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

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

[30] Amann, F., Kaiser, P.K. & Steiner, W.: Triggering swellingpotential of anhydrite clay rocks by brittle failure processes.Eurock 2010, pp. 339–342. Lausanne, 2010.

[31] Kaiser, P.K, Diederichs, M.S., Martin, C.D., Sharp, J. &Steiner, W.: Underground works in hard rock tunnelling andmining. GeoEng2000, pp. 841–926. Technomic Publ. Co.,2000.

[32] Kaiser, P.K. & Tannant, D.D.: Lessons Learned for DeepTunnelling from Rockburst Experiences in Mining. Sympo-sium on “Vorerkundung und Prognose der Basistunnels amGotthard und am Lötschberg”, pp. 325–337. Rotterdam: A.A.Balkema, 1999.

[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.

[34] Kaiser, P. K.: Rock mechanics consideration for construc-tion of deep tunnel in brittle ground. Asia Rock MechanicsSymposium, Singapore, 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]


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