full-face versus sequential excavation - a case study of the chamoise tunnel (france) / vollausbruch...

469© 2014 Ernst & Sohn Verlag für Architektur und technische Wissenschaften GmbH & Co. KG, Berlin · Geomechanics and Tunnelling 7 (2014), No. 5

Construction of the 3,300 m long Chamoise Tunnel in the FrenchJura Mountains had to overcome long sections of swelling marlsbeneath an overburden of 400 m. During the design phase, a re-connaissance gallery of 9 m2 was driven to investigate the geo-logical conditions over the entire length of the tunnel. The find-ings of the gallery led the designer to choose the NATM. TheNorth Tube was constructed between 1981 and 1984. The SouthTube was constructed about ten years later. The main revolutionin methodology was the change from sequential to full-face exca-vation in the marl sections. Applied for the first time for theChamoise tunnel, the economic benefits of full-face excavationeven in poor ground, largely due to the reduction of works cyclesand the use of bigger machines, initiated a general trend from sequential towards full-face excavation in France. The paper presents the methodological differences between thetunnel drives of the Chamoise north and south tubes. The com-parison is supported by a numerical back-analysis of the ob-served ground behaviour. In addition, the role of face confine-ment is examined. The study shows that in the case of theChamoise Tunnel the excavation sequence has little influence onthe short-term ground behaviour and that face confinementwould have been of no use. From an economical point of view,the most significant difference between the two tunnel drives arethe mean advance rates, which were about 20 % higher for full-face excavation (without face reinforcement) than the ratesachieved by sequential (three-staged) excavation.

1 The project

The A40 motorway (Macon-Geneva) traverses the south-ern part of the French Jura Massif (Fig. 1). Crossing thismountainous region required the construction of a chainof viaducts and tunnels, the longest of which is theChamoise Tunnel. This tunnel, with a length of 3,300 mand excavated cross sections of 90 to 145 m2, traverses theMont d’Ain Monocline, which consists of a sequence ofcarbonates and marls (Fig. 2).

Construction of the tunnel in the early 1980s (firsttube) and 1990s (second tube) had in particular to over-come two marl-dominated sections of 180 and 580 mlengths respectively. The reputed swelling ability of theseOxfordian marls, combined with the high overburden ofup to 435 m, led the designer and the project owner tolaunch a long-term research and observation campaign as-

Beim Bau des 3.300 m langen Chamoisetunnels im französischenJuramassiv waren lange Abschnitte von quellfähigen Mergelnunter einer Überlagerung von etwa 400 m zu durchörtern. Im Zu-ge der Planung wurde ein Erkundungsstollen mit 9 m2 Querschnittüber die gesamte Tunnellänge aufgefahren. Basierend auf denErgebnissen des Stollenvortriebs wurde die NÖT als die geeig-netste Bauweise ausgewählt. Die Nordröhre wurde zwischen1981 und 1984 errichtet. In den Mergelabschnitten erfolgte derAusbruch mechanisch und in drei Phasen (Kalotte, Strosse, Soh-le). Die Südröhre wurde etwa zehn Jahre später errichtet. Haupt-unterschied im Vergleich zur Nordröhre war die Umstellung vommechanischen Ausbruch der Mergel auf Vollausbruch imSprengvortrieb. Damit wurde der Chamoisetunnel zum erstenfranzösischen Autobahntunnel, der durchgehend im Vollausbruchaufgefahren worden war. Aufgrund der wirtschaftlichen Vorteiledieser Arbeitsweise, vor allem durch die reduzierte Zahl der Ar-beitszyklen sowie den Einsatz größerer Maschinen, wurde damitin Frankeich ein genereller Trend vom Teilausbruch zum Vollaus-bruch eingeleitet.Der Beitrag beschreibt die methodischen Unterschiede zwischenden Vortrieben der Nord-und Südröhren. Der Vergleich wirddurch numerische Rückrechnungen ergänzt; zusätzlich wird dieRolle der Ortsbruststützung am Beispiel der Südröhre untersucht.Der Vergleich zeigt, dass die Ausbruchsequenz im Fall des Cha-moisetunnels kaum Einfluss auf die kurzfristigen Gebirgsverfor-mungen hat und dass eine Stützung der Ortsbrust wenig Sinn ge-macht hätte. Aus wirtschaftlicher Sichtweise liegt der entschei-dende Unterschied zwischen den beiden Röhren in den erzieltenVortriebsraten, die im Vollausbruch (ohne Ortsbruststützung) etwa 20 % höher als beim dreistufigen Teilausbruch waren.

1 Einleitung

Die französische Autobahn A40 durchquert zwischen Ma-con und Genf das südliche Juramassiv (Bild 1). Die topo-graphischen Verhältnisse dieser Mittelgebirgslandschafterforderten für den Autobahnbau eine Kette von Talbrü-cken und Tunneln. Der Chamoisetunnel ist mit einer Län-ge von 3.300 m und Ausbruchquerschnitten zwischen 90und 140 m2 das Kernstück der Strecke. Er durchquert denMont d’Ain Gebirgsrücken, der aus einer Abfolge von Kal-ken und Mergeln besteht (Bild 2).

Die Hauptschwierigkeit, mit der die Tunnelvortriebein den 1980er-Jahren (erste Röhre) und 1990er-Jahren(zweite Röhre) konfrontiert waren, war die Durchörterung

Topics

Full-face versus sequential excavation – A case studyof the Chamoise Tunnel (France)

Vollausbruch versus Teilausbruch – Eine Fallstudievom Chamoisetunnel (Frankreich)

DOI: 10.1002/geot.201400034Martin Putz-PerrierNicolas GilleronEmmanuel BourgeoisAdrien Saitta

470 Geomechanics and Tunnelling 7 (2014), No. 5

M. Putz-Perrier/N. Gilleron/E. Bourgeois/A. Saitta · Full-face versus sequential excavation – A case study of the Chamoise Tunnel (France)

sociated with the design and construction phases of theproject [1].

Today, some twenty years later, the same Oxfordianformations are once again in the limelight of the Frenchgeotechnical community, but for a different reason: Cigeo,the future deep geological disposal facility for radioactivewaste to be built in north-eastern France is behind the renewed interest. The project intents to store highly radioactive, long-lived waste some 500 m below ground inan impermeable rock formation, thought to display similarlong term behaviour as the Oxfordian marls encounteredby the Chamoise Tunnel [2].

This paper presents a comparative study of the northand south tube drives of the Chamoise Tunnel across theOxfordian marls; the former by sequential mechanical ex-cavation and the latter by full-face drill-and-blast excava-tion. As the two tubes traverse exactly the same geological

zweier Mergelzonen mit Längen von 180 bzw. 580 m. DieQuellfähigkeit dieser Oxfordienmergel, kombiniert mit derhohen Überlagerung von bis zu 435 m führte Planer undBauherrn dazu, eine großangelegte Erkundungs-und Be-obachtungkampagne durchzuführen. Die automatisierteBeobachtung der Gebirgsverformungen rund um die Tun-nelröhren wird bis zum heutigen Tag fortgeführt [1].

Gegenwärtig, etwa 20 Jahre nach Vollendung derzweiten Röhre, stehen die Oxfordienmergel ein zweitesMal im Rampenlicht der französischen Geotechnik. Dies-mal allerdings aus einem anderen Grund: Cigeo, das zu-künftige Endlager für radioaktiven Abfall im NordostenFrankreichs ist der Grund für das erneute Interesse. ImRahmen dieses Projekts soll in einigen Jahren hochradio-aktiver Abfall etwa 500 m unter der Erdoberfläche in einerundurchlässigen geologischen Einheit deponiert werden.Aufgrund des vermutlich sehr ähnlichen Langzeitverhal-

Fig. 1. Road map of the A40 motorway between Macon and Geneva with Chamoise tunnel at the centreBild 1. Straßenkarte der Autobahn A40 zwischen Macon (Frankreich) und Genf (Schweiz) mit dem Chamoisetunnel in derMitte

Fig. 2. Geological longitudinal profile of Chamoise tunnel; the oxfordian marls are shown in green (“Marnes”) and sepa -rated by a bed of marly limestone highlighted in orange (“Calcaires”)Bild 2. Geologisches Profil des Chamoisetunnels; die Oxfordienmergel in grün („Marnes“) werden von einer mergeligenKalkeinheit in orange („Calcaires“) getrennt

471Geomechanics and Tunnelling 7 (2014), No. 5


units and were designed and constructed by the samecompanies (even the design and works managers re-mained the same), the project provides an interesting casestudy for the comparison of sequential and full-face exca-vation.

tens dieser Einheit zu dem der Oxfordienmergel des Cha -moisetunnels spielen die Beobachtungsdaten des Tunnelseine wesentliche Rolle in der Planung des Endlagers [2].

Im Gegensatz zu den Cigeo-Studien, die sich auf dasLangzeitverhalten der Oxfordienmergel konzentrieren, be-schäftigt sich der vorliegende Beitrag ausschließlich mitden kurzfristigen Gebirgsverformungen, die während desBaus des Tunnels beobachtet wurden. Dabei wird insbe-sondere die Durchörterung der Oxfordienmergel der bei-den Röhren verglichen, die mit unterschiedlichen Aus-bruchmethoden durchgeführt wurden (mechanischer Vor-trieb mit sequentiellem Ausbruch in der Nordröhre,Sprengvortrieb mit Vollausbruch in der Südröhre).

2 Vergleich der beiden Vortriebsmethoden in den Oxfordienmergeln

2.1 Erkundungsstollen

Der Erkundungsstollen mit einer Ausbruchfläche von9 m2 ist zwischen den beiden Tunnelröhren positioniert(Bild 3) und wurde 1979 bis 1980 im Sprengvortrieb auf-gefahren (Bild 4a, b). Der Stollen diente einerseits der geo-logischen Erkundung des Massivs und der geomechani-schen Charakterisierung der zentralen Mergeleinheiten(vgl. Bild 2), andererseits als Entwässerungs-, Ventilations-und Rettungsstollen für die beiden Hauptröhren.

Da die beiden Röhren die gleichen geologischen Ein-heiten durchqueren und die Arbeiten von derselben Bau-firma durchgeführt wurden (sogar Bauleiter und Chefpla-ner waren dieselben), ermöglicht der Chamoisetunnel ei-nen direkten Vergleich von sequentiellem Ausbruch undVollausbruch.

Fig. 3. Schematical cross section of Chamoise tunnel withreconnaissance gallery (centre), north tube (right) and southtube (left)Bild 3. Schematischer Querschnitt des Chamoisetunnels mitErkundungsstollen (Mitte), Nordröhre (rechts) und Südröhre(links)

Fig. 4. Tunnelling works. Top: recon-naissance gallery, 1979 to 1980, a) rock-bolt installation b) circular test sectionin marls; middle: north tube, 1982 to1986, c) top-heading excavation withroadheader, d) three-staged excavation;bottom: south tube, 1992 to 1995, e) full-face drill-and-blast excavation, f) loading of explosivesBild 4. Tunnelarbeiten. Oben: Erkun-dungsstollen, Bauzeit 1979 bis 1980 a) Felsankereinbau, b) Testquerschnittin den Mergeln; Mitte: Nordröhre,Bauzeit 1982 bis 1986, c) Kalottenvor-trieb mit TSM, d) dreistufiger Ausbruch;unten: Südröhre, Bauzeit 1992 bis1995, e) Vollausbruch im Sprengvor-trieb, f) Ladevorgang



2 Comparison of excavation methods in the Oxfordian marls2.1 Reconnaissance gallery

A reconnaissance gallery with a cross section of 9 m2 wasexcavated in the years 1979 and 1980 by the drill-and-blastmethod in-between the positions of the future tubes ofChamoise Tunnel (Fig. 3). The principal aim of this gallerywas to consolidate the geological longitudinal profile andto investigate the ground behaviour in the Oxfordianmarls at the centre of the tunnel (see Fig. 2). After the con-struction of the main tunnel, the gallery would be used asan emergency issue, as well as for ventilation and drainageof the two tubes (Fig. 4a, b).

2.2 North Tube

In a first construction stage, only the northern tube of thetunnel was realised in the years 1982 to 1986 (see Fig. 3).Driving of this first tube across the marl sections was car-ried out by three-staged mechanical excavation (roadhead-er) of top-heading, bench and invert (Fig. 4c, d). The ap-plied ground support consisted of systematic rock-boltingand a shell of shotcrete with welded wire-mesh, reinforcedby TH-ribs [3] [4].

The principal problem encountered during tunneldriving was the plastification of the marls at the outer lim-its of top-heading and bench, causing significant over-ex-cavations and degradation of the ground characteristics.Due to the risk of swelling in the marls, the use of waterwas strictly forbidden, which led to high dust loading dur-ing mechanical excavation. To deal with this issue, the re-connaissance gallery was used for dust extraction, whilstfresh air was injected at high flow rates to confine the dustwithin a small zone close to the excavation face.

2.3 South Tube

Progressive increase of traffic volumes on the A40 motor-way required the construction of the second tube, whichwas realised during the years 1992 to 1995 (see Fig. 3). Ini-tially, the same excavation methods which had alreadysuccessfully been applied for the North Tube, were alsoproposed for the South Tube.

However, when the first tunnel drive encountered theOxfordian marls and methods were changed from drill-and-blast to mechanical excavation, advance ratesdropped drastically, in spite of the use of a powerful road-header (100 MW more powerful than the one used for theSouth Tube). The main reason for the poor performance ofthe mechanical excavation was the dust generation. Thereconnaissance gallery could no longer be used for dustextraction, as it served already as an emergency gallery forthe North Tube under operation and the use of water wasstrictly forbidden on site because of the high water sensi-tivity of the marls. The installation of two ventilationducts (one for dust extraction, the other for the injection offresh air) proved to be insufficient to provide acceptableworking conditions at the excavation face and was hinder-ing machine movements. In addition to the reduced ad-vance rates, the dust also led to highly irregular excavationprofiles and over-excavations, due to the fact that the op-erator of the roadheader could not see the excavation face.

2.2 Nordröhre

Im ersten Bauabschnitt von 1982 bis 1986 wurde nur dieNordröhre aufgefahren. Der Vortrieb in den Mergeleinhei-ten erfolgte in dreistufigem, mechanischem Teilausbruch(Kalotte – Strosse – Sohle) mit einer Teilschnittmaschine(Bild 4c, d). Als primäre Stützmittel wurden radiale Ge-birgsanker, bewehrter Spritzbeton und TH-Bögen einge-setzt [3] [4].

Die größte technische Herausforderung des Vortriebswar das plötzliche spröde Abplatzen der Mergel an denAusbruchrändern und der Tunnelsohle, was zu Mehraus-brüchen und einer Verminderung der Gebirgsfestigkeitführte. Weil aufgrund der hohen Quellfähigkeit der Mergeljegliche Verwendung von Wasser untersagt war, verursach-te die TSM eine starke Staubentwicklung. Um die Staub-belastung in den Griff zu bekommen, wurde der Erkun-dungsstollen zur Absaugung herangezogen, währendFrischluft in der Tunnelröhre zugeführt wurde. Damit ge-lang es, die hohen Staubkonzentrationen auf eine schmaleZone unmittelbar vor der Ortsbrust zu beschränken.

2.3 Südröhre

Die stetig ansteigende Verkehrsdichte auf der A40 mach-ten Anfang der Neunzigerjahre den Bau der zweiten Röh-re notwendig (vgl. Bild 3). Die Ausschreibung dieser zwei-ten Bauphase (1992–1995) sah im Wesentlichen die glei-chen Vortriebsmethoden vor, die schon für den Bau derersten Röhre erfolgreich angewandt worden waren. Dochals der Vortrieb der Südröhre die Mergeleinheiten erreich-te und vom Sprengvortrieb in den Kalken auf mechani-schen Ausbruch mit Teilschnittmaschine (TSM) umge-stellt wurde, erwies sich die Staubentwicklung schnell alsnicht beherrschbares Problem. Trotz Einsatzes einer ex-trem leistungsstarken TSM (100 MW mehr Leistung alsdie für die Nordröhre verwendete Maschine) lagen die er-zielten Vortriebsleistungen weit unter den Erwartungen.

Der Erkundungsstollen, der für die Nordröhre nochzur verbesserten Belüftung der Ortsbrust genutzt werdenkonnte, war mittlerweile als Flucht- und Rettungsstollenim Einsatz und daher für die Bauarbeiten an der Südröh-re nicht mehr verfügbar. Die Installation zusätzlicher Be-lüftungskanäle in der Südröhre brachte kaum Abhilfeund behinderte außerdem die Arbeiten durch beengteRaumverhältnisse im Tunnel. Zusätzlich zu den stark re-duzierten Vortriebsleistungen führte die Staubbelastungzu unregelmäßigen Ausbruchlinien und Mehrausbrü-chen, weil der Fahrer der TSM die Ortsbrust nicht sehenkonnte.

Nach knapp drei Monaten Vortrieb unter diesen un-befriedigenden Bedingungen war klar, dass eine Alternati-ve gefunden werden musste. Der stetig ansteigende Zeit-verlust und die zusätzliche Drohung vom Arbeitsinspek-tor, die Vortriebsarbeiten einstellen zu lassen, wenn dieStaubbelastung nicht beherrscht würde, führten zur Um-stellung vom mechanischen Vortrieb auf Sprengvortrieb.Für das wasserfreie Bohren der Sprenglöcher wurde erst-malig im französischen Tunnelbau ein Zerstäubungsver-fahren angewandt, bei dem die Staubteilchen im Bohrlochvon Dampf gebunden werden. Gleichzeitig wurde vom Ka-lottenvortrieb, der in erster Linie aufgrund der begrenzten



After about three months of working under these con-ditions and with the double threat of the works falling be-hind schedule and a shutdown of the construction site bythe labour inspectorate, it was decided to replace the me-chanical excavation by drill-and-blast excavation. For thewater-free drilling of boreholes, a technique called “atomi-sation” was applied, which permits binding of dust parti-cles by a mixture of vapour and gas. In addition, staged-ex-cavation, which had been applied during mechanical ex-cavation mainly due to the height limitation of the road-header of 7.5 m, was replaced by full-face excavation (seeFig. 4e, f), [5] [6].

2.4 Comparison of daily advance rates

The number of headings of a tunnel project is generallylimited to two per tube. Adding of intermediate headings iseconomically only viable for very long tunnels. Therefore,an increase in daily advance rates per heading is of greatvalue for any tunnel project. In the case of the ChamoiseTunnel, the change from three-staged to full-face excava-tion resulted in an increase of the mean advance rate inthe marl sections from 2.9 m/d (North Tube) to 3.7 m/d(South Tube) (Table 1).

3 Observed ground behaviour and numerical back-analysis3.1 Observations on site

The Oxfordian marls displayed rock-like behaviour duringdrill-and-blast excavation of the reconnaissance gallery.This observation is confirmed by laboratory test results,showing very low water contents (≤ 5 %) and relativelyhigh mean values of uniaxial compressive strength (Rc) of20 and 26 MPa, for Lower and Middle Oxfordian marls respectively. This is in agreement with the content of CaCO3, which ranges from 32 to 65 % in the Lower, and 62to 86 % in the Middle Oxfordian marls. Nevertheless, aftermucking out of the excavated blocks, these transformed

Arbeitshöhe der TSM von 7,5 m eingesetzt worden war,auf Vollausbruch umgestellt (Bild 4e, f) [5] [6].

2.4 Vergleich der Vortriebsleistungen

Die Anzahl der Tunnelvortriebe pro Röhre ist üblicher-weise auf zwei beschränkt und kann selbst für lange Tun-nel nur unter hohem finanziellem Aufwand durch Zwi-schenangriffe erhöht werden. Aus diesem Grund stellt jegliche Steigerung der mittleren Vortriebsleistung einengroßen Gewinn für ein Tunnelprojekt dar. Am Chamoise-tunnel führte die Umstellung vom dreistufigen mechani-schen Vortrieb auf den Vollausbruch im Sprengvortriebzu einer Erhöhung der mittleren Vortriebsleistung von2,9 m/d (Nordröhre) auf 3,7 m/d (Südröhre) (Tabelle 1).

3 Beobachtetes Gebirgsverhalten und numerische Simulation3.1 Gebirgsverhalten während des Vortriebs

Der Erkundungsstollen wurde durchgehend im Spreng-vortrieb aufgefahren. Dabei verhielten sich die Oxfordien-mergel im Ausbruch sehr ähnlich wie die überlagerndenKalke, was in Anbetracht ihres geringen Wassergehalts(≤ 5 %) und ihrer verhältnismäßig hohen mittleren Druck-festigkeit zwischen 20 MPa (unterer Oxfordienmergel)und 26 MPa (oberer Oxfordienmergel), nicht weiter ver-wunderlich ist. Auch die für Mergel relativ hohen CaCO3Anteile von 32 bis 65 % (unterer Oxfordienmergel) bzw.62 bis 86 % (oberer Oxfordienmergel) passen in diesesBild. Im Gegensatz dazu steht die beobachtete hohe Was-serempfindlichkeit der Oxfordienmergel: Nach ihremTransport auf die Deponie im Freien, verwandelten sichdie ausgebrochenen Blöcke innerhalb weniger Stunden zuSchlamm. Vor Ort und im Labor ausgeführte Quelltestsbestätigen die extreme Wasserempfindlichkeit der beidenMergeleinheiten.

Im Zuge der Vortriebsarbeiten an der Nordröhre tratmehrmals während des Sohlausbruchs plötzliches Scher-

Table 1. Comparison of both drivesTabelle 1. Vergleich der beiden Röhren

North tube South tube

Typical cross profiles for the marls sections

Excavation method Three-staged mechanical excavation Full-face drill-and blast excavationwith road-header

Machines Roadheader Westfalia Buffle WAV Three-armed automatized Robofore Montabert jumbo

Mean advance rates in the marls sections Global: 2.9 m/d Global: 3.7 m/d

Profile 4 with TH ribs: 2.1 m/d Profile 4: 2,6 m/d

Profile 3 without TH ribs: 3.3 m/d Profile 3: 3,8 m/d



within hours to mud when exposed to rain on the depositsite. Swelling tests carried out in-situ and in the laboratoryconfirmed the high water sensitivity of the two units.

During driving of the North Tube, sudden shear fail-ure of the primary concrete lining occurred during invertexcavation in the Lower Oxfordian marls, folding the rein-forcement steel mesh into “Z”-shape over a distance of upto 30 m (Fig. 5). These shear deformations were accompa-nied by spalling behaviour of the marls, in particular in theinvert zone, causing significant over-excavations. To avoidthese issues, invert excavation in the South Tube was car-ried out only after previous installation of radial rock-boltsbeneath the sole of the invert (see Table 1). Nevertheless,spalling also occurred during excavation of the SouthTube, but only at the excavation face, indicating face ex-trusion (see for example spalled shotcrete surface inFig. 4e).

3.2 Numerical back-analysis

To investigate the three-dimensional behaviour of theground in response to tunnel driving, a numerical back-analysis, based on three-dimensional FE modelling hasbeen carried out. Principal aim of the modelling was to ex-

versagen der Spritzbetonschale auf. Dabei verformte sichdas Bewehrungsgitter auf Längen bis zu 30 m in Z-Form(Bild 5). Die Verformungen der Spritzbetonschale äußer-ten sich in den Mergeln vor allem im Sohlbereich in derForm von Abplatzungen, welche erhebliche Überbrücheverursachten. Um dieses Problem in der Südröhre zu ver-meiden, erfolgte der Sohlausbruch erst nach dem vorheri-gen Setzen von radialen Felsankern unter der Sohle (vgl.Tabelle 1). In der Folge traten Abplatzungen in der Süd-röhre ausschließlich aufgrund von Axialverschiebungenan der Ortsbrust (Extrusion) auf (siehe abgeplatzte Spritz-betonschale in Bild 4e).

3.2 Numerische Rückrechnung

Um das im Rahmen des Vortriebs der Südröhre beobach-tete Gebirgsverhalten besser zu verstehen, wurden Rück-rechnungen durchgeführt. Hauptziel der numerischenStudie war es, das lokal auftretende druckhafte Gebirgs-verhalten sowie die Rolle der Ortsbrustverformungen zu untersuchen. Die Modellierung wurde mithilfe des von ITECH und IFSTTAR entwickelten FE-Programms CESAR-LCPCv5 durchgeführt.

Das würfelförmige Modell mit einer Kantenlänge von45 m (Bild 6) besteht aus 60.000 gleichseitigen Tetraedern.Normalverschiebungen an allen Flächen sind gesperrt.Das Gebirgsverhalten der Oxfordienmergel wird mittelseines linear isotropischen Materialgesetzes ohne Dilatanzund mit Mohr-Coulombschen Bruchkriterium modelliert.Der E-Modul von 5.000 MPa und die Querdehnzahl von0,3 wurden mittels Triaxialversuchen im Labor bestimmt.Die Gesteinsfestigkeit Rc wird im Modell in Abhängigkeitder Kohäsion und des Reibungswinkels ausgedrückt.

(1)

Die Überlagerung von 400 m und der neutrale Grund-druckkoeffizient von 0,6 ergeben folgenden initialenSpannungszustand: σzz = 10 MPa, σxx = σyy = 6 MPa, P0 = 7,3 MPa.

Gemäß dem in der Südröhre angewandten Arbeits -zyklus von Vollausbruch, Sicherung und nacheilendemSohlschluss (vgl. Tabelle 1), beträgt der maximale Abstandzwischen der Ortsbrust und den primären Stützmitteln ca.3 m. Die primären Stützmittel werden vereinfacht als elas-tische Elemente mit einem Young-Modul von 15:000 MPamodelliert.

3.3 Das Stabilitätsdiagramm

In Bild 7 sind die modellierten Konvergenzen und Axial-verschiebungen (Extrusion) der Ortsbrust als Funktionder normalisierten einaxialen Druckfestigkeit aufgetragen[7] [8]. In dem sich ergebenden Stabilitätsdiagramm lassensich hinsichtlich der Druckhaftigkeit der Oxfordienmergelvier Zonen von „nicht-druckhaftem“ zu „stark druckhaf-tem“ Verhalten unterscheiden.

Das Stabilitätsdiagramm zeigt eine enge Korrelationzwischen Axialverschiebungen der Ortsbrust (Extrusion)und radialen Konvergenzen. Diese Korrelation besagt,dass es theoretisch möglich sein müsste, die späteren

= ϕϕ

R 2c sin1 – cosc

Fig. 5. Sudden shear failure of primary concrete lining during invert excavation in the north tubeBild 5. Plötzliches Scherversagen der Spritzbetonschale imZuge des Sohlausbruchs in der Nordröhre



amine the locally observed squeezing behaviour and to in-vestigate the influence of excavation-face confinement.For the modelling, the finite element package CESAR-LCPCv5, developed by ITECH and IFSTTAR, was used.

The three-dimensional model (Fig. 6) consists of60,000 quadratic tetrahedron elements and is of cubicgeometry with edge lengths of 45 m. Normal displace-ments on all faces are blocked. Ground behaviour of theOxfordian marls is modelled based on a linear isotropicconstitutive law with Mohr-Coulomb failure criterion anddilatancy equal to zero. According to triaxial tests carriedout on rock specimen from the reconnaissance gallery,Young’s Modulus is equal to 5,000 MPa and Poisson’s Ratio is equal to 0.3. In the model the rock strength is ex-pressed by the couple of cohesion and friction angle:

Konvergenzen aufgrund des beobachteten Extrusionsver-haltens der Ortsbrust vorherzusagen. Ähnliche Beobach-tungen wurden unter anderen von Cantieni et al [9] undLunardi [10] angestellt. Während der Vortriebsarbeitenfür den Chamoisetunnel wurden keine Extrusionsmes-sungen durchgeführt. Doch wenn man die in den beidenRöhren gemessenen Konvergenzen gemeinsam mit denzur Verfügung stehenden uniaxialen Druckfestigkeiten(Rc) entlang der Tunnelachse aufträgt (Bild 8), findet maneine brauchbare negative Korrelation zwischen den bei-den, was die oben beschriebenen Modellergebnisse be-stärkt.

Die in den beiden Röhren beobachteten Konvergen-zen (rote Rauten und Quadrate in Abb. 8) sind praktischnicht unterscheidbar, was darauf hindeutet, dass sie weit-

Fig. 6. Three-dimensional FE modelBild 6. Dreidimensionales FE-Modell

Fig. 7. Modelled stability profiles forconvergence and extrusion as a func-tion of the normalized uniaxial com-pressive strength of the ground; therange of measured (observed) conver-gences is indicated for comparisonBild 7. Modelliertes Stabilitätsdia-gramm von radialen Konvergenzen undOrtsbrustextrusion als Funktion dernormalisierten einaxialen Druckfes-tigkeit der Mergel; der Bereich der imVortrieb aufgetretenen radialen Konver-genzen ist zum Vergleich dargestellt



(1)

An overburden of about 400 m with a neutral earth pres-sure coefficient equal to 0.6 has been taken into account,leading to the following initial stress state: σzz = 10 MPa;σxx = σyy = 6 MPa; P0 = 7.3 MPa.

In accordance with the works cycle of excavation andinstallation of the primary ground support applied duringtunnel driving, the unsupported span between tunnel faceand primary tunnel lining is equal to 3 m. The primaryground support is represented by elastic elements with aYoung’s modulus of 15,000 MPa. The modelled excava-tion sequence is based on the workflow applied for drivingthe South Tube, consisting of full-face excavation, followedby invert construction in a second step (see Table 1).

3.3 Stability profile

Figure 7 shows the model results for convergence and ex-trusion in form of a stability profile [7] [8]. Short-term con-vergence and maximum face extrusion are plotted againstthe normalized uniaxial compressive strength. Four zonescan be distinguished with respect to the squeezing poten-tial of the marls, ranging from “no squeezing” to “highsqueezing” behaviour.

The diagram shows a strong correlation between faceextrusion and radial convergence. This implies that itshould be possible to predict the short term behaviour ofthe section (i.e. short-term convergence) from observed

= ϕϕ

R 2c sin1 – cosc

gehend unabhängig von der Ausbruchsequenz sind. DieGröße der beobachteten Konvergenzen scheint in ersterLinie von den unterschiedlichen Druckfestigkeiten derMergel entlang der Tunnelachse abzuhängen.

Wie bereits erwähnt, weisen die Oxfordienmergel desChamoisetunnels größtenteils relativ hohe Druckfestigkei-ten auf. Das beobachtete Gebirgsverhalten war dement-sprechend auf großen Strecken „nicht-druckhaft“. Nur inwenigen Abschnitten wurden Mergel mit geringer Druck-festigkeit (< 10 MPa) angetroffen, die druckhaftes Gebirgs-verhalten mit gemessenen Konvergenzen von über 70 mmaufwiesen.

3.4 Überprüfung des Models

Im Zuge des Vortriebs der Südröhre wurde ein Sonder-messquerschnitt bei 1.360 m eingerichtet. Die Besonder-heit dieses Messquerschnitts war, dass er schon mehrereMonate vor dem Ausbruch der Südröhre vom Erkun-dungsstollen aus eingerichtet worden war. Mehrere Bohr-lochextensometer (Telemac Distofor) wurden senkrechtzur Tunnelachse, zwischen Erkundungsstollen und Süd-röhre eingebracht. Ab einer Entfernung von etwa 200 mwurden die Gebirgsverformungen im Zweistundentakt ge-messen, während sich der Vortrieb abschlagsweise annä-herte, die Messstelle erreichte und sich schließlich wiedervon ihr entfernte. Zusätzlich wurde in der Südröhre bei1.360 m ein Konvergenzmessquerschnitt eingerichtet, umdie Beobachtung der Gebirgsverformungen um den Tun-nelausbruch noch weiter zu vervollständigen.

Fig. 8. Maximum short-term convergences (in red) of both tubes and uniaxial compressive strength (Rc) test results (ingreen) along the tunnel; the positions of convergences observed in the north tube and Rc values obtained from the recon-naissance gallery are projected parallel to the trend of sedimentary bedding and represented with respect to the chainage ofthe south tubeBild 8. Maximale kurzfristige Konvergenzen beider Röhren (in rot) und einaxiale Druckfestigkeiten (Rc) der Mergel (ingrün); für den direkten Vergleich sind die Konvergenzmesswerte der Nordröhre und die Rc-Werte des Erkundungsstollens ent-lang der Schichtflächen auf die Kilometrierung der Südröhre projiziert


face extrusion during excavation. Similar observationshave also been discussed by Cantieni et al. [9] and Lunar-di [10]. Face extrusion was not measured during the con-struction of Chamoise Tunnel. Nevertheless, plotting theobserved short-term convergences together with the avail-able laboratory test results of uniaxial compressivestrength (Rc) along the tunnel (Fig. 8), displays suitable in-verse correlation between the two values, which supportsthe model results.

Another interesting aspect of the data plotted in Fig-ure 8 is that the observed radial convergences in the twotubes are almost identical (red diamonds and squares inFigure 8), and hence independent of the applied excava-tion sequence. The variation of the convergences alongthe tunnel appears to be largely governed by the values ofRc.

As mentioned previously, most of the Oxfordianmarls encountered by the Chamoise Tunnel display rela-tively high compressive strengths (Rc), displaying there-fore low squeezing or no squeezing behaviour. However,locally the measured values of Rc are < 10 MPa with con-vergences reaching > 70 mm, indicating squeezing, if nothigh squeezing, behaviour.

3.4 Validation of the model

During construction of the South Tube, a special measure-ment section was equipped at chainage 1.360 m, about200 m ahead of the excavation face. The section consistsof a number of borehole extensometers (Telemac Disto-

Mit den erfassten detaillierten Messdaten lässt sichdas numerische Modell sehr gut testen. Die Extensometer-messwerte wurden im Abstand von 1,5 m (Punkt 101),4,5 m (102) und 7.5m (103) zum Ausbruchrand des Tun-nels aufgezeichnet. Mithilfe der bekannten einaxialenDruckfestigkeiten (vgl. Bild 7) können über das Mohr-Coulomb Kriterium die entsprechenden Konvergenzenaus dem Modell ermittelt und direkt mit den Messdatenverglichen werden. (Bild 9). Die gemeinsam aufgetragenenKonvergenzen für die drei Messpunkte zeigen eine rechtgute Übereinstimmung, was die Realitätsnähe des FE-Mo-dells belegt. Eine weitere interessante Beobachtung vonModell und Sondermessquerschnitt ist, dass rund 30 %der kurzfristigen radialen Konvergenzen schon vor derOrtsbrust auftreten.

3.5 Auswirkungen der Ortsbruststützung

Im Chamoisetunnel wurde nur stellenweise druckhaftesGebirgsverhalten beobachtet. In großen Abschnittenschien das Gebirgsverhalten im elastischen Bereich zu lie-gen. In diesem Fall hätte eine Stützung der Ortsbrust we-nig Sinn und würde den Vortrieb unnötigerweise verlang-samen.

Aus diesem Grund wird in diesem Beitrag der Ein-fluss einer Ortsbruststützung nur für den Fall von starkdruckhaftem Gebirgsverhalten (vgl. Bild 7) mit Plastifizie-rung (Rc/P0 ∼ 0,45) untersucht. Im ersten Versuch wirktein Stützdruck von 600 kPa auf die Ortsbrust, der in Rea-lität problemlos mit einem engen Raster von Glasfaser -



for), installed perpendicular to the tunnel axes. During theapproach of the excavation face, measurements wererecorded every two hours. Once the tunnel heading hadpassed the section, convergence measurement targets wereinstalled in the South Tube to complete the observationalinformation.

These precise observational data permit direct bench-marking of the numerical model with reality. Using the Rcvalue extracted from Figure 7 to define the Mohr-Coulombcriterion, the equivalent convergence can be determinedfrom the model. The available extensometer measures aresituated at 1.5 m (point 101), 4.5 m (102) and 7.5 m (103)from the tunnel excavation margins. Figure 9 superposesthe observed and modelled ground convergence profilesat these points, which show a good correlation and there-fore confirm the model characteristics. Another interest-ing observation from the extensometer section is thatabout 30 % of the short term radial convergences alreadyoccur ahead of the tunnel face.

3.5 Influence of face reinforcement

As shown previously, large portions of the marl sectionstraversed by the Chamoise Tunnel did not manifestsqueezing behaviour and the ground around the excava-tion largely remained in the elastic field. Under these con-ditions, confinement of the excavation face by reinforce-ment would produce little to no effect and would thereforebe contra-productive as it is costly and slows down the ex-cavation progress.

For this reason, only the effect of reinforcing the ex-cavation face for the case of high squeezing behaviour (seeFig. 7) with high plastification of the ground (Rc/P0 ∼ 0.45)is examined. To examine the impact of face reinforcementwith respect to short-term radial convergences a confine-ment pressure acting on the excavation face was added tothe model. In a first step, a moderate confinement pres-sure of 600 kPa is applied. Such a confinement could eas-ily be achieved on site by installing a dense grid of fibre-glass dowels parallel to the tunnel axis [11] [12]. In a sec-

ankern erzielt werden könnte [11] [12]. Im zweiten Ver-such wirkt ein sehr hoher Stützdruck von 6 MPa, um keineAxialverschiebungen (Extrusion) der Ortsbrust zuzulas-sen.

Das Beispiel Chamoisetunnel zeigt (Bild 10), dass derEinfluss der Ortsbrustführung in tiefen Tunneln (mit ho-hem Überlagerungsdruck) sehr gering ist, weil die radialenKonvergenzen nach dem Ausbruch wesentlich höher sindals die Vorkonvergenzen, die schon vor der Ortsbrust auf-treten. Im Versuch mit sehr hohem Stützdruck (6 MPa)sind die kurzfristigen Konvergenzen nach dem Ausbruchnur etwa 15 % geringer als im Fall ohne Ortsbruststüt-zung. Ähn liche Beobachtungen wurden von Lunardi be-schrieben [10], der zu dem Schluss kam, dass bei hohemÜberlagerungsdruck einfache Stützung der Ortsbrustnicht genügt, um die radialen Konvergenzen maßgeblichzu verringern. Um dies zu erreichen, müsste die Steifigkeitdes auszubrechenden Gebirges vor der Ortsbrust erhöhtwerden.

4 Fazit

Das Beispiel Chamoisetunnel zeigt, dass unter den gegebe-nen Gebirgsverhältnissen und hohem Überlagerungs-druck die Ausbruchsequenz keinen wesentlichen Einflussauf die kurzfristigen Gebirgsverformungen hat. Die in denbeiden Röhren beobachteten Konvergenzen sind sehrähnlich, unabhängig von der Ausbruchmethode (mecha-nisch oder sprengtechnisch) und Sequenz (Teilausbruchoder Vollausbruch).

Ein mit senkrecht zur Tunnelachse stehenden Bohr-lochextensometern ausgerüsteter Sondermessquerschnitt,der etwa 200 m vor der Ortsbrust eingerichtet wurde, zeigt,dass ohne Ortsbruststützung circa 30 % der kurzfristigenradialen Konvergenzen schon vor dem Ausbruch auftre-ten. Die numerische Modellierung demonstriert, dassselbst mit maximaler Ortsbruststützung die kurzfristigenKonvergenzen nur um etwa 15 % reduziert werden könn-ten. Um die Konvergenzen weiter zu verringern, müsstedie Festigkeit des Gebirges vor der Ortsbrust erhöht wer-

Fig. 9. Comparison of measured (grey)and modelled (black) radial conver-gences at chainage 1,363 mBild 9. Vergleich der gemessenen (grau)und modellierten (schwarz) radialenKonvergenzen bei Station 1.363 m



ond step, a high confinement pressure of 6 MPa is applied,which completely blocks face-extrusion.

As can be seen in Figure 10 for the example ofChamoise Tunnel, the impact of face reinforcement indeep tunnels is almost negligible, as the radial conver-gences after excavation are much higher than the pre-de-formation of the core ahead of the tunnel face. In the casewith high confinement pressure (6MPa) and zero face ex-trusion, the short-term radial convergences are only about15 % lower than in the unconfined case. Similar observa-tions have been described by Lunardi [10], who concludedthat under high stress conditions simple face reinforce-ment is not sufficient to control radial convergences. Inthis case the only efficient way to limit convergenceswould be to increase the rigidity of the advance core.

4 Conclusions

The example of the Chamoise Tunnel shows that in theencountered ground conditions and under high overbur-den, no significant differences in ground behaviour are detected between full-face and sequential tunnel drives:The convergences observed in the two tubes are very simi-lar, indicating that the excavation sequence has little im-pact on the short-term convergences.

A special measurement section equipped with bore-hole extensometers perpendicular to the tunnel axes andinstalled about 200 m ahead of the excavation face showsthat without reinforcement of the excavation face, about30 % of the short-term radial convergences already occurahead of the tunnel face. At the same time, the modelshows that simple reinforcement of the tunnel face duringtunnel driving would have been of little use for ChamoiseTunnel: Even if zero face-extrusion could be achieved, theshort-term convergences would only be reduced by about15%. Further reduction of convergences could only beachieved by increasing the rigidity of the ground ahead ofthe tunnel face (advance core). The modelling results in-dicate further that face-extrusion observations can informon the squeezing behaviour of a tunnel section if the

den. Das Modell zeigt außerdem, dass es möglich seinmüsste, mittels kontinuierlicher Beobachtung der Axial-verschiebungen der Ortsbrust (Extrusionen), die kurzfris-tigen radialen Konvergenzen vorherzusagen, vorausgesetztdas Gebirgsverhalten weist keine zu starke Zeitabhängig-keit auf.

Der aus wirtschaftlicher Sicht wesentlichste Unter-schied zwischen den beiden Tunnelröhren, liegt in den un-terschiedlichen Vortriebsleistungen: In der Südröhre wur-den im Vollausbruch (ohne Ortsbruststützung) ca. 20 %höhere Vortriebsleistungen erzielt als im dreistufigen Teil-ausbruch der Nordröhre.

Die beschriebenen Erfahrungen vom Chamoisetun-nel bestätigen eine generelle Tendenz im konventionellenTunnelbau: Im Zuge der letzten Jahrzehnte wurde derbergmännische Vortrieb zunehmend durch eine industria-lisierte Form des Tunnelbaus ersetzt. Diese Entwicklungführt zunehmend weg vom Vortrieb mit mehreren Teilaus-brüchen hin zum Vollausbruch, selbst in schwierigen geo-technischen Verhältnissen.

Die in schlechten Gebirgsbedingungen benötigte Zeitfür die zusätzliche Ortsbruststützung wird im Regelfalldurch die Einsparung von Arbeitszyklen ausgeglichenoder übertroffen. Dazu kommt der technische Fortschrittim Bereich der Vortriebsmaschinen (TSM, Bohrwagen)und der an der Ortsbrust einsetzbaren Stützmittel. DieseFortschritte, kombiniert mit detaillierter Beobachtung desGebirgsverhaltens und Anpassung der Stützmittel in Echt-zeit, erlaubt es, selbst größte Tunnelprojekte in wirtschaft-lich annehmbaren Bedingungen zu realisieren. Diese In-dustrialisierung des konventionellen Tunnelbaus ermög-licht es der NÖT (und anderen konventionellen Tunnel-bauweisen), im Vergleich zu den rasch an Marktanteilgewinnenden TBM-Vortrieben konkurrenzfähig zu blei-ben.

References

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Fig. 10. Modelled influence of face re-inforcement with confinement pressuresof 600 kPa (squares) and 6 MPa (trian-gles) in comparison to free excavationface (diamonds)Bild 10. Modellierte Auswirkungen der Ortsbruststützung auf das Extru-sionsverhalten, mit Stützdrucken von600 kPa (Quadrate) und 6 MPa(Dreiecke) im Vergleich zur nicht-gestützten Ortsbrustextrusion (Rauten)



ground exhibits only moderately time-dependant behav-iour.

From an economical point of view, the most signifi-cant difference between the two tunnel drives are themean advance rates, which were about 20 % higher forfull-face excavation (without face reinforcement) than therates achieved by sequential (three-staged) excavation.

These observations from Chamoise Tunnel are in linewith a general tendency in conventional tunnelling: Overthe last decades, an increasing trend towards the industri-alisation of tunnelling can be observed. This evolution hasled away from traditional mining techniques with multiplesmall headings towards full-face excavation, even in diffi-cult ground conditions. The additional time required forreinforcement of the advance core in poor ground is gen-erally largely compensated for by the high advance ratesachieved by full face excavation compared to sequentialexcavation. Technological progress made during the lastthirty years in the domain of excavation machines (road-headers, automated jumbos, rock-bolting rigs) as well as inreinforcement techniques applicable to the advance core,combined with rigorous monitoring of ground behaviourand adaptation of ground support in real time, allow therealisation of major tunnel projects in economically viableconditions. This industrialisation of conventional tun-nelling permits the NATM (and other conventional tun-nelling methods) to remain competitive, in spite of therapidly increasing market share of TBMs.

Acknowledgements

We would like to thank the Lead-Design Engineer of ChamoiseTunnel, Pierre Hingant, for the provided photographs and con-struction diaries, and together with Bernard Gaudin, BernardFalconnat and Gonzalo Suzac for numerous instructive discus-sions in the context of the present study.

Nicolas GilleronEgis TunnelsLes Pléiades 35 – Park Nord AnnecyPringy [email protected]

Martin Wilhelm Putz-Perrier, PhDEgis TunnelsLes Pléiades 35 – Park Nord AnnecyPringy [email protected]

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Emmanuel BourgeoisUniversité Paris-EstIFSTTAR-COSYSMarne la Vallée, [email protected]

Adrien SaittaEgis TunnelsLes Pléiades 35 – Park Nord AnnecyPringy [email protected]

full-face versus sequential excavation - a case study of the chamoise tunnel (france) / vollausbruch...

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