figure 4, mean stress contours from 0 to 2.5 MPaare shown with 0.5 MPa increments. In the white zone,

unterdrückt, dann wird die Rissbildung verhindert oder zu-mindest wesentlich vermindert, und die üblichen Scherfes-tigkeitskriterien sind gültig. Die Entspannungsgrenze, ander dieser Übergang stattfindet, hängt von verschiedenenFaktoren ab, wie Heterogenitäten im Mikro- und Makro-bereich des Gesteins. Kaiser & Kim [36] zeigten mit Datenvon Hoek, dass eine dreifach lineare oder eine s-förmigumhüllende Bruchkurve für viele Felsarten zutrifft. Diescheinbare Druckfestigkeit ACS (vgl. Bild 3) ist die lineareRückprojektion der Daten für > UCS/10 und kann bis das2,5-fache der einaxialen Druckfestigkeit UCS aus Labor-versuchen betragen. Je nach Felsart beträgt das VerhältnisACS/UCS 1,5 bis 1,8 [36]. Für Opalinuston hat Amann[27] kürzlich einen Faktor ACS/UCS = 1,8 ermittelt.

3.1.2 Gebirgsfestigkeit von spröd brechendem Gebirge

Aufgrund der zuvor beschriebenen Erfahrungen bei Tun-nelbauten in massigem bis wenig geklüftetem Fels, wurdeherausgefunden, dass eine Rissbildung bei Tangential-spannungen σθmax weit unter der einaxialen Druckfestig-keit einsetzt. Das Verhältnis (σθmax/UCS) bzw. CI/UCSwurde aus Feldbeobachtungen ermittelt und beträgt etwa0,35 bis 0,5 [42] [48] [43] [41]. Die aus Feldbeobachtun-gen bestimmte umhüllende Kurve für spröd brechendesGebirge ist ähnlich, oft mit stärker ausgebildeter s-Formals für Gestein [29] [36].

3.2 Extrapolation für wenig festes, oft quellendes Gebirge

Wie zuvor dargelegt, werden in Fels mit Quellpotenzial beigeringer Überlagerung ein relativ hoher SpannungsbeiwertK und hohe Horizontalspannungen erwartet. Es ist mög-lich, dass diese hohen Horizontalspannungen in Sohleund Scheitel Risse auslösen.

Weil Quellvorgänge den Zutritt von Wasser verlangen,kann sich das Geschehen durch sich öffnende Risse ver-stärken. Die Hypothese, dass sprödes Versagen mit dazu-

Table 1. Representative rock mass properties for swellingrocks as used for numerical modelingTabelle 1. Maßgebende Gebirgseigenschaften für quellendesGebirge verwendet in numerischen Analysen

Unconfined compression strength 20 ± 5 MPaEinachsige Druckfestigkeit UCS

Parameter describing curvature 10 – 15of Hoek-Brown envelope miKrümmungsparameter der Umhüllenden mi nach Hoek-Brown

Geological Strength Index GSI 70 – 80Geologischer Festigkeitsindex GSI

Tensile strength 2 ± 1 MPaZugfestigkeit

Young’s modulus 20 ± 10 GPaElastizitätsmodul

Poisson’s ratio 0.25 – 0.3Querdehnungszahl

Spalling limit 7 – 10Sprödbruchgrenze


outside the tunnel, the mean stress exceeds 2.5 MPa andswelling is unlikely (see Figure 1) as sufficient confine-ment should exist to counteract the swelling pressure dueto crystal growth. Prior to tunnelling, the mean stress ex-ceeds this threshold value below the anhydrite limit atabout 50 to 80 m (see Figure 1) depth. The zones with an-ticipated failure in tension or shear are indicated by sym-bols: x for shear and o for tensile failure.

For K0 = 0.5 (Figure 4a), the assumed strength of therock is sufficiently high to prevent yield around the tunnel(no contour plots for plastic yield). In the invert, a com-paratively large zone of low mean stresses, relative to thecrown, is observed in this case. The wide distribution ofmean stresses between 1 and 2 MPa suggests that such alow stress ratio is unlikely. At this stress state, the anhy-drite ought to already have been transformed to gypsumprior to tunnelling.

gehörender Ausbildung von Ausdehnungsrissen auftritt,wurde ursprünglich von Kaiser & Kim [36] als möglicherMechanismus der Bildung einer Wasser führenden Zoneunter der Tunnelsohle vorgeschlagen. Sprödbrüche wäh-rend des Baus von Tunneln in anhydritführendem Felskönnen aus den Beobachtungen von Grob [3] abgeleitetwerden und wurden von Spaun [4] beobachtet. Wie vonKaiser [29] beschrieben hat, können spröde Dehnungs-brüche auch an der Bruchfront (Grenze der Sprödbruch-zone) auftreten. Durch diese Vorgänge ändern sichDruckspannungen in Zugspannungen oder werden zu-mindest stark abgebaut, weil die durch Sprödbruch ent-standenen Risse die Tendenz haben, sich bei niedrigenKontaktspannungen zu öffnen. Der Durchfluss von Was-ser und damit die Lösung von Anhydrit wird gefördert undbei Überschreitung der Lösungsgrenze die Kristallisationvon Gips ausgelöst und somit der Quelldruck aufgebaut.



Fig. 4. Mean stress contours (range 0 to 2.5 MPa; white > 2.5 MPa) near unsup-ported tunnels with flat and curved invert at 100 m depth in elastic rock (left)and in brittle failing rock (centre and right) for Ko = 0.5 (a), Ko = 1 (b) andKo = 2 (c) bottom row; σ3 = 1 MPa contour (black); spalling limit = 7 contour(red); failure indicators: x = shear, o = tensile failureBild 4. Verlauf der mittleren Hauptspannung (Bereich 0 bis 2,5 MPa; weiß> 2,5 MPa) um ungestützte Tunnel in 100 m Tiefe in elastischem Gebirge (links)und in Gebirge mit sprödem Versagen (Mitte und rechts) für Ko = 0,5 (a), 1 (b),2 (c); Verlauf σ3 = 1 MPa, schwarze Linie; Verlauf der Abplatzungsgrenze =7 (rot); Bruch; Indikatoren: x = Scherbruch, o = Zugbruch.

(a)

(b)

(c)


For K0 = 1 (Figure 4b) and in elastic rock, the meanstress σm is higher but, below the flat invert, still below 2.5MPa. Thus swelling may be likely due to the reduction ofmean stresses. With the assumed strength, brittle fracturingoccurs below the flat invert but not with the curved floor;only minor spalling occurs at the excavation boundary.

For K0 = 2 (Figure 4c), a larger zone of shear and ten-sion failure develops beneath the flat and curved invert asspalling-type fracturing is indicated. As a consequence, themean stress drops below 2.5 MPa for much of the failedrock in the floor.

In summary, spalling is to be expected in zones of lowconfinement in the flat to slightly curved floor where thestate of stress exceeds the spalling limit. The controllingfactors are the tunnel shape and the stress ratio K0.

The most likely place for brittle fracture inducedswelling should be found at the interface of yielded and elas-tic ground [49] where new extensional fractures and flowpaths are created. At these locations, the hydraulic conduc-tivity is increased and the potential for chemical transforma-tion is assisted by low stresses in the tensile fractures. As il-lustrated by Figure 4, the zone below the flat floor is mostprone to this process. Since water in a tunnel flows on thefloor, it will find ways into the invert. Tunnels in the JuraMountains often pass through different types of sedimentaryrock, some being water-bearing limestone, thus water mayalso be brought from outside to the rock with swelling po-tential. As indicated below, construction sequences may alsocontribute to brittle fracture and enhance swelling potential.

Die Ausdehnung der Zone mit Sprödbrüchen ist für dasVerständnis von Quellvorgängen entscheidend.

Gipskristalle können dort wachsen, wo Wasser Anhy-drit lösen kann und der Spannungszustand die Rissbil-dung zulässt. So kann das Quellen dort erwartet werden,wo Gebirge zerbrochen wird, d.h. an der Bruchfront(Grenze der Sprödbruchzone). Bei geringer Einspannung,d.h. an der Sprödbruchgrenze (Abplatzungsgrenze), hatWasser durch gebrochenen Fels Zugang und Anhydritkann zu Gips umgewandelt werden. Das Gebirge kann imWesentlichen frei quellen bis die mittlere Spannung genü-gend angestiegen ist oder die Sicherungsmaßnahmen aus-reichend Widerstand bieten, um das weitere Quellen zuverhindern. Deshalb wird vermutet, dass die Umwandlungdort am stärksten ist, wo der Spannungszustand nahe derSprödbruchgrenze ist.

4 Ausdehnung der Zone mit Sprödbrüchen in quellendemGebirge

Um die mögliche Ausbildung von Bereichen mit Spröd-brüchen zu untersuchen, werden mit in einem bi-linearenModell numerische Analysen durchgeführt, wobei der Be-ginn der Rissbildung und Sprödbruch modelliert werden.Als Grundlagen dienen die von Amann et al. [30] verwen-deten Daten aus den Untersuchungen für den Belchen-tunnel (Tabelle 1).

Die Untersuchungen wurden an hufeisen- bis kreis-förmigen Tunneln für drei charakteristische Horizontal-




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Baubetrieb und Bauverfahren im Tunnelbau

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B E R N H A R D M A I D L , M A R T I N H E R R E N K N E C H T,

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5 Comparison with field evidence

Many case histories could be used to sustain the hypothesesestablished, but due to space limitations this is not exten-sively possible and only a few major cases are briefly pre-sented. During the construction of the Belchen Tunnel [3],brittle failure was observed in the invert. Such brittle failurecan be explained with brittle failure due to the unfavourableconstruction sequence with the lateral side drifts, the exca-vation of the heading and the delayed placement of the in-vert. Swelling continues today below the invert [29].

The Adler Tunnel was constructed with a TBM fol-lowed by an initial segmental liner and a cast-in-place lin-er in the crown. Swelling behaviour is being monitored atfour cross-sections with sliding micrometers and stresscells [49]. The stress cells indicate swelling pressures be-tween 0.5 and 1.8 MPa. The swelling is limited to a depthof one meter to less than two meters below the circular in-vert. This zone corresponds to the one where reducedmean stresses and fracturing was predicted by the numer-ical model (see Figure 4c, right).

The Chienberg Tunnel experienced swelling behav-iour of the flat invert in the top heading [50] and heave atsome distance from the tunnel [51] [52]. The tunnel isnear the anhydrite-gypsum boundary, where high horizon-tal stresses have to be expected. Analyses (Figure 5) indi-cate that for 60 m overburden and K = 3.0, brittle failuredevelops in the invert of the top heading and the stress issubstantially reduced outside the tunnel. Thus theswelling behaviour may be explained by brittle fracturing.

The behaviour of the Lilla Tunnel near Tarragona,Spain with the observed heave of the flat invert [17] [18]indicate the formation of brittle fractures below the invert,where swelling due to anhydrite gypsum transformation istaking place.

6 Conclusions and implications for construction of tunnels inswelling ground

The qualitative evidence presented strongly supports thehypothesis that brittle fracturing enhances the swellingpotential, and that constructive means should be adoptedto minimize brittle fractures zones during the advance oftunnels in swelling rock. Furthermore, constructive meansshould be used to minimize the opening of spalling frac-tures. The following key aspects emerge:• Recognize impact of brittle failure processes: The nu-

merical analyses considering in situ stresses from over-consolidation and gypsum crystallization and consider-ation of construction sequences combined with brittlefracture behaviour have provided new insights into thebehaviour of tunnels in swelling rock and the develop-ment of swelling pressures. The initial state of stress is acritical element for the determination of stress-fracturedzones and related stress redistributions. This is of partic-ular importance for shallow tunnels with high horizontalstresses since the initial stress state is already near thephysically (geotechnical) possible limit equilibriumstate. Design procedures should consider brittle failureas a trigger for swelling.

• Avoid brittle fracture and formation of micro cracks:The excavation and construction sequence in rocks with



spannungsbeiwerte K0 = 0,5, 1,0 und 2,0 durchgeführt.Die Überlagerung des Tunnels betrug 100 m.

4.1 Auswirkung von Form und Horizontalspannung auf diespröd gebrochene Zone

Die berechneten mittleren Normalspannungen σm sind inBild 4 dargestellt. Zusätzlich ist als schwarze Linie derVerlauf der kleinsten Hauptnormalspannung σ3 = 1 MPaabgebildet und als rote Linie die Grenze des Sprödbruchsfür σ1/σ3 = 7. Die Linie der kleinsten Hauptspannung σ3 =1 MPa, welche die seitliche Einspannung im Gebirge dar-stellt, hat in jedem Fall und für alle Horizontalspannungs-beiwerte einen großen Abstand zur Tunnellaibung. Weitersind die Zonen gleicher mittlerer Hauptspannung inSchritten von 0,5 MPa zwischen 0 und 2,5 MPa darge-stellt. In der weißen Zone außerhalb des Tunnels über-schreitet die mittlere Normalspannung σm = 2,5 MPa. Füreine Mittelspannung, die kleiner als σm = 2,5 MPa ist, wirddas Quellen von Gipskeuper als möglich angesehen (vgl.Bild 1). Oberhalb des oft in 50 bis 80 m Tiefe liegendenAnhydritspiegels dürfte dies im ungestörten Gebirge derFall sein.

Für K0 = 0,5 (Bild 4a), ist die zugrunde liegende Fes-tigkeit des Gebirges ausreichend, sodass die Scherfestig-keit nicht überschritten wird. In der Sohle wird eine rechtgroße Zone mit mittlerer Normalspannung von 1 bis2 MPa ermittelt. Dies lässt vermuten, dass eine solch nied-rige Horizontalspannung sehr unwahrscheinlich ist. DerAnhydrit wäre deshalb schon im natürlichen Zustand zuGips umgewandelt worden. Weiter ist dies ein Argumentfür hohe Horizontalspannungen, da natürlicher Anhydritin 100 m Tiefe sonst nicht existieren könnte.

Für K0 = 1 (Bild 4b) ist im elastischen Fall die mittle-re Spannung um den Tunnel höher, sinkt aber in der Soh-le unter 2,5 MPa. So tritt eine Zone mit möglichen Quell-vorgängen auf. Für die angenommene Festigkeit ergebensich für die flache Sohle Sprödbrüche, nicht aber für denKreisquerschnitt, wo nur eine dünne Zone am Ausbruch-rand Brüche anzeigt.

Für K0 = 2 (Bild 4c) liegen im elastischen Fall diemittleren Spannungen über 2,5 MPa. Unter einer flachenwie gekrümmten Sohle bilden sich Sprödbrüche aus, weildie Abplatzungsgrenze überschritten wird. Für den größ-ten Bereich mit Sprödbrüchen in der Sohle sinkt die mitt-lere Normalspannung unter σm = 2,5 MPa.

Sprödbrüche (Abplatzungen) treten bei geringer Ein-spannung, vor allem unter flachen und wenig gekrümmtenSohlen auf, wo die Sprödbruchgrenze überschritten wird.Bestimmende Faktoren sind der Tunnelquerschnitt unddie Horizontalspannung K0.

Der wahrscheinlichste Ort für die durch Sprödbrücheausgelösten Quellvorgänge ist an der Grenze zwischenelastischem und gebrochenem Untergrund [29], wo sichdurch das Ausdehnen neue Risse und Fließwege bilden. Indiesen Bereichen wird die Durchlässigkeit erhöht und dieQuellfähigkeit infolge niedriger Normalspannung vergrö-ßert. Bild 4 zeigt, dass dieser Bereich meist in der Sohleliegt. Wasser fließt im Tunnel auf der Sohle und in Dräna-gegraben und findet den Weg unter die Sohle. In vielenTunneln im Jura, besonders im Faltenjura, werden Sedi-mentgesteine unterschiedlicher Durchlässigkeit und Was-


swell potential should be chosen such that zones withbrittle failure do not form or are kept as small as possi-ble. The installation of the liner should be as close to thetunnel face as possible to prevent opening of stress-dri-ven fractures.

• Retain as much as possible of the confining stresses inthe ground: The existing (radial and tangential) stressesin the ground should be kept locked in the ground. Thismeans that the so-called ring closure should be as closeto the face as possible. Stress relaxation due to late in-vert closure must be avoided. Allowing deformation incompressible zones can be detrimental as it encouragesdeepening of brittle fracture zones and thus promotesswelling while not reducing swelling pressures caused byanhydrite-gypsum transformation.

• Select preventive construction sequences: As a conse-quence of the above, appropriate construction proce-dures must be chosen. Invert and ring closure must beclose to the face of the tunnel. Full-face excavation isnecessary, if excavated by conventional means face sup-port may be required. Full-face hard rock Tunnel BoringMachine with a shield and immediately following pre-cast segmental liner may be most suitable, if the face isstable enough to prevent over-excavation.

• Design of liner to resist pressures against swelling pres-sures – In the fractured zones crystallization pressureswill develop. They will not develop over the entire zoneof the fractured rock and are directional. Pressuresback-calculated from liner loads (1.8 to 2.5 MPa) showless scatter than pressures measured by stress cells (1.5to 6 MPa) and are smaller than the theoretical crystal-lization pressures (3.7 MPa). The irregular distributionof swelling pressure as measured by contact stress cellsmay be the cause of localized irregular development ofcrystallization pressures.

• Obtain relevant and representative laboratory test data:If brittle failure dominates swelling behaviour, parame-ters such as tensile and compressive strength are neces-sary of models that simulate brittle failure. Furthermore,brittle failure models must be adopted to assess thedepth of fracturing. Laboratory test should be carriedout determining crack initiation during testing. Thecompression tests should be carried out in a servo-con-trolled testing machine in order to determine also thecrack initiation in these heterogeneous rocks with anhy-drite and clay-shale. Sedimentary rocks are particularlyprone to damage to the samples during boring for siteinvestigations. Hence, appropriate drilling proceduresshould be used to limit the damaging and softening ofthe rock.

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Fig. 5. Heading and bench excavation: Mean stress con-tours (range 0 to 2.5 MPa; white > 2.5 MPa) near tunnelswith heading (left) and circular invert (right) at 60 m depthin brittle failing rock for Ko = 3; σ3 = 1 MPa contour(black); spalling limit = 7 contour (red); failure indicators:x = shear, o = tensile failureBild 5. Kalotten und Strossenausbruch für Tunnel in sprö-dem Gebirge in 60 m Tiefe mit Ko = 3; links nach Kalotten-ausbruch, rechts nach vollem Ausbruch des Kreisquer-schnitts mit Mittelspannungen (farbig: Bereich 0 bis2,5 MPa; weiß > 2,5 MPa); Einspannungsgrenze σ3 = 1 MPa(schwarze Linie); Sprödbruchgrenze = 7 (rote Linie); Ver-sagensindikatoren: x = Scherung, o = Zugbruch




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serführung durchquert. Gebirgswasser kann deshalb auchvon außerhalb der quellfähigen Bereiche zugeführt wer-den und die Quellvorgänge weiter verschlimmern. Wie inden Fallbeispielen erwähnt, haben Bauvorgänge einen we-sentlichen Einfluss auf Sprödbruchvorgänge und könnenQuellvorgänge beschleunigen.

5 Vergleich mit Beobachtungen bei ausgeführten Tunneln

Viele Fallstudien sind bekannt, zu denen die vorher be-schriebenen Überlegungen zutreffen. Aus Platzgründensind ausführliche Beschreibungen nicht möglich, es wer-den einige wesentliche Fälle miteinander verglichen.

Die beim Bau des Belchentunnels [3] und auch spä-ter beobachteten, anhaltenden und fortschreitendenQuellvorgänge lassen sich zum großen Teil mit Sprödbrü-chen erklären, die wegen des ungünstigen Bauvorgangsbeim vorausgehenden Seitenstollen, beim Ausbruch derKalotte und dem späten Sohlschluss entstanden sind.

Die beim mit TBM erstellten Adlertunnel [49] beob-achteten Quellhebungen unter der Sohle des kreisförmi-gen Tunnels entsprechen den mit Berechnungen ermittel-ten Sprödbruchzonen von 1 bis etwas mehr Meter Tiefe(Bild 4c, rechts).

Die beim Chienbergtunnel beobachteten Quellhe-bungen in der Sohle der Kalotte des Tunnels [50] und ne-ben dem Tunnel [51] [52], lassen sich durch Spannungs-umlagerungen (Bild 5), verbunden mit Sprödbruchvor-gängen im Tunnel und geringer Überlagerung mit hohennatürlichen Horizontalspannungen an der Anhydritgren-ze, erklären. Die Analysen zeigen, dass sich unter der fla-chen Kalottensohle tief reichende Sprödbrüche ausbilden,die in einem Abschnitt beobachteten Quellhebungen las-sen sich somit erklären. Nach dem Vollausbruch erstre-cken sich die Zonen mit verminderter Mittelspannungweit von den Ulmen weg, dies kann die Hebungen des Ge-ländes neben dem Tunnel erklären.

Die beim Lillatunnel bei Tarragona gemachten Beob-achtungen der Sohlhebungen [17] [18] deuten auch aufSprödbruchvorgänge unter der flachen Sohle hin, wo dieAnhydrit-Gips Umwandlung einsetzen konnte.

6 Folgerungen und Konsequenzen für den Bau von Tunneln inquellendem Gebirge

Die zusammengestellten qualitativen Begründungen stüt-zen die Hypothese, dass Sprödbruchvorgänge das Quell-potenzial fördern und Bauvorgänge und Baumethodengewählt werden müssen, welche die Bildung von zerbro-chenen Zonen und das Öffnen von Rissen während desTunnelbaus möglichst verhindern. Daraus ergeben sichfolgende Schlüsselaspekte:• Der Einfluss von Sprödbruchvorgängen muss berück-

sichtigt werden. Die durchgeführten numerischen Be-rechnungen, unter Berücksichtigung von In-situ-Span-nungen aus Vorbelastung und der Rekristallisations-spannungen von Gips und der ausgeführten Bauvorgän-ge, kombiniert mit Sprödbruchvorgängen, führte zuneuen Erkenntnissen über das Verhalten von Tunnelnim quellenden Fels und der Entwicklung von Quelldrü-cken. Der ursprüngliche Spannungszustand ist einSchlüsselelement für die Bestimmung der durch Span-




[24] Fecker, E.: Untersuchungen von Schwellvorgängen undErprobung von Auskleidungskonzepten beim Freudenstein-tunnel. Taschenbuch Tunnelbau 1996, pp. 165–182. Essen:Verlag Glückauf, 1995.

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[33] Kaiser, P.K.: Tunnel stability in highly stressed, brittleground – Rock mechanics considerations for Alpine tun-

nungen zerbrochenen Zone und den daraus folgendenSpannungsumlagerungen. Dies ist bei Tunneln in gerin-ger Überdeckung und mit hohen Horizontalspannungenentscheidend, wo der Untergrund schon im natürlichenZustand nahe dem physikalischen (geotechnischen)Grenzgleichgewicht ist. Bei der Projektierung mussSprödbruch als auslösender Faktor für das Quellen be-rücksichtigt werden.

• Vermeiden von Sprödbruch und der Bildung von Mikro-rissen: Ausbruch- und Bauvorgänge in Gebirge mitQuellpotenzial müssen so gewählt werden, dass sich kei-ne Bereiche mit Sprödbrüchen ausbilden oder diese soklein wie möglich gehalten werden. Das Gebirge mussso nahe wie möglich der Ortsbrust ausreichend gestütztwerden, damit sich durch Spannungsumlagerungen aus-gelöste Brüche nicht öffnen.

• Beibehalten der vorhandenen Druckspannungen im Ge-birge: Die im Gebirge vorhandenen (radialen und tan-gentialen) Druckspannungen sollten erhalten bleiben.Dies bedeutet, dass der stützende Ring möglichst nahean der Ortsbrust eingebaut werden muss. Die Entspan-nung durch späten Ringschluss ist zu vermeiden. Wer-den Verformungen durch zusammendrückbare Schich-ten zugelassen, so ist dies zerstörend, weil sich Bereichemit Sprödbrüchen ausdehnen und damit Quellvorgängefördern, ohne die Quelldrücke aus der Umwandlung vonAnhydrit zu Gips zu unterbinden.

• Wahl von vorbeugenden Bauvorgängen: Aufgrund dervorher erwähnten Perspektiven sind geeignete Bauver-fahren zu wählen. Sohl- und Ringschluss müssen nahe

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nelling. Geologie und Geotechnik der Basistunnels. GEAT’05Symposium, pp. 183–201. Zürich, 2006.

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der Ortsbrust eingebaut werden. Ein Vollausbruch istanzustreben. Ist die Ortsbrust nicht ausreichend stabil,so kann eine Ortbruststützung notwendig werden. DerEinsatz von Vollschnitt-Tunnelbohrmaschinen imSchild mit nachfolgendem Tübbingausbau ist dafür sehrgeeignet, vorausgesetzt, dass die Ortsbrust mindest kurz-fristig stabil ist.

• Bemessung der Auskleidung, um Quelldrücken zu wi-derstehen: In den zerbrochenen Bereichen des Gebirgeswerden sich gerichtete Kristallisationsdrücke entwi-ckeln, die aber nicht über den gesamten Querschnittwirken. Quelldrücke, aus der Beanspruchung der Aus-kleidung ermittelt, betragen 1,8 bis 2,5 MPa. Sie sind ge-ringer als der Kristallisationsdruck (3,7 MPa) von Gipsund streuen weniger als Kontaktspannungsmessungen(1,5 bis 6 MPa). Die beobachteten Streuungen in Kon-taktspannungsmessungen können die Folge unregelmä-ßiger lokaler Bildung von Kristallen sein.

• Angepasste Laboruntersuchungen: Wenn Sprödbrüchedie Quellvorgänge beherrschen, so sind zum Verständ-nis und der Modellierung sowohl Parameter notwendig,die Zug- und Druckfestigkeit und den Beginn der Riss-bildung beschreiben, was auch das Durchführen vonentsprechenden Laboruntersuchungen bedingt. DieseSedimentgesteine sind auch empfindlich auf Bohrvor-gänge beim Sondieren. Schädigungen der Bohrkernewährend dem Bohrvorgang sind durch geeignete Hilfs-mittel (Bohrspülung) zu vermeiden.

Prof. Dr. Georg SpaunLaufener Straße 1683395 FreilassingGermany

Dr. Peter K. KaiserCEMI – Centre for Excellence inMining Innovation935 Ramsey Lake RoadSudbury ON P3E [email protected]

Dr. Walter SteinerB+S AGMuristrasse 603000 Bern [email protected]


17© 2011 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 4 (2011), No. 2

The evaluation of several case histories of tunnels in swellingrock with sulfate bearing minerals shows that brittle fractureplays an important role in the development of swelling processes.Brittle failure by spalling has been directly observed in severaltunnels, as early as the 19th century and more recently. Numeri-cal analyses applied to different case histories with observedheave and development of strong swelling pressure, consideringdifferent construction processes; agree with the observedswelling zones. The effect of construction procedures onswelling in particular the development of pressures and swellingzones becomes evident from these analyses. For a better under-standing of swelling processes brittle failure processes have tobe considered in the analyses.

1 Introduction

In an article [1] published a few months ago, the role ofbrittle fracture in the behaviour of tunnels in weak,swelling rock was studied, considering brittle fractureprocesses observed near tunnels in similar stress tostrength conditions and numerical analyses. Comparisonswere also made with observations in clay shale [2] [3] [4]of similar strength. It was proposed that the swelling phe-nomenon is not only affected by ground conditions andbrittle failure processes but, as a consequence, is alsostrongly influenced by excavation, construction and sup-port sequences and procedures.

In the following article, several case histories are pre-sented and discussed where on one hand swelling behav-iour was observed during construction, causing locally se-vere problems during construction and during operationof the tunnel, in contrast to construction procedures per-mitting smooth construction. This experience dates backto the 19th and the early 20th century and provides an in-sight into factors that affect swelling and the magnitude ofswelling pressures that can develop behind a tunnel lining.

2 Qualitative evidence of swelling induced by brittle failure

In this section, several case examples are discussed to sup-port the hypothesis of brittle failure controlled swelling, aspresented by Steiner et al. [1] and to draw practical con-clusions for tunnelling in swelling rock. These considera-tions are based on experience from railway and road tun-nels in the Jura mountains in north-western Switzerlandand tunnels in south-western Germany in and around the

Die Auswertungen von Beobachtungen aus ausgeführten Tun-neln im Sulfat führenden Gebirge zeigen, dass Sprödbruchvor-gänge eine entscheidende Rolle spielen im Aufbau von Quell-drücken und Quellhebungen. Einerseits wurden in verschiedenenTunneln, teilweise im 19. Jahrhundert, Sprödbruchvorgänge direkt beobachtet, wenn Abschalungen auftraten. Andererseitskonnte mit numerischen Analysen gezeigt werden, dass je nachBauvorgang unterschiedlich große, zerbrochene Zonen auftre-ten, die mit beobachteten Quellzonen und Hebungen an ausge-führten Bauwerken gut übereinstimmen. Die Auswirkungunterschiedlicher Bauvorgänge auf Größe der Quelldrücke undder quellenden Bereiche kann zumindest qualitativ nachgewie-sen werden. Bei Tunnelbauten in quellendem Gebirge ist die Aus-bildung von Sprödbrüchen zu berücksichtigen.

1 Einleitung

In einem kürzlich veröffentlichten Beitrag [1] wurde dieAuswirkung von Sprödbrüchen im weichen Gestein aufdas Quellverhalten mit Beobachtungen und numerischenAnalysen dargelegt. Das Verhalten von Gebirge im Opali-nuston [2] [3] [4] mit vergleichbarer Festigkeit und Bean-spruchung wurde mit einbezogen. Wie im früheren Bei-trag erläutert, werden Quellvorgänge nicht nur vom Bau-grund beeinflusst, sondern wesentlich durch die Aus-bruch-, Bau- und Sicherungsverfahren mitbestimmt. ImFolgenden werden verschiedene Fallstudien analysiert,beiden beim Bau und im Betrieb große Schwierigkeitenauftraten oder bei denen während des Baus besondereProbleme auftraten. Diese Erfahrungen reichen teilweiseins 19. Jahrhundert zurück oder stammen aus dem frühen20. Jahrhundert und geben Hinweise auf das Gebirgs-verhalten und die Beanspruchungen der Tunnelausklei-dung.

2 Beobachtungen

Hier werden Beobachtungen aus verschiedenen Fallstudi-en dargelegt, welche die Hypothese der Auslösung vonQuellvorgängen durch Sprödbrüche aufgrund unter-schiedlicher Erfahrungen stützen. Aus diesen Erfahrun-gen werden Folgerungen für die Ausführung von Tunnelnabgeleitet. Diese Überlegungen stützen sich auf Erfahrun-gen von Bahn- und Straßentunneln im Jura der Nordwest-schweiz, südlich von Basel und aus der Umgebung vonStuttgart in Baden-Württemberg, die für das Projekt

Topics

Role of brittle fracture on swelling behaviour: evidence from tunnelling case histories

Sprödbruch in wenig festem Fels als Auslöser vonQuellvorgängen: Erkenntnisse aus Fallstudien

Walter SteinerPeter K. KaiserGeorg Spaun

DOI: 10.1002/geot.201100005

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W. Steiner/P. K. Kaiser/G. Spaun · Role of brittle fracture on swelling behaviour: evidence from tunnelling case histories

city of Stuttgart The information presented was previous-ly compiled for the design of the Wisenberg tunnel [5] [6][7] and is supplemented by later experience [8].

2.1 Observations from Hauenstein Base Tunnel

The Hauenstein Base Tunnel was built between 1912 and1916 and was reconstructed from 1919 to 1923 and from1980 to 1986.

In 1988, stress measurements with flat jacks were car-ried out in the lining of the Hauenstein Base Tunnel to as-sist the design of the planned parallel Wisenberg tunnel[7] [9] and to estimate the swelling pressure acting on theliner. The back-calculated swelling pressures are of the or-der of 1.8 to 2.5 MPa [7] [9] and do not correspond to thehighly variable swelling pressures (1.5 to 4.7 MPa) mea-sured on small laboratory samples from a horizontal bor-ing drilled in the western side wall of the tunnel. The sam-ples from the gypsum keuper (Anhydrite shale) are veryheterogeneous (Figure 1), and show a large scatter in min-eralogical composition [10] [11]. After the swelling tests[11], gypsum veins were observed with crystallized gyp-sum across the rock matrix created in the sample by brittlecracks and shears.

2.2 Observations and interpretation of events at BelchenTunnel

The 3.2 km long dual-tube Belchen Motorway Tunnel wasconstructed between 1961 and 1969 and crosses the fold-ed section of the Jura mountains (Faltenjura) with nearlyhalf in gypsum keuper [12]. The overburden is about 100m for 0.8 km and 150 to 200 m for the remainder of thetunnel length in gypsum keuper; the maximum overbur-den is 370 m in shale. During construction,1,900 m of invert already had to be replaced by a strongerinvert arch. The tunnels had to undergo several phases oflocal repair [13] and a major reconstruction between 2002and 2004 in an effort to extend the safe use life of the tun-

Wisenberg Tunnel [5] [6] [7] zusammengetragen wurden.Weitere Erfahrungen sind in [8] enthalten.

2.1 Beobachtungen aus dem Hauenstein Basistunnel

Der Hauenstein Basistunnel wurde von 1912 bis 1916 ge-baut und musste bereits 1919 bis 1923 ein erstes Mal saniertwerden. Eine zweite Sanierung erfolgte 1980 bis 1986.

Für die Planung des Wisenbergtunnels, der als zweiterJuradurchstich ungefähr parallel zum Hauensteintunnelvorgesehen ist, wurden 1988 mit Schlitzpressen die Span-nungen im Tunnelgewölbe des Hauensteinbasistunnelsgemessen, um daraus die wirkenden Quelldrücke, insbe-sondere im Gipskeuper, abzuschätzen [7] [9]. Die so er-mittelten Quelldrücke sind mit 1,8 bis 2,5 MPa geringerund streuen weit weniger als die an kleinen Proben inLaborversuchen ermittelten Quelldrücke (1,5 bis 4,7 MPa)

Die Proben aus Gipskeuper (Bild 1) waren sehr hete-rogen, was auch die durchgeführten mineralogischen Un-tersuchungen [10] [11] zeigen. In Laborproben wurdennach der Durchführung von Quellversuchen [11] gipsge-füllte Klüfte und Schichtfugen aus kristallisiertem Gipsfestgestellt, die durch die ursprüngliche Felsmasse verlie-fen und sich offensichtlich in neuen Rissen (Sprödbrü-chen) gebildet hatten.

2.2 Beobachtungen und Interpretationen aus demBelchentunnel

Der 3,2 km lange zweiröhrige Belchen Autobahn Tunnelwurde von 1961 bis 1969 erbaut und quert den Faltenjura.Er liegt zur Hälfte in Gesteinen des Gipskeupers [12]. DieÜberlagerung im Gipskeuper beträgt etwa 100 m für 0,8 kmund im übrigen Abschnitt 150 bis 200 m; die größte Überla-gerung beträgt 370 m im Opalinuston. Größere bautechni-sche Probleme ergaben sich schon während des Baus.Noch während des Baus musste auf einer Länge von ca.1.900 m das ursprüngliche Sohlgewölbe herausgerissen unddurch ein stärkeres Sohlgewölbe ersetzt werden. Seit Inbe-triebnahme mussten verschiedene Instandsetzungsarbeiten[13] vorgenommen werden. Von 2002 bis 2004 wurdenbeide Röhren durchgehend saniert, um die Lebensdauerum 20 Jahre zu verlängern. Nun wird eine dritte Röhre ge-baut, damit die bestehenden Röhren nacheinander außerBetrieb genommen und erneut saniert werden können.

2.2.1 Bauvorgänge

Das Bauverfahren der Belchentunnel war mehrstufig(Bild 2). Zuerst wurden zwei Seitenstollen mit Wassergrä-ben ausgebrochen, anschließend wurden Betonbanketteerstellt, die als Fahrbahn für einen Hufeisenschild dienten[12] [14] Im Schutz dieses Schilds wurde der Tunnel imVollausbruch mit Sprengen aufgefahren. Dabei stütztesich der Schild zuerst an umsetzbaren Stahlbögen ab, spä-ter wurde ein fahrbarer Vorschubrahmen verwendet. AlsSicherungsmaßnahmen wurden zuerst Stahlbögen mitStahldielen, später Spritzbeton und Felsanker, verwendet.Die Bauphasen erstreckten sich über lange Zeitperioden,bei derWeströhre mehrere Jahre, bei der Oströhre noch 12bis 20 Monate. Das Innengewölbe folgte einige Monatebis ein Jahr später, darauf folgte das Sohlgewölbe.

Fig. 1. Core with slickensides in anhydrite-bearing claystone(gypsum keuper) from a boring in western side wall of theHauenstein Base Tunnel (1988)Bild 1. Bohrkern mit anhydritführendem Tonstein (Gips-keuper) mit Harnischflächen aus einer Bohrung in der west-lichen Ulme des Hauenstein Basistunnels (1988)




nels by about 20 years. Now, a third tube is planned thatwill eventually allow for the reconstruction of the existingtwo tubes while maintaining four lanes of traffic.

2.2.1 Construction sequence

The Belchen Tunnels were initially constructed by firstdriving two side drifts (Figure 2), in which a concrete stripfooting was placed that served as tracks for a horseshoeshaped half shield [12] [14]. The tunnel was then widenedby drill and blast excavation to the full width under theprotective roof of this shield. Initially, the shield waspushed from steel sets that were mounted and dismount-ed, which were later substituted by a moveable reactionframe. Spalling above the shield was observed. The initialsupport consisted of steel sets with steel plates; later shot-crete and rock bolts were used. In the western tube, whichwas excavated first, the time window from excavation ofthe side drifts to the full tunnel excavation extended overseveral years. The eastern tunnel excavation was achievedmore rapidly over 12 to 20 months. The concrete in theroof and side walls was placed several months to a yearlater. The invert arch was concreted several weeks afterthe concrete arch in the top heading, 2 to 3 years afteropening of the lateral drifts.

Swelling processes were already observed during theexcavation of the lateral drifts [12]. Rock bolts in the in-vert of these drifts were not sufficient to control heaving[12] and the heaving process was augmented during thewidening of the tunnel. After excavating the invert, the ini-

Quellhebungen wurden schon beim Bau der Seiten-stollen [12] beobachtet. Felsanker in der Sohle der Seiten-stollen reichten nicht aus, um Hebungen zu verhindern.Die Hebungen verstärkten sich mit Ausbruch des Tunnels.Das ursprünglich 0,45 m starke Sohlgewölbe (Bild 3) miteinem Radius von 10,4 m wies eine Traglast für Radial-

Fig. 2. Construction sequence of Belchen Tunnel (from top left to bottom right): a) Excavation of side drift with drainageditches; b) Placement of strip footings to serve as track for shield; c) Excavation of heading under shield and installation ofsupport with steel arches and steel plates, partly with backfill-concrete; d) Placement of concrete arch in crown; e) Excava-tion of invert; f) Pouring of invert concrete arch [14]Bild 2. Bauvorgang des Belchentunnels (von oben links nach unten rechts): a) Ausbruch der Seitenstollen mit Wasser-gräben, b) Betonstreifen als Fahrbahn für den Schild, c) Ausbruch des Tunnels im Schutz des Schilds, d) Gewölbebeton,e) Ausbruch der Sohle, f) Betonieren der Sohlgewölbes [14]

Fig. 3. Cross section of Belchen Tunnel with initial (rightside) and second (left side) invert arch [12]Bild 3. Querschnitt des Belchentunnels mit erstem (rechts)und zweitem (links) Sohlgewölbe [12]




tial, 0.45 m thick arch (Figure 3) with a radius of 10.4 mand a nominal radial stress capacity of 1.2 MPa could notprevent rapid heave. A stronger, 0.85 m thick invert, with aradius of 8.12 m and a radial stress capacity of 3 MPa wasinstalled. The nominal capacity of the crown remained atabout 1.6 MPa radial pressure, producing a capacity im-balance between floor and crown.

In 2.5 m deep exploratory pits, water flowed in andthe degree of anhydrite to gypsum transformation de-creased from top to bottom [12]. Layers of 1 to 2 mmthick gypsum were frequently observed. Water was circu-lating in newly formed fissures.

2.2.2 Behaviour of tunnel lining between 1966 – 1997

Shortly after construction, strains were measured reaching0.1 to 0.2 % [12] in the crown arch, suggesting that thestresses in the concrete had reached or were approachingthe limit of its compressive strength. Contact pressuresfrom 0.5 to 3.5 MPa [12] were measured, with most of thecells being out-of-order after a few years. Substantial phys-ical and chemical attack to the concrete was observed inseveral sections and it is assumed that the concrete has areduced strength due to this chemical attack. Local re-pairs had to be executed in several sections [13] by replac-ing and reinforcing the crown lining. The thickness of thelining in the crown did not always reach the nominalthickness according to the design drawings (300 mm).Mineralogical investigations [15] [16] on samples fromcore borings indicate that the transformation of anhydriteinto gypsum propagated 6m below the invert, and mea-surements with sliding micrometer [8] in these boringsshowed heave due to swelling.

2.2.3 Model of Belchen Tunnel

The complex construction sequence of the Belchen tunnelwas modelled in pseudo-3D, plane-strain analyses withPhase2™ developed by Rocscience, Toronto. Brittle rockproperties as shown in [1] for a tri-linear failure envelopewere adopted to determine the extent of brittle failure(Table 1). The analysed cross-section was somewhat simplified andrepresents a generic cross-section starting from a circularsection. The construction sequence was simulated instages. An overburden of 150 m resulting in overburden

spannungen von 1,2 MPa auf. Dieses Sohlgewölbe konnterasche Sohlhebungen nicht verhindern und wurde zer-stört. Ein zweites stärker bewehrtes Sohlgewölbe mit0,85 m Stärke und 8,12 m Radius mit einer theoretischenTraglast von 3 MPa wurde eingebaut. Die radiale Traglastdes Kalottengewölbes betrug 1,6 MPa Radialspannung.Somit bestand ein Ungleichgewicht der Traglasten zwi-schen Sohle und Kalotte.

In 2,5 m tiefen Sondierschächten wurde beobachtet,dass Wasser zufloss und der Grad der Umwandlung vonAnhydrit in Gips von oben nach unten zunahm. Weiterhinwurden 1 bis 2 mm starke Gipsbänderbeobachtet. Wasserzirkulierte durch neu entstandene Risse im Gebirge.

2.2.2 Verhalten des Belchentunnels 1966 – 1997

Schon kurz nach dem Bau wurden Stauchungen des Be-tons in der Kalotte gemessen [12], diese erreichten 0,1 bis0,2 %, was bedeutet, dass die Spannungen im Beton dieeinachsige Druckfestigkeit praktisch erreicht hatten. Kon-taktspannungsmessungen zwischen Gipskeuper und Sohl-gewölbe zeigten Quelldrücke von 0,5 bis 3.5 MPa [12]. Eswurden verschiedene kleinere und größere Reparaturennotwendig [13]; dabei wurden Teile des Gewölbes ersetztund verstärkt. Man stellte auch fest, dass das Gewölbe inder Kalotte nicht immer die theoretische minimale Stärkevon 300 mm aufwies. Mineralogische Untersuchungenvon Proben aus Kernbohrungen [15] [16] zeigten, dass derUmwandlungsvorgang von Anhydrit in Gips sich tiefer un-ter die Sohle fortpflanzte. Messungen mit Gleitmikro-meter in diesen Bohrungen zeigten Quellhebungen bis ineine Tiefe von 6 m unter die Sohle [8].

2.2.3 Numerisches Modell des Belchentunnels

Der komplexe Bauvorgang des Belchentunnels wurde mitdem Finite Element Programm Phase2™ von Rocscience,Toronto, in einem ebenen Pseudo-3D-Modell analysiert[1]. Die früher verwendeten Felseigenschaften [1] sinddem Modell zu Grunde gelegt (Tabelle 1)

Der analysierte Querschnitt weist einige Vereinfa-chungen auf und stellt einen generischen Kreisquerschnittdar, in den die verschiedenen Ausbruchphasen eingepasstund phasenweise simuliert wurden. Angenommen wurdeeine Überlagerung von 150 m, dies ergibt eine Vertikal-spannung σv = 4,1 MPa, und einen geschätzten Horizon-

Table 1. Rock mass parameters applied with brittle failure envelopeTabelle 1. Eigenschaften des Gebirges mit Spödbrucheigenschaften

Uniaxial compressive strength UCS Einachsige Druckfestigkeit 20 ± 5 MPa

mi (Hoek-Brown) Hoek-Brown Parameter 10–15

Geological Strength Index GSI Geologischer Festigkeitsindex 70–80

Tensile strength Zugfestigkeit 2 ± 1 MPa

Young’s modulus Elastizitätsmodul E 20 ± 10 GPa

Poisson’s ratio Querdehnungszahl ν 0.25–0.3

Spalling limit Sprödbruchgrenze σ1/σ3 7–10

Crack initiation threshold ratio CI/UCS Rissbildungsgrenze CI/UCS 0.3




stress σv = 4.1 MPa and a Ko = 1.5 was assumed. Theseanalyses are intended to illustrate the failure process anddo not fully reflect the detailed construction sequencewith all support components.

The construction of the two side drifts was simulatedin Step 1 (Figure 4a), the excavation of the heading is ap-proximated with a reduced stiffness of the rock in the exca-vated section in Step 2 (Figure 4b), and the final excavationof the invert is executed in the last stage (Figure 4c). The

talspannungsbeiwert KO = 1,5 [1]. Der Zweck dieser Ana-lysen ist die Darstellung der Bruchvorgänge im Gebirge.Daher wurden nicht alle Bauvorgänge im Detail model-liert.

In Schritt 1 wurde die Erstellung der beiden Seiten-stollen (Bild 4a) modelliert, der Ausbruch des Tunnelsüber der Fahrbahn wurde durch Abminderung der Fels-steifigkeit im Tunnelquerschnitt nachgebildet (Bild 4b).Der Ausbruch der Sohle erfolgte in einer dritten Phase

Fig. 4. Development of mean stresses (range 0 to 2.5 MPa): a) After excavation of side drifts with fractured zones below thefloor of the side drifts to the depth of the eventual invert; b) During tunnel advance, simulated by softening the rock in thetop heading; the fractured zone is deepened below the side drifts and coalesces below the heading, and the invert is becom-ing less confined (low mean stress near floor); c) After complete excavation of the invert, with fractured and softened zone in invert; the fractured zone extends slightly below the circular outline and the zone with swelling potential is slightly deep-ened; d) Mean stress distribution (range 0 to 6 MPa) at final stage (without support) showing that swelling potential as wellas brittle failure potential ends at circular outlineBild 4. Verlauf der mittleren Normalspannungen (Bereich 0 bis 2,5 MPa): a) nach Ausbruch der Seitenstollen mit Bruch-zonen in deren Sohle bis zur Sohle des Tunnels reichend; b) während des Tunnelvortriebs, modelliert durch Verminderungder Steifigkeit des Felses in der Kalotte; die Bruchzone vertieft sich unter den Seitenstollen und die beiden Bruchzonen ver-einigen sich unter der Sohle des Tunnels (Verminderung der Mittelspannung unter der Fahrbahn); c)nach Ausbruch der Sohlemit zerbrochener und aufgeweichter Sohle in der Sohle, die Bruchzone reicht unter den Kreisquerschnitt und die Zone mit Quellpotential reicht tiefer; d)Verlauf der Mittelnormalspannung (Bereich 0 bis 6 MPa) im Endzustand ohne Sicherung,hier zeigt sich, dass Sprödbrüche und Quellpotenzial am Kreisumriss enden

c) d)

a) b)




fractured zone with tensile (o) and shear (x) failure in theinvert develops rapidly from the two side drifts when theconfinement of the tunnel face disappears (between thestages illustrated in Figures 4 and 4b). Shortly after face ex-cavation, two fracture zones coalesce and the entire zone inthe floor of the top heading destresses and thus becomesprone to swelling. The mean stress is contoured for a rangeof 0 to 2.5 MPa (in Figures 4a to 4c, and from 0 to 6 MPa inFigure 4d to highlight where crystal growth is to be expect-ed (at a mean stress of about 1.5 to 2.5 MPa). The sequenceof figures shows how the zone of swelling potential propa-gates. As soon as the face passes, a deep zone with less than2.5 MPa develops in the fracture zone, which reaches thecircular outline. When the invert is excavated, the fracturezone deepens but the low mean stress zone (< 2.5 MPa)does not propagate beyond the circular outline.

The mean stress contours with an expanded scale to6 MPa are shown in Figure 4d together with the σ3 = 1MPa contour and the spalling limit of σ1/σ3 = 7. This illus-trates that the zone of high spalling potential (< 1 MPaconfinement and > spalling limit of 7) and thus brittlefracture enhanced swelling potential is constrained by thecircular outline (inside the two contours).

2.2.4 Interpretation of tunnel behaviour in light of thesesimulations

Long delays of many months occurred between the vari-ous construction phases and drainage ditches were locat-ed in the side drifts. Water could thus enter into the frac-tured zones in the base of the side drifts and eventually inthe zone below the invert of the tunnel (at stage shown inFigure 4b). As a consequence, it must be assumed thatswelling and softening processes started long before thetop heading was completely excavated. The rapid heaveafter placement of the initial invert is therefore a likelyconsequence of long-term water infiltration into the frac-tured rock below the invert (Figures 4b and 4d).

In summary, the numerical analyses show that zoneswith tensile stress fracturing causing low normal and meanstresses develop with each excavation stage. Swelling behav-iour was observed in the zones where water had easy accessand fissuring had been observed in the field. This supportsthe hypothesis that swelling behaviour may be triggered bystress fracturing; and that the assumed material model re-flects the behaviour of the rock. Most importantly, as dis-cussed by Kaiser [17], the radial extensometer showed thatswelling was localized at the yield front with high spallingpotential, corroborating this interpretation [8].

2.3 Observations and interpretation from Adler Tunnel

The Adler Tunnel built from 1994 to 2000 is 5,700m longwith 4,262 m driven by a shielded full-face TBM and waslined with precast segments. The tunnel crossed gypsumkeuper (anhydrite shale) over a length of 1,095 m withoverburden varying from 50 to 150 m. Four monitoringsections were placed in the zones with the highestswelling potential [18]. The main results of this monitor-ing are: – The distribution of measured swelling pressure is irregu-

lar and ranges from 0.5 to 1.8 MPa radial stress; and

(Bild 4c). Die gebrochene Zone mit Zugbrüchen (o) undScherung (x) in der Sohle entwickelt sich rasch von denbeiden Seitenstollen her, wenn der Rückhalt in der Kalotteentfällt. In dieser Phase vereinigen sich die beiden Bruch-zonen, und die Zone in der Sohle entspannt sich und wirddamit dem Quellvorgang ausgesetzt. Der Bereich der mitt-leren Normalspannung ist von 0 bis 2,5 MPa dargestellt,um darzustellen, wo die Anhydrit-Gipsumwandlung beiAnwesenheit von Wasser zu erwarten ist. Die Entwicklungder Zonen mit Quellpotenzial (σm < 2,5 MPa) ist in derFolge der Bilder dargestellt, wie sie sich mit dem Auswei-ten des Tunnels einstellt. Diese Zone erreicht den Kreis-umfang; mit Ausbruch der Sohle verschiebt sich dies Zoneaber kaum außerhalb des Kreisquerschnitts.

In Bild 4d sind die mittleren Normalspannungen ineinem größeren Maßstab dargestellt zusammen mit demVerlauf der kleinsten Hauptspannung σ3 = 1 MPa und derAbplatzungsgrenze σ1/σ3 = 7. Diese Abbildung zeigt, dassdiese rechnerischen Hauptquellzonen innerhalb desKreisquerschnitts liegen.

2.2.4 Interpretation des simulierten Tunnelverhaltens

Zwischen den einzelnen Phasen verstrich meist eine langeZeit, und die Wassergräben verliefen durch die Seitenstol-len. Wasser konnte deshalb in die gebrochenen Zonen inder Sohle der Seitenstollen gelangen und später unter dieganze Sohle des Tunnels vgl. Bilder 4b bis 4d). Deshalb istdavon auszugehen, dass Quell- und Aufweichungsprozes-se unter der Sohle einsetzten, lange bevor der Hauptquer-schnitt ausgebrochen war. Die rasch aufgetretenen He-bungen des ersten Sohlgewölbes dürften eine Folge desWasserzuflusses in den Fels in der Sohle sein vgl. Bilder 4bund 4d).

Zusammenfassend kann geschlossen werden, dasssich Zonen mit Sprödbrüchen, die zu niedrigen Haupt-und Mittelnormalspannungen führen, bei jeder Ausbruch-phase ergaben. Quellhebungen wurden in Bereichen be-obachtet, wo Wasser zufließen konnte und wo auch imFeld Risse beobachtet wurden. Diese Beobachtungen stüt-zen Hypothesen, dass Quellprozesse durch Sprödbrücheausgelöst werden und dass das gewählte Materialmodelldas Gebirgsverhalten widerspiegelt. Weiter, wie von Kaiser[17] erläutert, zeigen radiale Gleitmikrometermessungen,dass spätere Quellvorgänge im Bereich der Bruchfront mithohem Abplatzungspotenzial beobachtet wurden [8]. So-mit werden obige Interpretationen weiter gestützt.

Obwohl durch die verhältnismäßig lange Zeit zwi-schen dem Ausbruch der Seitenstollen und dem Einbaudes endgültigen Sohlgewölbes ein Zeitraum von mehrerenJahren lag, scheint der auf das Sohlgewölbe wirkendeQuelldruck von bis zu 3 MPa sehr hoch und spricht nichtfür eine Verminderung des langfristig wirkenden Quell-drucks durch die Zulassung großer Deformationen.

2.3 Adlertunnel: Beobachtungen und Interpretation

Der 5.700 m lange Adlertunnel wurde 1994 bis 2000 aufeiner Länge von 4.262 m mit einer Schildmaschine aufge-fahren und mit Tübbingen und einer Betoninnenschaleausgekleidet. Der Tunnel durchquert auf einer Länge von1.095 m Gipskeuper mit Überlagerungen von 50 bis




– The zone of swelling determined by sliding extensome-ters is between 1 and 2 meters deep.

Numerical analysis of a circular cross-section with a lightshotcrete ring installed near the face (Figure 5a) shows al-most no tension, and shear failure is largely constrained tothe zone with σ3 < 1 MPa and the spalling limit of σ1/σ3 > 7(black and red contours). Furthermore, Figure 5b illustratesthat the mean stress in this zone is relatively high (>1.5 MPa). Hence, the zone of high swelling potential ismuch more constrained around a circular tunnel, to about0.2-times the tunnel radius. The zone with mean stressesbelow 2.5 MPa extends to between 1 and 2 m into the rockbelow the invert and corresponds to the zones whereswelling was monitored.

2.4 Chienberg Tunnel

The 2,293 m long Chienberg tunnel forms part of theroad by-pass of Sissach south-east of Basel, Switzerland.The mined section is 1,443 m long and crosses mainlygypsum keuper (anhydrite shale) with 40 to 100 m over-burden and various types of shale. The cross-section ofthe tunnel is nearly circular with a radius of 6.25 m and a0.80 m thick liner. The maximum distance from the faceto invert closure was 450 m or less than 18 weeks [19].The recommended construction sequence [20] furtherspecified a maximum 275 m long, semi-circular top head-ing to be excavated within eleven weeks, followed by a105 m long bench excavation (four weeks) and invert clo-sure within another 70 m (three weeks). In the 350 mlong western section with shallow (30 and 70 m) overbur-den, and the 130 m long eastern section, a pilot tunnel of 18 m2 was excavated by road header. In the centralpart, the pilot tunnel was excavated with a TBM. The top heading was widened and supported with a roof um-brella below built-up areas. Then the bench and invertfollowed.

A delay occurred due to a collapse of the tunnel be-tween 300 to 340 m from the west portal (Chainage 1,100to 1,140 m) when the tunnel collapsed during excavationof the bench. The face was some 200 m away from thecollapse and not accessible for six months. After this peri-od, near Chainage 1,148 m, 1.5 m of floor heave was ob-served in the semi-circular heading [21]. Extensometerswere installed [21] and showed deformations that reacheddown to the complete circle and continued linearly withtime at a constant rate of 7 mm per day resulting in 250 mm heave within 45 days [21], when measurementshad to be terminated due to the advancing bench excava-tion.

2.4.1 Heave of the tunnel and ground on the side of the tunnel

Four month after placing the interior lining, heave of thetunnel (83 mm over nearly two years) was observed nearthe western end of the mined section at Chainage 850 to920 m and nearly one year later, heave of the ground sur-face was observed (30 mm in 8 months). The average rateof heave was 4.5 mm/month. In a second section, at theeastern end of the western section between Chainage

150 m. In den Abschnitten mit Gipskeuper wurden vierMessquerschnitte angeordnet [18]. Die veröffentlichtenResultate der Messungen können wie folgt zusammenge-fasst werden: – Die gemessenen radialen Quelldrücke schwanken von

0,5 bis 1,8 MPa,– Die gequollene Zone, ermittelt mit Gleitmikrometer, ist

in der Sohle 1 bis 2 m mächtig.

Die numerische Analyse des Kreisquerschnittes (Bild 5a)mit nur einer dünnen Spritzbetonauskleidung zeigt wenigBereiche mit Scher- und Zugbrüchen, und diese sind aufZonen mit σ3 < 1 MPa begrenzt (schwarze Linie); für dieAbplatzungsgrenze gilt σ1/σ3 > 7 (rote Linie). Weiter zeigtBild 5b, dass die mittlere Spannung in dieser Zone relativhoch ist (> 1,5 MPa). Deshalb ist der Bereich mit großemQuellpotenzial um einen kreisförmigen Tunnel begrenzt

Fig. 5. Circular tunnel cross section: a) Yield distribution (× shear failure) with spalling limit at 7 in red and confine-ment contour at 1 MPa in black; b) Mean stress distributionbut for circular tunnelBild 5. a) Spröd gebrochene Bereiche (× Scherbruch) mit Abplatzungsgrenze bei 7 in rot und Einspannungsgrenze für1 MPa in schwarz; b) mittlere Spannungen für kreisförmigenTunnel

a)

b)




1,150 and 1,290 m, 30 mm of heave was observed in thetunnel with 40 to 70 m overburden.

In these zones, significant heave was also observedlateral to the tunnel over an approximately 50 m widezone at the ground surface. A continuous horizontal fis-sure through the strong circular concrete liner was ob-served at the spring lines [22] and was interpreted as be-ing caused by “horizontal” swelling pressure.

2.4.2 Reconstruction of the tunnel sections with heave andobservations

In sections with heave, the tunnel was rebuilt [19] [22][23] such that the rock below the tunnel could heave in acontrolled manner without lifting the entire tunnel. Atfirst, compressible packs were used but later substituted bya system of post-tensioned yielding anchors with anchorheads sliding along the anchor rods at a predeterminedcapacity, providing a resistance that slows down theheave. Once the allowed displacement is exceeded, whichis likely after 25 years, the sections with excessive heavewill have to be rebuilt. In the reconstructed section, theobserved heave ceased with an applied stress (0.5 MPa) tothe tunnel floor and 1 MPa below the footings of the arch.

2.4.3 Model of Chienberg Tunnel

The Chienberg Tunnel has shallow overburden, particular-ly near the western portal where the tunnel is close to theanhydrite limit, and where the tunnel and the groundheaved in two sections. In the eastern section, the over-burden is 45 to 70m. The zone with floor heave in theheading was modelled with 60m overburden. The hori-zontal stresses were estimated as presented in [1] for over-burden. In addition, possible tectonic stresses may also bepresent from the Alpine orogeny in the east-west trendingvalley. Hence, a Ko = 3 was assumed. The analysis is basedon the same rock mechanics parameters as for theBelchen Tunnel, as the studies by Schwenk [22] showedthat they are comparable.

The modelling results are presented in Figure 6 withcontours of mean stresses, confinement and spalling limit.The tunnel on the left of Figure 6 was excavated by topheading and bench, and on the right by full face excava-tion. In addition, for comparison purposes, the rock on theright of the tunnel was assumed to be homogeneous,whereas on the left side, a one meter thick, soft layer, sep-arated by weak discontinuities, was introduced. This softlayer is located at the level where sliding micrometersshowed heave in this layer (in reality on both sides of thetunnel) and of the ground surface [19] [23].

The heave of the floor in the top heading during theconstruction stoppage is easily explained by the fracturingbelow the top-invert (Figure 6a) and the substantially re-duced mean normal stresses (< 1 MPa) in this zone. Watercould flow into this zone and swelling by anhydrite solu-tion and crystallization could take place during the stand-still of the tunnel advance.

The analyses indicate that stress redistribution in ahomogeneous rock mass (right side of both Figures 6a and6b) may be insufficient to cause swelling far away from thetunnel. However, on the left side with a horizontal soft

und beträgt etwa ein Fünftel des Tunnelradius. DieseZone, wo die mittlere Spannung weniger als 2.5 MPa be-trägt, hat eine Mächtigkeit von 1 bis 2 m und entsprichtder Zone, wo Quellung beobachtet wurde.

2.4 Chienbergtunnel

Der 2.293 m lange Chienbergtunnel bildet einen Teil derUmfahrung Sissach, Kanton Basel-Landschaft, südöstlichvon Basel. Der bergmännische Abschnitt ist 1.443 m langund durchfährt hauptsächlich Gipskeuper mit 40 bis100 m Überlagerung und andere mergelige Gesteine desJuras [19]. Der ursprüngliche Querschnitt war nahezukreisförmig mit 6,25 m Radius und besaß eine 0,7 bis 1,1 mstarke Innenauskleidung. Der Ringschluss hatte spätes-tens nach 450 m oder 18 Wochen zu erfolgen [19]. DieAusschreibung [20] schrieb eine höchstens 275 m lange,halbkreisförmige Kalotte vor, die innerhalb von elf Wo-chen ausgebrochen werden sollte, gefolgt von einer 105 mlangen Strosse (vier Wochen) und dem Sohlschluss inner-halb von 70 m (drei Wochen). Im Bereich geringer Überla-gerung (30 bis 70 m) bei km 1.100 im Westen und mit ver-wittertem Fels (Bunte Mergel) wurde ein Pilotstollen von18 m2 in der Kalotte bis in den Bereich von standfestemFels ausgebrochen, im Westen über 350 m Länge, vonOsten 130 m. Im mittleren Bereich wurde mit einer offe-nen TBM ein Pilotstollen aufgefahren. Anschließend er-folgte die Aufweitung der Kalotte, die in überbauten Ge-bieten mit einem Rohrschirm gesichert wurde, gefolgt vonStrosse und Sohle.

Eine Verzögerung ergab sich zwischen 300 und 340 mvom westlichen bergmännischen Portal (Kilometrierung1.100 bis 1.140 m) als die Kalotte beim Ausbruch der Stros-se einstürzte. Die Ortsbrust der Kalotte befand sich etwa200 m weiter östlich des Einsturzes und war für sechs Mo-nate nicht zugänglich. Als man diesen Abschnitt wieder be-treten konnte, hatte sich bei Tunnelmeter 1.148 m die Ka-lottensohle um 1,5 m gehoben [21]. Unmittelbar nach Fest-stellen dieser Hebungen wurde ein Mehrfachextensometereingebaut [21] Dieser zeigte Verformungen, die bis zumKreisquerschnitt reichten und 250 mm innerhalb von 45Tagen erreichten, bis die Messungen abgebrochen werdenmussten, da die Strosse (unterer Teil des Halbkreises) aus-gebrochen wurde. Die Verformungsrate betrug 7 mm/d.

2.4.1 Hebungen des Tunnels und um den Tunnel

Vier Monate nach Einbau des Innengewölbes [22] stellteman nahe beim bergmännischen Westportal (Kilometrie-rung 850 bis 920 m) Hebungen des Tunnels fest (83 mmwährend nahezu zwei Jahren) und nahezu ein Jahr späterstellte man auch Hebungen an der Geländeoberfläche fest(30 mm innerhalb von acht Monaten). Die konstante He-bungsrate betrug 4,5 mm/Monat. Ebenso stellte man in ei-nem zweiten Bereich zwischen 1.040 und 1.180 m desTunnels mit Überlagerungen von 40 bis 70 m Hebungenvon bis zu 30 mm fest. In diesem Bereich wurden auchbeidseits über eine Gesamtbreite von 50 m neben demTunnel Hebungen festgestellt. In diesen Bereichen bildetesich ein durchgehender horizontaler Riss im Innenbetonder Ulmen, der als eine Folge eines seitlich wirkendenQuelldrucks [22] interpretiert wurde.




zone and weak discontinuities, yielding and the zone oflow mean stress are deepened. As a result, the zone of lowmean stress and thus of elevated swelling potential is far-reaching and may provide a plausible explanation for thelateral heave.

The stresses along three vertical lines (Figure 7b)through and on either side of the tunnel at approximatelyone radius from tunnel wall are shown in Figure 7a afterexcavation of the top heading and in Figure 7b after fulltunnel excavation. This figure shows several aspects ofpractical significance. First, the zone with swelling poten-tial (with mean stress < 2.5 MPa) reduces significantly up-on invert excavation (with circular profile). Second, themean stress is significantly reduced (on the left) due to theexistence of the weak layer, which drags both the spallinglimit and the confinement limit far to the left. Based onthese analyses, it is speculated that the reason for theswelling at surprisingly large distances from the tunnel,where normally the confinement is sufficient to preventswelling, might have been caused by deep-seated spalling.In the zone at the sides of the tunnel where the meanstress drops below 2.5 MPa, the transformation of anhy-drite into gypsum is facilitated and this may also explainthe apparent “horizontal” swelling.

2.4.4 Conclusion for Chienberg tunnel

The analyses with brittle failure parameters illustrate theformation of low stress zones (mean stresses < 2.5 MPa)around the tunnel, in particular with the presence of lowstrength discontinuities (left side of tunnels in Figure 6).Deep-reaching fracture zones developed during excava-tion of the top heading, creating a high heave potential.Stress redistribution and brittle fracturing are a likely ex-planation of the heaving of the floor of the top headingand the heaving of the ground around the tunnel.

Typically, heave is not always observed along a tunnelwith similar geometric conditions. As is illustrated by Fig-ure 8, the stress state in shallow tunnels may just be reach-

2.4.2 Rekonstruktion des Tunnels im Bereich mit Hebungen

Die Abschnitte mit Hebungen des Tunnels wurden umge-baut [19] [22] [23], damit sich die Quellvorgänge unter derSohle entwickeln können, ohne den Tunnel zu heben. Zu-erst wurden zusammendrückbare Elemente (Knautschele-mente) eingebaut, die später durch ein System ersetzt wur-den, bei dem 21 m lange Anker bei einer vorgegebenenKraft am Kopf gleiten. Damit wird dem Quellvorgang einvorgegebener Widerstand entgegengebracht, der die Quell-hebungen bremst. Wenn der vorhandene Bewegungsraumausgenutzt sein wird, voraussichtlich nach 25 Jahren, wirddas System neu einzustellen sein. Im sanierten Tunnel wur-de beobachtet [23], dass nach aktivem Aufbringen einermittleren Spannung von 0,5 MPa mittels Vorspannankerauf die Sohlenplatte und einem Widerstand von 1 MPa un-ter dem Gewölbe die Quellhebungen anhielten.

2.4.3 Modell des Chienbergtunnels

Der Chienbergtunnel hat meist eine geringe Überlagerung,insbesondere im westlichen Abschnitt, wo der Tunnel inNähe der Anhydritgrenze verläuft. Dort hoben sich derTunnel und das angrenzende Gelände in zwei Abschnit-ten. Der östliche Bereich des Westabschnitts mit Hebun-gen weist über der Achse 45 bis 70 m Überlagerungen auf.Für die Berechnungen im Bereich mit den großen Hebun-gen in der Kalotte wurde eine homogene Schicht von 60 müber Tunnelachse modelliert. Die Horizontalspannungenwurden gemäß früher dargelegter Überlegungen infolgeÜberlagerung abgeschätzt [1]; weiter wurde berücksich-tigt, dass sich der Tunnel nahe dem Ost-West verlaufendenTalboden befindet, wo tektonische Restspannungen, nord-südlich aus der Alpenfaltung stammend, vermutet werdenkönnen; deshalb wurde für die Analyse Ko = 3 nahe einempassiven Grenzzustand angenommen. Aufgrund der Aus-wertung von Schwenk [24] wurden die gleichen felsme-chanischen Eigenschaften [1] wie für den Belchentunnelangewendet.

Fig. 6. Distribution of mean stresses after excavation: a) Top heading with development of fractured zone in lower part oftunnel; b) After excavation of full circular section; spalling limit at 7 (red) and confinement contour at 1 MPa (black) are also shown; weak layer is only modelled to left of centre to assist comparisonBild 6. Verlauf der Mittelspannungen nach Ausbruch von a) Kalotte mit Sprödbruchzone unter der Kalottensohle und b) nach Ausbruch des ganzen Kreisquerschnitts; Sprödbruch (Abplatzungs)grenze mit 7 (rote Linie) und Einspannungsgrenzevon 1 MPa (schwarze Linie); schwache Schicht nur auf linker Seite modelliert, um Einfluss vergleichen zu können

b)a)




ing the damage and spalling limit. Thus whether brittlespalling occurs or not is sensitive to the damage thresholdand proximity to the spalling limit. Therefore variability inrock properties (UCS in this case) dictates whether brittlefailure occurs or not. The stresses before and after excava-tion relative to the strength are presented in Figure 8. Theacting stresses fall in the zone of intersection of crack ini-tiation and spalling. In cases were the fracture initiation ishigher than the induced stress, no damage is caused andthe swelling potential is reduced.

A further observation may support the importance ofthe spalling limit. The heave movements [22] werestopped by actively applying an average pressure of0.5 MPa on the slab below the tunnel and 1 MPa belowthe footings of the sidewalls. With these active stresses, thepropagation of cracks, i.e. spalling, may be prevented, dis-continuities closed, crystal growth prevented, and thusswelling will stop.

2.5 Tunnels with spalling in southern Germany2.5.1 Weinsberg Tunnel (near Heilbronn)

This railway tunnel with a length of 891m and a maximumoverburden of 90 m was built from 1860 to 1861 in hori-zontally bedded layers of “gypsum keuper”, consisting inthe central part of a sequence of clay- and siltstones withlayers rich in anhydrite and gypsum [26]. The tunnel wasbuilt according to the Old Austrian Tunnelling Methodwith an advancing gallery above the future invert and afollowing gallery in the roof prior to the final excavationand installation of the masonry. Excavation in the anhy-drite-bearing strata was carried out by drilling and blast-ing, and no water inflow was observed during excavation.

Binder [26] described spalling in the vertical sidewalls parallel to the tunnel axis with a thickness of a fewcentimetres. The spalling happened frequently and wasaccompanied by cracking noises, sometimes even by arather strong bang, occasionally causing light injuries tominers. The miners accelerated this spalling by wettingthe walls.

During the excavation for the final invert, which wassome feet below the invert of the pilot gallery Binder [26]made the following observations: Additionally, it hap-pened several times that during excavation of the ditch forthe drainage pipe, harder layers cracked by themselves af-ter their cover was removed. Cracking occurred over aconsiderable length with a bang stronger than a blast. Ithappened twice that pieces of such harder layers werethrown high into the air. The violence of this cracking anduplifting of the strata in the invert suggest that high hori-zontal stresses existed and the rock behaved in a brittle,spalling manner.

Since 1862, the tunnel has shown severe uplift of theinvert due to swelling and had to be repaired severaltimes. In 1954 to 1959, repairs were carried out placing alining of concrete without placing an invert arch. In 1973,a circular concrete lining was placed [27] in sections. Forelectrification, it was necessary to make the invert deeperover a length of 111 m in areas of originally anhydrite-bearing ground, a lining of reinforced concrete with athickness of 1.40 m in the invert and of 0.7 m in the roofwas placed in 2003 [28]. With each renovation phase, the

Die wesentlichen Resultate sind in Bild 6 als mittlereSpannungen, Einspannungsgrenze und Abplatzungsgrenzedargestellt: Auf der linken Seite nach Ausbruch der Kalotteund rechts nach dem Ausbruch des vollen Kreisquer-schnitts. Weiterwurden im Bereich der Strosse unterschied-liche Bedingungen modelliert: Auf der rechten Seite ist dasGebirge homogen angenommen, auf der linken Seite wirdeine ca. 1 m mächtige Schicht, oben und unten von Harni-schen begrenzt, modelliert. Diese Schicht liegt auf einerHöhe, bei der mit Gleitmikrometer-Messungen Hebungenin einer Schicht beidseitig des Tunnels und seitliche Hebun-gen des Geländes festgestellt wurden [19] [23].

Die Analysen zeigen, dass sich unter der Kalottensoh-le Sprödbrüche ausbilden und sich die Mittelspannun-gen(< 1 MPa) wesentlich abbauen (vgl. Bild 6, links). Was-ser konnte von der ungesicherten Kalottensohle ins Gebir-ge eindringen, während der Tunnelvortrieb blockiert war,und Quellhebungen auslösen.

Nach dem Vollausbruch zeigt sich, dass Spannungs-umlagerungen allein nicht ausreichen, um weitreichendeQuellhebungen auszulösen (vgl. Bild 6, rechts), sondern esmüssen sich horizontale Gleitflächen ausbilden, oder die-se sind schon vorhanden. Der Bereich mit abgemindertenNormalspannungen reicht nahezu einen Durchmesservom Tunnel weg. Diese wesentliche Abminderung derSpannungen erscheint als plausible Ursache, dass Quell-hebungen seitlich des Tunnels entstanden sind.

Der Verlauf der Spannungen entlang dreier vertikalerLinien ist in Bild 7etwa in Tunnelachse und beidseits au-ßerhalb des Tunnels dargestellt, in Bild 7a nach Kalotten-ausbruch und in Bild 7b nach vollständigem Tunnelaus-bruch. Daraus lassen sich verschiedene wesentliche As-pekte herleiten. Die Bereiche mit Quellpotenzial verklei-nern sich in der Sohle vom Kalotten- zum Sohlausbruch.Die Mittelspannung wird auf der linken Seite, wo eine vonHarnischflächen begrenzte Zwischenschicht angenom-men wird, weit stärker vermindert, und die Sprödbruch-und die Einspannungsgrenze wandern weit vom Tunnelweg. Aufgrund dieser Analysen kann gefolgert werden,dass tiefreichende Sprödbrüche die Einspannung und diemittleren Spannungen herabminderten. Deshalb scheinendie Ursachen der seitlichen Quellung und des „seitlichen“Quelldrucks erklärbar und eine Folge hoher natürlicherHorizontalspannungen und von Sprödbrüchen nach demTunnelausbruch zu sein.

2.4.4 Folgerungen für den Chienbergtunnel

Die Analyse mit Sprödbruchvorgängen zeigt die Bildungvon Bereichen geringer Spannungen (Mittelspannung< 2,5 MPa) um den Tunnel, besonders, wenn wenig festeSchichten oder Klüfte vorhanden sind (linke Seite der Ab-bildungen). Nach Ausbruch der Kalotte entwickeln sichtiefreichende Sprödbrüche unter der Sohle, wo späterQuellhebungen beobachtet wurden. Spannungsumlage-rungen mit Abbau der Spannungen sind wahrscheinlicheErklärungen für das Einsetzen von Quellhebungen in derKalottensohle sowie von Hebungen des Tunnels und desGebirges um den Tunnel, siehe auch Noher et al [25].

Hebungen sind beim Chienbergtunnel bei sonst ver-gleichbarer Bedingung nicht überall aufgetreten. DieSpannungsverhältnisse vor dem Tunnelausbruch und die




zone where swelling could occur was reduced and the tun-nel was eventually supported with a lining of sufficientstrength.

2.5.2 Exploratory tunnel for the Engelberg Base Tunnel nearStuttgart

For the 1,950 m long Engelberg Base Tunnel, it was ex-pected that at least 350 m would be in anhydrite-bearingstrata of the gypsum keuper. The tunnel has two tubes,each with three lanes and one emergency lane leading toan excavated area up to 265 m2 and a span up to 18.5 mfor each tube.

Between 1977 and 1978, an exploratory gallery 980 mlong and two test chambers were excavated to explore the

verwendeten Festigkeiten sind in Bild 8 dargestellt. DieBerechnungen wurden mit deterministischen Festigkeitendurchgeführt, die ermittelten Spannungen fallen in denSchnittpunkt von Rissbeginn und Sprödbruchgrenze. InBereichen mit höherer Festigkeit kann der Spannungszu-stand noch unter den Bruchgrenzen liegen.

Eine weitere Beobachtung kann die Wichtigkeit derSprödbruchgrenze stützen. Mit der aktiv aufgebrachtenStützspannung in der flachen Sohle wird der Spannungs-zustand verbessert, d.h. von der linken Seite auf oderrechts der Sprödbruchgrenze gebracht (vgl. Bild 8).Ver-mutlich wurde das Fortschreiten der Sprödbrüche ge-stoppt und vorhandene offene Risse geschlossen. Deshalbkann Wasser nicht mehr zufließen und die Quellvorgängewurden gestoppt.

Fig. 7. Distribution of mean stresses along vertical sections: a) before and b) after full circular excavation of top heading, atcentre line and to the left and right of tunnel. Stresses are substantially reduced below 2.5 MPa, the swelling limit, beneaththe invert and also at the side of the tunnel, thus leading to swelling. The presence of discontinuities on the left side leads toa larger zone of stress reduction. The depths of swelling potential in floor and roof are highlighted by the hatched rectanglesshowing the deepest swelling potential for bench, followed by floor after benching, and the least in the roofBild 7. Verlauf der Mittelspannungen entlang von Vertikalschnitten: a) nach Ausbruch Kalotte, b) nach Vollausbruch desKreisquerschnitts in Tunnelachse sowie links und rechts des Tunnels. Die mittleren Spannungen werden wesentlich unter2,5 MPa abgesenkt, was als Grenze des Quellens angesehen wird. Diese Bereiche befinden sich unter der Sohle wie auf derSeite des Tunnels, deshalb dürften die Quellhebungen eingetreten ein. Die auf der linken Seite vorhandenen Trennflächenführen zu einer größeren Spannungsreduktion

b)a)



W. Steiner/P. K. Kaiser/G. Spaun · Role of brittle fracture in swelling behaviour: evidence from tunnelling case histories

underground conditions and excavation and support pro-cedures. One test chamber was placed above the anhydriteline in leached-out strata of clay-siltstones and marls. Theother, with a length of 49 m, a span of 16.25 m and aheight of 9.5 m was excavated below the anhydrite line inanhydrite- and gypsum-bearing marls.

During the excavation of the circular exploratorygallery with a span of 4.3 m with a road header, only a thinlayer of shotcrete was applied. During tunnel driving, fre-quent cracking noises could be heard, which were accom-panied by spalling of slabs, especially form the side walls[29] [30]. Spalling occurred also in the roof mainly alongthe horizontal bedding planes, which often showed slick-ensides. When tapping onto the rockwith a hammer in theinvert, shortly after excavation, hollow sounds could beheard, suggesting that slabbing had also occurred in theinvert. The only explanation for this slabbing in the roofand invert is spalling triggered by high horizontal stresses.Three years after excavation of the test chamber, watergained access from a boring some 50 m away along a dis-continuous layer of marl into the areas of invert, triggeringswelling phenomena and invert heave.

These observations indicate spalling behaviour initi-ated by high horizontal stresses in the rock mass. The ob-served fillings of fibrous gypsum in discontinuities may bea consequence of this tensile failure process but this willhave to be further investigated.

2.6 Lilla Tunnel near Tarragona, Spain2.6.1 Observed behaviour and construction sequence

The Lilla Tunnel near Tarragona, Spain [31] [32] [33] [34][35] on the new high-speed railway line from Barcelona toMadrid is 2.2 km long with a horseshoe cross-section of117.3 m2 and a theoretical excavated radius of 6.76 m, andlies in clay shales with sulphate rocks from the Eocene.The overburden in the western section of 1.9 km variesfrom 50 to 110 m, and in the eastern section from 10 to50 m; no heave was observed in the eastern section. Dur-ing tunnel excavation the rock mass appeared dry. Themineralogical composition was: clay 51 to 67 %, anhydrite13 to 28 %, and gypsum 0 to 7 %. In contrast, the rocks ofthe Jura mountains of Switzerland show an essentially re-verse mineralogical composition with less clay (7 to 18 %)and more sulphates (65 to 85 %).

The first floor heave was detected in September 2002immediately after construction from Chainage 411.204 to411.586 and between 411.860 and 412.500 with a flat slab.From Chainage 411.556 to 860 the initial slab was re-placed in November 2002 by a relatively flat invert arch.Heave in the zones with no arch (horizontal slab) reached300 to 750 mm within 500 days (from Oct 2002 until Jan-uary 2004), reflecting a heave rate of roughly 1 to 2 mm/d.In the section with an invert arch, heave was 10 to 25 mmwithin one year. Transformation of anhydrite into gypsumreaches down to 5 m below the invert [31]. Swelling pres-sure measured by contact stress cells reached 2 to 5 MPa[32] after one year changing to 1 to 5 MPa after two years,similar to the Belchen [12] and tunnels in Baden-Wurt-temberg [36] [37] [38], indicating a different rock mass be-haviour, however swelling pressures remain in the samerange.

2.5 Tunnel mit Quellvorgängen und Sprödbruch-erscheinungen in Baden-Württemberg

2.5.1 Weinsbergtunnel (bei Heilbronn)

Der 891 m lange Eisenbahntunnel wurde 1860 bis 1861 inhorizontal gebanktem Gipskeuper erstellt. Der mittlereTeil des Tunnels mit 90 m Überdeckung liegt in Ton- undSiltstein mit Schichten mit Anhydrit und Gips und dazwi-schen liegenden Schichten aus festem Ton- und Siltstein.Binder beschreibt [26] neben den Baugrundverhältnissenden Bauvorgang und Beobachtungen des Gebirgsverhal-tens beim Vortrieb. Der Tunnel wurde nach der ursprüng-lichen österreichischen Methode erstellt. Zuerst wurde ein

Fig. 8. Stress state and brittle strength for an unconfinedcompressive strength of 20±5 MPa and a crack initiationthreshold equal to 0.3 UCS are shown. If the unconfinedcompressive strength is variable, so is the threshold limit.The brittle strength and the estimated stress state (initialstresses. elastic stresses at excavation boundary and withprestressing from anchors) for the shallow overburden at theanhydrite boundary are shownBild 8. Spannungszustand beim Chienbergtunnel bei gerin-ger Überdeckung und dreiteilige Sprödbruchgrenze [1] füreine einachsige Druckfestigkeit UCS = 20 MPa und eineRissbildung bei CI/UCS = 0,3. Die maßgebliche Druckfestig-keit schwankt, deshalb kann der Spannungszustand ober-oder unterhalb zu liegen kommen, d.h. wie beobachtet, kön-nen Bruchvorgänge auftreten oder auch nicht. Der ursprüng-liche Spannungszustand liegt unterhalb der Bruchgrenzenund wird durch die Spannungen aus Vorspannanker auf dieUmhüllende zurückgestellt




2.6.2 Stress distribution and fracture zones

The Lilla Tunnel has a similar cross-section to the exca-vated section of the Belchen Tunnel (see Figure 2). Zonesof shear and tensile failure developed below the base ofthe tunnel. In these fracture zones, transformation of an-hydrite to gypsum took place and swelling pressures de-veloped. The developed heave in the zones with flat invertand the developed stresses in the zone with invert are sim-ilar to the behaviour of the Belchen Tunnel. The main dif-ference is that the clay content is much higher than in theBelchen Tunnel and the Anhydrite content is smaller, sothe heave processes were slower in the Lilla Tunnel withsimilar swelling pressures. The heave process was sloweddown with the placement of a strong invert arch. Appar-ently, brittle failure processes developed well below theflat invert and triggered anhydrite gypsum transformationas was observed by [31] [32].

3 Implications for the construction of tunnels in swelling ground

The qualitative evidence presented from case historiesstrongly supports the hypothesis that brittle fracturing en-hances the swelling potential, and that constructive meansshould be adopted to minimize brittle fractures zones dur-ing the advance of tunnels in swelling rock. Furthermore,constructive means should be used to minimize the open-ing of spalling fractures.

Sohlstollen in Tunnelachse auf Gleisniveau erstellt, die-sem folgte einer in der Kalotte. Von diesen Stollen auswurde der Tunnel aufgeweitet und das Hufeisenprofil aus-gemauert. Der Ausbruch im nicht ausgelaugten Gipskeu-per erfolgte mit Sprengen. Während des Vortriebs wurdenkeine Wasserzuflüsse festgestellt.

Beim Vortrieb wurden in den Ulmen Abschalungen(Abplatzungen) von einigen Zentimeter Dicke festgestellt,wie Binder [26] beschreibt. Die Abschalungen ereignetensich häufig und waren von knackenden Geräuschen undmanchmal von einem größeren Schlag begleitet, was auchzu leichteren Verletzungen der Mineure führte. Diese Ab-schalungen wurden von den Mineuren beschleunigt, in-dem die Tunnelwände benetzt wurden.

Beim Aushub der endgültigen Sohle, die einige Dezi-meter unter der Sohle des Pilotsollen lag, beschreibt Bin-der [26] folgende Beobachtungen: „Außerdem kam esmehrmals vor, dass beim Ausheben des Grabens zur Was-serabzugs-Dohle harte Gesteinsbänke, nachdem sie teil-weise blossgelegt worden waren, von selbst gewaltsam aufansehnliche Länge rissen mit Knall stärker als ein Spreng-schuss; je zweimal kam es vor, dass Stücke von solchenweit herausgeschleudert wurden.“ Diese Beobachtungenstellen Anzeichen dafür dar, dass hier Sprödbruchvorgän-ge durch hohe Horizontalspannungen ausgelöst wurden.

Seit 1862 erlitt der Tunnel starke Sohlhebungen undmusste mehrmals saniert werden. Sanierungen ohne Sohl-gewölbe erfolgten 1954 bis 1959, wobei 100 m des Tunnels


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■ Die vollständig überarbeiteten und erweiterten Empfeh-lungen behandeln alle wichtigen Fragen bei der Planung und Dimensionierung von geokunststoffbewehrten Erd-körpern. Neben den Anforderungen an die Materialienund den Grundlagen der Nachweisführung wird die Anwendung von Geokunststoffen bei unterschiedlichen Gründungsystemen, Bodenverbesserungsmaßnahmen, im Verkehrswegebau, bei Böschungen und Stützkonstruk-tionen sowie beim Deponiebau dargestellt.

Die Empfehlung wurde um folgende Abschnitte ergänzt:■ Bewehrte Erdkörper auf punkt- oder linienförmigen

Traggliedern,■ Gründungssystem mit geokunststoffummantelten Säulen,■ Überbrückung von Erdeinbrüchen,■ Dynamische Einwirkungen auf geokunststoffbewehrte

Systeme.

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The principal conclusions are:– Brittle fracture is a key element triggering swelling be-

haviour in underground construction.– Construction procedures must be selected to prevent

the formation of brittle failure.– Rock must not remain unsupported; an early active sup-

port pressure is highly desirable.– The swelling potential phenomena enhanced by brittle

fracture deserve further investigation with appropriaterock mechanics field tests.

– The initial state of stresses should be measured with ap-propriate techniques.

The authors realise that some parts of this article are spec-ulative in nature but are convinced that significant, cost-saving improvements can be made by minimising the ex-tent of brittle failure processes near tunnels with bothdamage zone controls and with early confining pressuredevelopment techniques.

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mit Beton ausgekleidet wurden. Weitere Sanierungen er-folgten in den Jahren 1973 bis 1975 [27], und für die Elek-trifizierung musste die Sohle im Gipskeuper [28] 2003 ab-gesenkt und ein 1,4 m starkes Sohlgewölbe und ein 0,7 mstarkes Kalottengewölbe eingebaut werden.

2.5.2 Erkundungsstollen und Versuchskavernen für denEngelberg Basistunnel

Der 1.950 m lange Engelberg-Basistunnel verläuft zu min-destens über 350 m durch nicht ausgelaugten Gipskeuper.Der Tunnel hat zwei Röhren mit je drei Fahrstreifen und ei-nem Standstreifen, dies bedingt einen Ausbruchquerschnittvon 265 m2 und eine Spannweite des Ausbruchs von 18,5 m.

Von 1977 bis 1978 wurde ein 980 m langer Erkundungs-stollen mit zwei Versuchskavernen erstellt, um die Unter-grundverhältnisse zu erkunden und Ausbruchs- und Stütz-methoden zu erproben. Eine Versuchskammer lag über demAnhydritspiegel im ausgelaugten Gipskeuper. Die zweite Ka-verne mit 49 m Länge, einer Spannweite von 16,25 m und ei-ner Höhe von 9,5 m lag im nichtausgelaugten Gipskeuper mitTon- und Siltstein und eingelagertem Anhydrit und Gips.

Während des Ausbruchs des Versuchsstollens mit4,3 m Durchmesser mit einer Teilschnittmaschine wurdeder Gipskeuper nur mit einer dünnen Spritzbetonschichtgesichert. Beim Vortrieb wurde Bruchgeräusche wahrge-nommen, und es traten Abschalungen auf, besonders inden Ulmen [29] [30]. Abplatzungen wurden auch in derKalotte beobachtet, entlang horizontaler Bankungsfugen,wobei oft Harnische beobachtet wurden.

In den Sohlbereichen klang das Gebirge beim An-schlagen mit dem Hammer oft hohl, was einen Hinweisauf spannungsbedingte Ablösungen in den flachliegendenanhydritführenden Schichten darstellt. Drei Jahre nachder Fertigstellung der Versuchsstrecke im anhydritführen-den Gebirge gelangte aus einer in ca. 50 m Entfernung ab-geteuften Bohrung Wasser entlang einer geklüfteten Stein-mergelbank in den Sohlbereich der Versuchsstrecke undlöste dort Quellprozesse und Sohlhebungen aus.

Diese Beobachtungen deuten auf das Vorliegenerhöhter Horizontalspannungen in anhydritführenden Gips-keuper hin, die besonders in den Sohlbereichen zu Spröd-brüchen führen können. Ob derartige Spannungen mit derEntstehung von fasergipsgefüllten Klüften und Schichtfugenzusammenhängen oder nicht, müssen künftige Untersu-chungen zeigen. Es erscheint aber sehrwahrscheinlich.

2.6 Lillatunnel bei Tarragona südlich Barcelona, Spanien2.6.1 Verhalten des Gebirges und Bauvorgang

Der Lillatunnel [31] [32] [33] [34] [35] bei Tarragona,Spanien, auf der neuen Hochgeschwindigkeitslinie Barce-lona nach Madrid ist 2,2 km lang und weist ursprünglichein Hufeisenprofil mit flacher Sohle auf mit einem Aus-bruchquerschnitt von 117,3 m2 und einen Ausbruchradiusvon 6,76 m. Der Tunnel liegt in Tonsteinen mit Sulfatge-steinen des Eozän. Im westlichen 1,9 km langen Abschnittbeträgt die Überdeckung von 50 bis 110 m und im östli-chen 300 m langen Abschnitt 10 bis 50 m. Während desVortriebs war das Gebirge trocken. Die mineralogischeZusammensetzung des Gebirges ist: Ton 51 bis 67 %, An-hydrit 13 bis 28 % und Gips 0 bis 7 %. Die Gesteine im




[13] Werder, F.: Sanierungs- und Erneuerungsarbeiten imBelchentunnel, Repairs in the Belchentunnel. Tagung Jura-durchquerungen. Tagungsbericht D 037, S. 53–57. Veröffent-lichungen der Fachgruppe für Untertagbau des SIA. Zürich,1989.

[14] Schillinger, G. & Spang, J.: Der Belchentunnel der schweiz-erischen Nationalstrasse N2, Strassen- und Tiefbau, Nr. 1,S. 21–28.

[15] Madsen, F., Flückiger, A., Hauber, L., Jordan, P. & Vögtli,B.: New investigations on swelling rocks in the Belchentun-nel. Switzerland, Proc 8th Int Congr. Rock Mech, Vol. 1, pp.263–267, Tokyo, 1995.

[16] Hauber, L., Jordan, P., Madsen, F., Nüesch, R. & Vögtli, B.:Tonminerale und Sulfate als Ursachen für druckhaftes Verhal-ten von Gesteinen: Ursachen und Wirkungen des Quell-vorganges. Forschungsauftrag des ASTRA 1966/039 , Bericht1162, VSS Zürich, 2005.

[17] Kaiser, P.K. with contributions by Amann, F. & Steiner, W.:How highly stressed brittle rock failure impacts tunnel design.Eurock 2010, pp. 27–38. Lausanne, 2010.

[18] Noher, H.P., Vögtli, B. & Kister, B.: Swelling – a geotechni-cal problem at the Adler Tunnel, Switzerland – monitoring re-sults and their interpretation. Proceedings Eurock 2006, Liège,2006.

[19] Hofer, R., Kovàri, K. & Chiaverio, F.: Chienbergtunnel Sis-sach – Tunnelhebung infolge Quellen. Swiss Tunnel Congress07, S. 95–100. Luzern 2007.

[20] Chiaverio, F.: Chienbergtunnel (Umfahrung Sissach),Tunnel im quellhaftem Juragestein. Mitteilungen Schw.Gesellschaft für Boden- und Felsmechanik, No. 145 (2002), S.27–37.

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[22] Chiaverio, F.: Hebungen, Grundlagen und Massnah-menkonzept. Baudirektion des Kanton Basel-Landschaft. Me-dienmitteilung vom 28. Januar 2004, S. 9–16.

[23] Chiaverio, F. & Thut, A.: Chienberg Tunnel: Rehabilita-tions using yielding elements of the section in Keuper sedi-ments affected by heave. Geomechanics and Tunnelling 3(2010), No. 5, p. 573–582.

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[25] Noher, H.P., Meyer, M. & Zeh, R.M.: The anhydrite surface– cause of problems (new results based on measurements andobservations), Eurock 2010, pp. 339–342. Lausanne, 2010.

[26] Binder, C.: Geologisches Profil des Eisenbahntunnels beiHeilbronn. Jahreshefte des Vereins für vaterländischeNaturkunde in Württemberg. 20 (1864), Nr. 2 und 3.

[27] Gremminger, G. & Spang, J.: Instandsetzung des Weins-berger Tunnels. Eisenbahningenieur, Vol. 29 (1978), No. 1.

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[29] Kuhnhenn, K. & Lorscheider,W.: Sondierstollen mit Probe-strecken für den Engelberg-Basistunnel der Autobahn Heil-bronn-Stuttgart. Berichte 2. Nationale Tagung über Ingenieur-geologie, Fellbach, 1979.

[30] Spaun, G.: Über die Ursachen von Quellhebungen im Gip-keuper. Berichte 2. Nationale Tagung über Ingenieurgeologie,Fellbach, 1979, 143–151.

[31] Alonso, E., Berdugo, I.R. & Tarragò, R.A.: Tunnelling insulphate claystone. Proc. ECSMGE, Madrid, 2007.

[32] Alonso, E. & Berdugo, I.R.: Expansive behaviour of sul-phate-Bearing Clays, Proc. Int. Conf. Problematic Soils. Fam-agusta, 2005.

Schweizer Jura zeigen praktisch eine umgekehrte Minera-logie mit weniger Ton (7 bis 18 %), aber höherem Anteilvon Sulfatgesteinen (65 bis 85 %).

Erste Sohlhebungen wurden in September 2002 un-mittelbar nach dem Bau von Stationierung 411.204 bis411.556 und zwischen 411.860 und 412.500 in Strecken miteiner flachen Sohle festgestellt [31]. Zwischen Stationie-rung 411.556 und 411.860 wurde die Betonplatte im No-vember 2002 durch ein Sohlgewölbe ersetzt. Die beobach-tete Hebung von Oktober 2002 bis Januar 2004 (ca. 500 Ta-ge) in den Bereichen mit flacher Sohle erreichte 300 bis 750mm, d.h. etwa 1 bis 2 mm/d. Im Abschnitt mit nachträglicherstelltem Sohlgewölbe betrug die Sohlhebung 10 bis 25mm innerhalb eines Jahres. Die Umwandlung von Anhydritin Gips reicht bis etwa 5 m unter die Sohle. Mit Kontakt-messdosen gemessene Quelldrücke betragen 2 bis 5 MPanach einem Jahr [32]; diese änderten sich zu 1 bis 5 MPanach zwei Jahren, ähnlich wie im Belchentunnel [12] oderin Tunneln in Baden-Württemberg [26] [37] [38]. Das Ge-birge ist also verschieden, aber Quelldrücke und Quellhe-bungen liegen in ähnlichen Bereichen.

2.6.2 Spannungsverteilung und Bruchzonen

Der Lillatunnel hat einen ähnlichen Querschnitt wie derobere Teil des Querschnitts des Belchentunnels (vgl. Bild1). Deshalb muss auch erwartet werden, dass sich unterder Sohle des Lilla Tunnels auch Sprödbrüche mit Zug-und Scherbrüchen ergaben (vgl. Bild 4). In diesen Bruch-zonen fanden die Umwandlung von Anhydrit in Gips undder Aufbau von Quelldrücken bzw. Quellhebungen statt.Die beobachteten Hebungen in den Bereichen mit der fla-chen Sohle und dem Abschnitt mit Sohlgewölbe stimmenmit den Erfahrungen beim Belchentunnel gut überein.Der Hauptunterschied besteht unter Umständen in dermineralogischen Zusammensetzung. Beim Lillatunnel istder Tongehalt wesentlich größer. Deshalb könnten dieBruchprozesse weniger rasch verlaufen sein, und der Was-serzutritt war langsamer. Der Hebungsvorgang wurde imBereich mit Sohlgewölbe vermindert.

3 Folgerungen und Konsequenzen für den Bau von Tunnelnim quellenden Gebirge

Die zusammengestellten qualitativen Begründungen stüt-zen die Hypothese, dass Sprödbruchvorgänge das Quell-potenzial fördern und dass Bauvorgänge und Baumetho-den gewählt werden müssen, welche die Bildung von zer-brochenen Zonen im Gebirge während des Tunnelbausmöglichst verhindert. Daraus ergeben sich folgendeSchlüsselaspekte, ähnlich [12]: – Sprödbruchvorgänge sind ein wesentlicher Faktor bei

Tunnelbauten in quellendem Gestein.– Bauvorgängen müssen gewählt werden, um Spröd-

buchvorgänge zu vermindern.– Das Gebirge darf nicht unnötig ungestützt bleiben. Ak-

tive Stützung kann zweckmäßig sein.– Zum besseren Verständnis sind Untersuchungen des

felsmechanischen Verhaltens notwendig; dabei istSprödbruchverhalten zu berücksichtigen.

– Die Ermittlung des primären Spannungszustands im an-hydritführenden Gebirge ist besonders wichtig.




[33] Alonso, E., Gens, A., Berdugo, I. & Romero, E.: ExpansiveBehaviour of a sulphated Claystone in a Railway Tunnel. Proc.ICSMGE, pp. 1582–1586. Osaka, 2005.

[34] Alonso, E. & Berdugo, I.: Degradation and swelling of sul-phate-bearing claystones. Keynote Paper. Montero & Col-menares (eds): Proc. VI CSAMR, pp. 211-248. Cartagena deIndias, 2006.

[35] Alonso, E. & Olivella, S.: Modelling Tunnel Performancein Expansive Gypsum Claystone, 12th IACMAG. Goa, 2008.

[36] Paul, A.: Sohlhebungen beim Tunnelbau im Gipskeuper,Mechanismen – Auswirkungen – Bemessungsphilosophien.Lehrgang Felsmechanik und Ingenieurgeologie in Sargans.Techn. Akademie Esslingen, 1993.

[37] Paul, A. & Wichter, L.: Das Langzeitverhalten von Tunnel-bauten im quellenden Gebirge – Neuere Messergebnis vomStuttgarter Wagenburgtunnel. Taschenbuch Tunnelbau 1997,S. 125–164. Essen: Verlag Glückauf, 1996.

[38] Fecker, E.: Untersuchungen von Schwellvorgängen und Er-probung von Auskleidungskonzepten beim Freudensteintun-nel. Taschenbuch Tunnelbau 1997, S. 165–182. Essen: VerlagGlückauf, 1996.

Die Autoren sind sich bewusst, dass Abschnitte dieses Bei-trags auf noch nicht voll bewiesenen Vermutungen beru-hen, sind aber überzeugt, dass wesentlich dauerhaftereund nachhaltige Bauwerke erstellt werden und namhafteKosteneinsparungen erreicht werden können durch Be-grenzung von Sprödbrüchen um den Tunnel und mög-lichst raschem Aufbringen eines Stützdrucks.

Prof. Dr. Georg SpaunLaufener Straße 1683395 FreilassingGermany

Dr. Peter K. KaiserCEMI – Centre for Excellence inMining Innovation935 Ramsey Lake RoadSudbury ON P3E [email protected]

Dr. Walter SteinerB+S AGMuristrasse 603000 Bern [email protected]


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