Kapittel 2 Ryfylketunnelen

Forord

Masteroppgaven er gjennomført ved NTNU Institutt for geologi og bergteknikk, våren 2015, og er et samarbeidsresultat mellom Statens vegvesen region vest og NTNU.

Jeg vil først og fremst takke hovedveileder Professor Bjørn Nilsen ved NTNU for å ta kontakt med Statens vegvesen og inngå et samarbeid. Gjennom semesteret har det vært flere lærerike og inspirerende samtaler, tilsending av litteratur og besøk på prosjektet. Takk til Statens vegvesen region vest for muligheten til å ta del i prosjektet og for å sette av tid. Jeg vil rette en spesielt takk til kontaktperson, Ingeniørgeolog Anne-Merete Gilje, for god dialog, tilsending av materiale og ikke minst god tilrettelegging av organisering under befaringen. I tillegg har kontrollingeniørene på både Hundvåg og Solbakk sendt fortløpende informasjon. Av disse må en ekstra takknemlighet rettes mot Magni Mauset og Jon Bjarte Rasmussen (Solbakk) som har vært svært imøtekommende, hjelpsomme og gjorde en andre befaring mulig. Erfaringer fra prosjektet har vært avgjørende for videre prognoser. Takk til Øyvind Riste i Multiconsult for interessante informasjon om geologiske forhold i Rogaland og Ryfylketunnelen.

Jeg vil også takke Gunnar Vistnes fra Bergteknisk laboratorium ved NTNU for testing og preparering av prøvemateriale, Laurentius Tijhuis (NTNU) for utførelse av XRD-analyse, og Nghia Quoc Trinh (NTNU/SINTEF) som var med å bestemme input-parametere og tolke resultater under den numeriske modelleringen i Phase2.

Trondheim 08.06.2015

Ingvild Lausund

III

Sammendrag

Ryfylketunnelen er et pågående undersjøisk tunnelprosjekt i Rogaland mellom Stavanger og Ryfylke. Ved åpning i 2019 vil den bli Norges lengste og dypeste veitunnel, 14,3 km lang og 292 muh. I konkurransegrunnlaget ble det anslått at tunnelen skal gå gjennom 64 svakhetssoner. Fra de seismiske undersøkelsene har hastigheter ned i 2200 m/s blitt registrert. Denne oppgaven vurderer stabilitet og sikringsbehovet til de resterende svakhetssonene i tunnelen.

Når masteroppgaven ble utarbeidet var 40 % av tunnelen drevet, og 60 % stod igjen. Prognosene er hovedsakelig basert på erfaringer fra drivingen og seismiske hastigheter. På Solbakk har mye av drivingen foregått på land, mens resterende deler av tunneler hovedsakelig er undersjøisk og på større havdyp. Ettersom sikring og stabilisering er basert på Q-verdi har en korrelasjon mellom seismisk hastigheter og erfarte bergkvaliteter (Q-verdi) blitt estimert for å vurdere bergmassekvaliteten. Til nå har forholdene vært bedre enn hva konkurransegrunnlaget tilsier. Samtidig har berggrunnen vært kompleks med variabel overenstemmelse i forhold til de seismiske resultatene. Dessuten har kvaliteten mellom de to løpene flere steder vært svært forskjellig. Dette har gjort det vanskelig å gi gode prognoser for de resterende delene av tunnelen. Modellering i 2D-programmet Phase2 har blitt utført i utvalgte soner for å vurdere sikring og stabilitet.

På Solbakk (påhugg sørøst) har 97,97-98,13 % av tunnelen blitt sikret med bolter og sprøytebetong. Tilsvarende har 92,52-92,54% blitt installert på Hundvåg (påhugg nordvest). Bergartsskillet Boknafjorddekket-Visteflaket er den største bidragsyteren til tyngre sikring på Hundvåg-entreprisen. Tung sikring har bestått av spiling, noen steder med buer og fjellbånd. Det gjenstår to bergartsskiller i tunnelen, Visteflaket-Boknafjorddekket og Storheidekket- Boknafjorddekket. Sistnevnte er vurdert å være det mest krevende området i hele tunnelen. Avhengig av faktisk bergmassekvaliteten og vannforhold er sikring- og stabiliseringsmuligheten brei. Analysen i Phase2 indikerer at rørparaply med buer, bolter og sprøytebetong er det beste sikringsalternativet i denne sonen. Det har ikke blitt foretatt spenningsmålinger i forbindelse med Ryfylketunnelen. Avhengig av spenningssituasjon kan det være aktuelt med sålestøp i områder med dårlig kvalitet. Utenom dette er spiling og buer antatt å være tilstrekkelig sikring i krevende svakhetssoner. I følge de seismiske undersøkelsene er de mest krevende forholdene lokalisert i løp A.

Summary

The Ryfylke tunnel is an ongoing subsea tunnel in Rogaland between Stavanger and Ryfylke. When constructed in 2019 it will become the longest and deepest subsea tunnel in Norway, 14.3 km long and 292 m below sea level. From the tender documents the tunnel is supposed to pass 64 weakness zones. From the seismic surveys speeds down to 2200 m / s have been recorded. This report assesses the stability and support for the remaining weakness zones in the tunnel.

When the thesis was compiled had 40% of the tunnel has been excavated, and 60% remains. The estimations for the remaining weakness zones are mainly based on experiences from previous excavation and the seismic velocity. Especially on Solbakk most of the excavation have been on land. And most of the remaining tunnel are under water and deeper. Since stability and support are based on the Q-value, a correlation between the seismic velocity and experienced rock qualities (Q-value) have been estimated to assess the rock mass quality. Until now, conditions have been better than the tender documents indicated. But the bedrock has been complex with variable consistencies with the seismic results. In addition the quality between the two tunnels have been questionable. This has made it difficult to provide good forecasts for the remaining parts of the tunnel. Modelling in 2D program Phase2 has been conducted in selected zones to assess stability and support. On Solbakk (southeast entrance) 97.97-98.13% of the tunnels have been supported with bolts and shotcrete. Similarly, 92.52- 92.54% on Hundvåg (northwest entrance). The distinction between Boknafjorddekket- Visteflaket has been the largest contributor to heavier support at Hundvåg contract. Heavy support has consisted of spiling and some arches and rock bands. It remains two rock distinctions in the tunnel, Visteflaket-Boknafjorddekket and Storheidekket-Boknafjorddekket. The latter is considered to be the most challenging area in the whole tunnel. Modelling in Phase2 indicate a support method comprising of pipe-umbrella with arches, bolts and shotcrete. It has not been undertaken rock stress measurements associated with the Ryfylke tunnel. Depending on the stress situation concrete lining could be needed in the floor if the quality is poor. Besides this, spiling and arches are believed to be sufficient support and stabilisation in demanding weakness zones. According to the seismic surveys the demanding area are located in tunnel A (south).

Innholdsfortegnelse Forord ...... III Sammendrag ...... V Summary ...... VI Kapittel 1 Innledning ...... 1 1.1 Ryfylketunnelen...... 1 1.2 Prosjektoppgaven ...... 1 1.3 Masteroppgaven ...... 2 1.4 Begrensninger ...... 3 1.5 Grunnlagsmateriale ...... 4

Kapittel 2 Ryfylketunnelen ...... 4 2.1 Prosjektbeskrivelse ...... 4 2.2 Regionalgeologi ...... 6 2.2.1 Berggrunnsbeskrivelse ...... 6 2.2.2 Løsmasser ...... 8

Kapittel 2 Undersøkelser ...... 10

Kapittel 3 Prognoser vs. Erfaringer...... 12 3.1 E02 Solbakk ...... 12 3.1.1 Prognoser frem til pel 17270 (A) / pel 17180 (B) ...... 12 3.1.2 Erfaringer fra driveperioden frem til pel 17270 (A) / pel 17180 (B) ...... 20 3.1.3 Prognoser vs. Erfaringer frem til pel 17270 (løp A) / 17180 (løp B) ...... 28 3.2 E03 Hundvåg ...... 29 3.2.1 Prognoser frem til pel 8604 (løp A)/8704 (løp B) ...... 29 3.2.2 Erfaringer frem til pel 8604 (løp A)/8704 (løp B) ...... 31 3.2.3 Prognoser vs. erfaringer frem til pel 8604 (løp A) / 8704 (løp B) ...... 37 3.4 Erfaringer fra andre prosjekter ...... 37 3.4.1 Rennfastforbindelsen ...... 37 3.4.2 Finnøytunnelen ...... 38 3.4.3 T-forbindelsen ...... 38 3.4.4 Bjorøytunnelen ...... 38 3.4.5 Atlanterhavstunnelen ...... 39 3.4.5 Ålesundtunnelene ...... 39 3.4.6 Oppsummering fra andre prosjekter ...... 40

Kapittel 4 Drivefilosofi ...... 41 4.1 Vurdering av stabilisering- og sikring ...... 41

VII

4.2 Bergsikring- og stabiliseringsmetoder ...... 43 4.3 Sikring av svakhetssoner ...... 50

Kapittel 5 Stabilitetsproblemer ...... 52 5.1 Utløsende faktor...... 52 5.2 Bergspenninger ...... 55 5.3 Bergoverdekning ...... 59

Kapittel 6 Laboratoriemetoder ...... 60 6.1 Løsmasser ...... 60 6.2 Bergdelen ...... 67

Kapittel 7 Ingeniørgeologiske prognoser ...... 73 7.1 Seismisk hastighet og Q-verdi ...... 73 7.1.1 Empirisk formel ...... 76 7.1.2 Rennfast og Finnøytunnelen ...... 77 7.1.3 T-forbindelsen ...... 77 7.1.4 Ryfylketunnelen ...... 78 7.2 Vanskelighetsgrad ...... 83 7.2.1 Norconsult metoden ...... 83 7.2.2 Erfaringsbasert, Ryfylketunnelen ...... 84 7.3 De tre vanskeligste svakhetssonene ...... 86 7.3.1 Bergartsskillet Visteflaket-Boknafjorddekket ...... 86 7.3.2 Bergartsskillet Storheidekket-Boknafjorddekket...... 88 7.3.3 Svakhetssone 12/13 ...... 91

8 Bergsikring og stabilisering ...... 91 8.1 Sikringsmatriser ...... 92 8.2 Numerisk modellering ...... 94 8.2.1 Svakhetssone 28c-29 ...... 96 8.2.2 Sone 12-13 ...... 106 8.2.3 Sone 18-21 ...... 112 8.3 Behov for vannsikring og vannstabilisering ...... 113

Kapittel 9 Resultater ...... 115

Kapittel 10 Diskusjon av mulig driving og sikring gjennom resterende svakhetssoner ...... 118

Kapittel 11 Konklusjon ...... 123

Kapittel 12 Videre arbeid ...... 124

VIII

Kapittel 13 Referanseliste ...... 125

Kapittel 14 Vedlegg ...... 130

Figurliste

Figur 1 Berggrunn N250 grønn=fyllitt, rosa=gneis. En forenklet tunneltrase er tegnet inn på kartet. Ryfylketunnelen er illustrert med rød strek (modifisert etter NGU,2014) ...... 2 Figur 2 Oversiktskart over Ryfylketunnelen (modifisert etter vegvesen.no) ...... 5 Figur 3 Utsnitt fra NGUs berggrunnskart (1:250 000) med inntegnet tunneltrase og dekkeenheter. Rosa=gneis, grønn=fyllitt (modifisert av Norconsult, 2012a) ...... 7 Figur 4 Utsnitt fra NGUs berggrunnskart (1:250 000) med inntegnet tunneltrase og dekkenheter. Rosa=gneis, grønn=fyllitt (Modifisert av Norconsult, 2012b) ...... 8 Figur 5 Utsnitt av NGU løsmassekart fra Solbakk (modifisert av Norconsult, 2012a)……..9 Figur 6 Utsnitt fra NGU løsmassekart fra Hundvågsiden (modifisert av Norconsult, 2012a) ...... 10 Figur 7 Høgdeprofil over svakhetssonene fra sone 1 til 5 (Norge i bilder) ...... 13 Figur 8 Inntegnet sone 5b i utsnitt av profilet (modifisert etter Norconsult, 2012a/b) .. 13 Figur 9 Resultat fra profil 11/14, svakhetssonene er inntegnet (GeoPhysix, 2014)……...14 Figur 10 Utsnitt av den dårlig kvalitet frem til 2,9 m (privat) ...... 17 Figur 11 ”intakt kjerne” i starten av kjerneboringen (privat) ...... 17 Figur 12 Antatt glimmer-mineral fra bruddflate (privat)…….....…………………………………...18 Figur 13 Såpeglatt bruddflate (privat)…..…………………………………………………………………...18

Figur 14 Område med dominerende kvartslinser/kvartsitt ved 96,85 m (privat) ...... 18 Figur 15 Oppsprekking rundt 186,31 m (privat) ...... 19 Figur 16 MWD-data fra sone 5b (Statens vegvesen, 2015)………………………………………….23 Figur 17 Fargeforklaring MWD-data (Statens vegvesen, 2015)…………………………………...23 Figur 18 Ras i heng 5b løp A (Mauset, 2015) ...... 24 Figur 19 Kile nærme svakhetssone 6 løp A (Rasmussen, 2015) ...... 26 Figur 20 Nedre salve til svakhetssone 42 (Jensen, 2015) ...... 34 Figur 21 Bilde fra heng i taket. Bergmassen er oppsprukket med tette og flattliggende sprekker (Jensen, 2015) ...... 34

Figur 22 Forbolter forankret med sprøytebetongplate, radielle bolter og sprøytebetongbuer (Statens vegvesen, 2010) ...... 44 Figur 23 Enkelarmert sprøytebetongbue (Statens vegvesen, 2010)………………………….…46 Figur 24 Dobbelarmert sprøytebetong (Statens vegvesen, 2010)……………………………..…46 Figur 25 Gitterbuer fra Eiganestunnelen (privat)………………………………………………….……46 Figur 26 Udrenert betongutstøpning (NFF, 2006)…………………………………………………...…47 Figur 27 Drenert betongutstøpning (NFF, 2006)………………………………………………………..47 Figur 28 Montering av rørparaply ved Snekkestad (Dragset, 2013)…………………………….49 Figur 29 Illustrasjon av løsmassesonen ved Snekkestad (Dragset, 2013)………………….…49 Figur 30 Svakhetssone i kompetent berg (NFF, 2008)…………………………………………….….51 Figur 31 Kile i heng (NGI, 2013)………………………………………………………………………………..52 Figur 32 Forhold mellom skvising og overdekning (Singh et. al, 1992)…………………….…54 Figur 33 Ulike typer svakhetssoner (Palmstrøm, 1995) ...... 55 Figur 34 Horisontalspenninger, Finnøytunnelen (Larsen et al, 2008) ...... 57 Figur 35 Fordeling av bergoverdekning (modifisert etter Norconsult, 2012a/b) ...... 60 Figur 36 Prinsippskisse for frisvelling (Statens vegvesen, 2005) ...... 61 Figur 37 Frisvelling prøve A (privat)…………………………………………………………………………61 Figur 38 Prøvemateriale A (privat)…………………………………………………………………………...61 Figur 39 Frisvelling prøve B (privat) ...... 62 Figur 40 Inhomogen mineralsammensetning fra ett av prøvestykkene til materiale B (privat) ...... 62 Figur 41 Sleppe ved pel 8115, prøve C , høyre vederlag (privat) ...... 63 Figur 42 Sammenligning av svelletrykk og frisvelling (modifisert etter Mao, Nilsen & Dahl,2011) ...... 666 Figur 43 Prøve fra antatt Boknafjorddekket (privat)……………………………………………….…67 Figur 44 Prøve fra antatt Visteflaket (privat)……………………………………………………………..68 Figur 45 Prøve fra antatt Storheidekket (privat)….……………………………………………...……..69 Figur 46 Prøve fra antatt Storheidekket (privat)………………………………………………………..69 Figur 47 Triaksialapparatet under testing (Vistnes, 2015)………………………………………….70 Figur 48 Nærbilde av kjerne med måleapparat under testing (Vistnes, 2015)……………..70 Figur 49 Sammenligning av prosentfordelt seismisk hastighet fra tabell 18-20 ...... 75 Figur 50 Erfarte seismisk hastighet vs. Q-verdi på Hundvåg ...... 79 Figur 51 Seismisk hastighet vs. Q-verdi fra Ryfast, Rennfast/Finnfast og empirisk formel . 80

Figur 52 Forhold mellom seismisk hastighet og erfarte Q-verdi på Solbakk ...... 81 Figur 53 Seismisk hastighet vs. erfaringer fra Finnfast/Rennfast, empirisk formel og erfaringer i Storheidekket ...... 82 Figur 54 Svakhetssone 28b (stiplet grønn), 29 (grønn) og 29b (lilla) er tegnet inn på tunneltraseen (svart) og merket med en rød sirkel (Norconsult, 2012b) ...... 87 Figur 55 Antatt plassering av svakhetssonene ved bergartsskillet (Utdrag fra Norconsult, 2012a) ...... 90 Figur 56 Plassering av seismiske profilser til svakhetssone 18-21 (Norconsult, 2012a) 90 Figur 57 Alternativ 1 for svakhetssone 28c-29b (Phase2)..…………………………………………97 Figur 58 Alternativ 2 for svakhetssone 28c-29b (Phase2)……………………………………..……97 Figur 59 Alternativ 3 for svakhetssone 28c-29b (Phase2)…………………………………………..98 Figur 60 Deformasjon for alternativ 1 uten sikring (Phase2) ...... 100 Figur 61 Brudd for alternativ 1 uten sikring (Phase2) ...... 101 Figur 62 Deformasjon i løp A for alternativ 2 (Phase2) ...... 102 Figur 63 Deformasjon for alternativ 2 (Phase2) ...... 102 Figur 64 Deformasjon alternativ 3 (Phase2) ...... 103 Figur 65 Brudd for alternativ 3 (Phase2)...... 103 Figur 66 Alternativ 1 med rørparaply (Phase2) ...... 104 Figur 67 Deformasjon alternativ 2 med rørparaply og 30 cm sprøytebetong (Phase2) 105 Figur 68 Deformasjon for ulike materialparametere, svakhetssone 28c-29b ...... 106 Figur 69 Spenningssituasjon 1, deformasjon til materiale B (Phase2) ...... 108 Figur 70 Spenningssituasjon 2, deformasjon materiale B (Phase2)...... 109 Figur 71 Deformasjon som funksjon av UCS (Phase2) ...... 109 Figur 72 Brudd for spenningssituasjon 2 med sikring. Gul bolt, rød sprøytebetong og rød bergmasse indikerer 100 % brudd (Phase2)……………………………………………………………110 Figur 73 Sigma 1 for lave horisontalspenninger med sikring, (Phase2)……………………..111 Figur 74 Sigma 1 for høye horisontalspenninger med sikring (Phase2)…………………….111 Figur 75 Deformasjon mot E-modul for sone 12-13 (Phase2)………………………………...…112

Tabelliste Tabell 1 Sentrale grunnlagsmaterialer ...... 4 Tabell 2 Hastighetstolkninger for løsmasser (GeoPhysix, 2014) ...... 8

Tabell 3 RQD verdier kartlagt fra kjernene ...... 16 Tabell 4 Prognoser frem til pel 17270 (A) / pel 17180 (B) ...... 20 Tabell 5 Prognoser for svakhetssoner i driveperioden frem til 21/04/2015 ...... 30-31 Tabell 6 Oppsummering fra andre prosjekter (fra Lausund, 2014) ...... 40-41 Tabell 7 Horisontalspenninger fra nærliggende prosjekter (Holmøy et al., 2014) ...... 56 Tabell 8 Målinger ved Krågøy (Holmøy et. al, 2011) ...... 57 Tabell 9 Målinger ved Krågøy(Friestad, 2012) ...... 57 Tabell 10 Spenninger Finnøytunnelen (Larsen et. al, 2008) ...... 57-58 Tabell 11 Resultater fra frisvelling og svelletrykk-test (svelletrykk målingene er utført av SINTEF, 2015) ...... 63 Tabell 12 Svelletester fra Solbakk (SINTEF, 2015) ...... 64-65 Tabell 13 Klassifisering av frisvelling og svelletrykk (SINTEF, 2015)...... 65 Tabell 14 Resultat fra XRD-analysen (Laurentius, 2015) ...... 66-67 Tabell 15 Resultater fra triaksialtesting utført av G. Vistnes og I. Lausund (modifisert etter Vistnes, 2015) ...... 71 Tabell 16 Klassifisering av UCS (Myrvang, 2001) ...... 72-73 Tabell 17 Snittverdier fra resultater (Vistnes, 2015) ...... 73 Tabell 18 Seismisk hastighetsfordeling undersjøisk del Kistesundet (Norconsult, 2012b) . 74 Tabell 19 Seismisk hastighetsfordeling undersjøisk del Horgefjorden (Norconsult, 2012b) ...... 74 Tabell 20 Seismisk hastighetsfordeling undersjøisk del Hidlefjorden (modifisert etter Norconsult, 2012a*) ...... 74-75 Tabell 21 Forhold mellom seismisk hastighet og Q-verdi etter empirisk formel (Barton & Grimstad, 2014) ...... 76-77 Tabell 22 Korrigert forhold mellom seismisk hastighet og Q-verdi fra Rennfastforbindelsen og Finnøytunnelen (NGI, 2010) ...... 77 Tabell 23 Seismisk hastighet og Q-verdi i svakhetssoner for Førresfjorden, T-forbindelsen (Moen, 2012) ...... 77-78 Tabell 24 Foreslått sammenheng mellom seismisk hastighet og Q-verdi, Visteflaket ...... 81 Tabell 25 Foreslått sammenheng mellom seismisk hastighet og Q-verdi, Storheidekket82 Tabell 26 Vanskelighetsklasse basert på seismisk hastighet og sonetykkelse (Norconsult, 2012a/b) ...... 83

XII

Tabell 27 Antatt stabilitet- og vannlekkasjeproblemer for hver svakhetssoneklasse (Norconsult, 2012a/b) ...... 83 Tabell 28 Vanskelighetsklasse for resterende svakhetssoner etter Norconsult-metoden (Norconsult, 2012a/b) ...... 84 Tabell 29 korrigert vanskelighetsgrad (basert på Norconsult, 2012a/b)...... 85 Tabell 30 Anslått seismisk hastighet til svakhetssone 18-21 ...... 90 Figur 31 Forholdet mellom permanent sikring og Q-verdi (hentet fra Statens vegvesen, 2014)………………………………………………………………………………………………………………….92-93 Figur 32 Sikring foran stuff (NFF, 2008)…………………………………………………………………….93 Tabell 33 Kritisk tøyning etter Sakurai (modifisert etter Hoek, 1999) ...... 94 Tabell 34 Bergspenninger i de ulike spenningsmodellene ...... 95 Tabell 35 Input i Phase2 for intakt og oppknust gneis etter generalized Hoek-Brown kriteriet ...... 98 Tabell 36 Input verdier i Phase2 etter Mohr-Coulomb kriteriet ...... 99-100 Tabell 37 Materialparametere for høy, middels og lav kvalitet (Trinh et al, 2006)105-106 Tabell 38 Input i Roclab ...... 107

Tabell 39 Materialparametere i Phase2, variabel UCSintakt ...... 107-108 Tabell 40 Vurdering av sannsynlighet for tung sikring av utvalgte soner ...... 115 Tabell 41 Prognoser for fremtidige svakhetssoner ...... 115-117 Tabell 42 Oversikt over vedlegg………………………………………………………………………………130

XIII

Kapittel 1 Innledning

1.1 Ryfylketunnelen

Ryfylketunnelen, tidligere Solbakktunnelen, inngår i prosjektet riksvei 13 Ryfast. Og vil erstatte dagens fergeforbindelser, Stavanger-Tau og Lauvvik-Oanes, mellom Stavanger og Ryfylke. Trafikkmengden, ÅDT, på strekningene er henholdsvis 2192 (2010) og 1573 (2009). Innbyggertallet i de aktuelle Ryfylkekommunene Suldal, Hjelmeland, Strand og Forsand er ca. 19 500. Veitunnelen vil bidra til både avvikling av fergene og tilrettelegging for videre bosetting og utvikling i disse kommunene. I dag er kaien plassert i Stavanger sentrum og bidrar derfor til et ekstra press på et alt overbelastet veinett. Når tunnelen åpner i 2019 vil trafikken flyttes ut av sentrum til Hundvåg, og dermed redusere presset på vegnettet i sentrum (vegvesen.no).

En av de største utfordringene ved denne type tunneler er å drive gjennom svakhetssoner på en forsvarlig måte. I denne oppgaven analyseres sikring- og stabiliseringsbehovet i de resterende delene av tunnelen.

1.2 Prosjektoppgaven

Masteroppgaven er en videreføring av prosjektoppgaven med tittelen ”Analyse av ingeniørgeologiske forhold av spesiell betydning for stabilitet og sikringsbehov i Ryfylketunnelen”. Erfaringsdata fra driving av Finnøytunnelen, Rennfastforbindelsen (Byfjord- og Mastrafjordtunnelen), T-forbindelsen, Bjorøy tunnelen, Ålesundtunnelene (Valderøy- og Ellingsøytunnelen) og Atlanterhavstunnelen ble samlet inn for å kartlegge potensielle problemstillinger. De fire første ble valgt fordi de er plassert i Rogaland og kan derfor gi informasjon om lokale forhold. Tunnelene er tegnet inn ammen med Ryfast-traseen i figur 1. De fire resterende tunnelene opplevde spesielt krevende svakhetssoner. Drivingen gjennom samtlige av disse sonene krevde lang tid og tung sikring. Erfaring fra tunnelprosjektene i prosjektoppgaven har blitt satt sammen for å vurdere hvordan drivingen gjennom sammenlignbare svakhetssoner i Ryfylketunnelen bør utføres.

Figur 1 Berggrunn N250 grønn=fyllitt, rosa=gneis. En forenklet tunneltrase er tegnet inn på kartet. Ryfylketunnelen er illustrert med rød strek (modifisert etter NGU,2014) 1.3 Masteroppgaven

Målet med masteroppgaven er å samle inn nok informasjon til å vurdere sikring- og stabilitetsbehovet til de resterende svakhetssonene i tunnelen. Følgende faktorer har vært med i analysen:

 Erfaringer fra tunneldrivingen i Ryfylketunnelen (40% av total lengde)  Erfaringer fra tunnelene i prosjektoppgaven  Litteratur om driving, tung sikring og stabilisering  Innsamling av prøvemateriale under befaring  Triaksialtesting av blokkprøver og svelletester av leirmateriale  Modelleringer i 2D programmet Phase2 for utvalgte soner

Erfaringer fra den allerede gjennomførte drivingen i Ryfylketunnelen har blitt vektlagt i vurderingen av sikrings- og stabilitetsforbruket for de resterende svakhetssonene i tunnelen. Grunnen til det er at disse er tilpasset de stedlige forholdene. Erfaringer fra tunnelene i prosjektoppgaven har vært med på å gi et breiere spekter av data, problemstillinger og løsninger. Ved utarbeiding av korrelasjon mellom seismisk hastighet og Q-verdi har bergmassekvaliteten til de resterende delene av tunnelen blitt anslått. Sammen med beregnet

2 vanskelighetskasse har dette vært utgangspunktet for å anslå sikring- og stabiliseringsmetoder.

De tre vanskeligste sonene har blitt analysert detaljert for å vurdere drive- og sikringsfilosofi. Disse har blitt vurdert for forskjellige bergmassekvaliteter og vannforhold, avhengig av hva som er erfart og forundersøkelser. Formålet med dette er å demonstrere uvisse med denne type vurderinger og verken overestimere eller underestimere sikring- og stabilitetsbehovet. Flere mulige metoder er vurdert for å finne den mest optimale løsningen. Modellering i programmet Phase2 er ment å være et verktøy for å vurdere potensiell spenningskonsentrasjon, brudd og deformasjon.

1.4 Begrensninger

Oppgaven har foregått i et begrenset tidsrom og det har derfor ikke vært mulighet til å vurdere alle sonene like detaljert. Derfor er det valgt å fokusere på de tre vanskeligste sonene. Det stilles stor uvisse til denne analysen. Utgangspunktet for å vurdere kvaliteter har vært seismiske hastigheter. Disse undersøkelsene har begrenset utstrekking, og usikkerhet i både målingene og utførelsen. Dessuten måler undersøkelsene bare de øvre lagene av berggrunnen, og dermed ikke ved selve tunneltraseen. I følge de seismiske rapportene er nøyaktighetene 2 m, eller 15% (GeoPhysix, 2014). Erfaringene fra drivingen har vært at forholdene har vært bedre enn forventet, og flere soner har ikke blitt funnet. Bare noen områder på land har blitt undersøkt med seismikk. Det mangler derfor sammenligningsgrunnlag for hastighet mot kvalitet for flere av de erfarte sonene. Det er også usikkert om de landlige forholdene er sammenlignbare med de undersjøiske. Det har vært vanskelig å samle inn fortløpende informasjon. Derfor mangler det datagrunnlag enkelte steder. Når det gjelder modelleringen er det knyttet stor usikkerhet til inngangsparameterne. Det har ikke blitt utført spenningsmålinger. Bergmassekvalitet og grunnvannsforhold er delvis ukjent. Programmet er todimensjonalt med begrenset muligheter for å legge inn tung sikring. Det er ikke mulig å legge inn forbolter eller annen tung sikring på tradisjonelt vis. Slike sikringsmetoder er lagt inn sammen med bergmassen som en forbedret sone. Det er vanskelig å finne parametere som kan brukes i Phase2, og dermed usikkert hvordan dette skal korrigeres. På grunn av stor usikkerhet knyttet til inngangsparameterne er nyttigheten av

3 denne analysen svært usikker, men likevel en god indikasjon på lokalisering og omfang av eventuelle sikring- og stabilitetsproblemer.

1.5 Grunnlagsmateriale

Innsamling av informasjon har vært en betydelig del av oppgaven. Tabell 1 oppsummerer de mest sentrale kildene.

Tabell 1 Sentrale grunnlagsmaterialer

Publisert Tittel Forfatter 2015 Novapoint Statens vegvesen 2012 Konkurransegrunnlaget Norconsult 2014-2015 Kommunikasjon med arbeiderne Statens vegvesen 2008 Tung bergsikring i underjordsanlegg NFF 2010 Rapport 2538 : Arbeid foran stuff og stabilitetssikring i Statens vegvesen vegtunneler 2014 Prosjektoppgaven : Analyse av ingeniørgeologiske Lausund forhold av spesiell betydning for stabilitet og sikringsbehov i Ryfylketunnelen

Kapittel 2 Ryfylketunnelen

Kapittelet er ment å gi en innføring i prosjektet og regionalgeologien. Ettersom dette ble gjennomgått i prosjektoppgaven henvises det til Lausund, 2014 for ytterligere informasjon.

2.1 Prosjektbeskrivelse

Ryfylketunnelen er en undersjøisk veitunnel mellom Stavanger og Strand kommune. Påhuggene er plassert ved Hundvåg i vest og Solbakk i øst. Tunnelen vil ved ferdigstilling være ca. 14,3 km lang og på det dypeste 292 m under havet. Derav er ca. 10,3 km av strekningen under sjø. Ryfylketunnelen vil bli Norges lengste og dypeste undersjøiske tunnel ved ferdigstilling i 2019 (vegvesen.no).

Tunnelen består av to løp med tverrsnitt T8.5, T11.5 ved havarinisjer. Fjellhaller under øyen Hidle skal bidra til å bryte monotonien som et sikringstiltak i den lange tunnelen. Eiganestunnelen inngår også i Ryfylkepakken, men blir ikke gjennomgått i denne masteroppgaven (Norconsult, 2012a/b).

Ryfylketunnelen er delt inn i to entrepriser, skilt ved øyen Hidle. Figur 2 gir et oversiktsbilde over Ryfylketunnelen. Byggherren, Statens vegvesen, stiller selv med kontrollingeniører (Norconsult, 2012a/b).

Figur 2 Oversiktskart over Ryfylketunnelen (modifisert etter vegvesen.no)

Entreprise E02 Solbakk-Hidle Fra Solbakk driver det sveitsisk firmaet Marti IAV. Fra påhugget består entreprisen av ca. åtte km veitunnel. Hidlefjorden strekker seg omtrent 5,1 km fra sjøkanten på Solbakk til Hidle. Lokalitetene med de mektigste sedimentene og største havdyp befinner seg på denne entreprisen (Norconsult, 2012a).

Entreprise E03 Hundvåg-Hidle Fra Hundvåg til Hidle passerer tunnelen Kistesundet og Horgefjorden. Separert med øyene Sandøya og Odda. AF Anlegg er entreprenør på denne siden. Lengden er beregnet til 6,4 km

1 hvor 5,2 km er undersjøisk (Norconsult, 2012b).

2.2 Regionalgeologi

Området rundt Ryfylketunnelen består av prekambriske grunnfjellsbergarter med overliggende kaledonske dekkebergarter. Grunnfjellet er sammensatt av flere gneiser og noen gabbrotyper. Under den kaledonske fjellkjededannelsen for ca. 350 millioner år siden ble langtransporterte skyvedekker avsatt på grunnfjellet. Ryfast kommer til å gå gjennom tre av disse skyvedekkene. Det nederste dekket, Visteflaket, er av fyllittisk karakter. Deretter er det to overliggende gneisdekker; Storheidekket og Boknafjorddekket (Norconsult, 2012a/b).

Den kaledonske fjellkjededannelsen har bidratt til dannelse av forkastninger, hovedsakelig steile (tilnærmet 90) med strøk NS og NNV-SSØ. Under den siste istid, for under 10 000 år siden, har flere forkastninger blitt reaktivert. Dette har resultert i en mer kompleks geologi med forkastninger opptil 10 m sprang. Skyvedekkene har typisk flat og foldet struktur (Norconsult, 2012a/b).

2.2.1 Berggrunnsbeskrivelse

Visteflaket er det eldste skyvedekket fra kambrisk-ordivisisk alder. Mektigheten i Stavangerområdet er opptil flere hundre meter. Fyllitten inneholder stedvis mye kvartslinser. Kvartsglimmerskifer, kvartsittbenker og sandstein forekommer også (Norconsult, 2012a/b).

Storheidekket (midterste laget) og Boknafjorddekket (øverste laget) består av gneiser fra prekambrisk tidsalder. Dekkene beskrives som stedvis båndet gneis, der hovedforskjellen synes å være mer glimmerinnhold i Storheidekket. Begge dekkene inneholder kvartsfeltspatiske bergarter. Boknafjorddekket inneholder for det meste ”bleike granitter” som granodiorittisk og tonalittisk (kvartsdiorittisk) gneis. I tillegg er diorittisk gneis, en typisk ”lys gabbro”, vanlig i dette området. Storheidekket består hovedsakelig av fin-middelskornet granodiorittisk til tonalittisk gneis. Horisontal avsetting har bidratt til tilsvarende orientering av foliasjonen på begge skyvedekkene (Norconsult, 2012a/b).

Figur 3-4 skisserer bergartsgrensene mellom skyvedekkene. Bergartsgrensene er tolket fra berggrunnskartet til NGU. De tydelige bergartsskillene kan være noe misvisende ettersom den komplekse strukturen trolig har bidratt til uklare grenser og fall. I prognosene utviklet av Norconsult er det antatt steilt fall, dette er merket med spørsmålstegn. Årsaken til det er at det ikke har blitt utført undersøkelser som kan begrunne fallretning. Kontinuerlig sonderboring skal bidra til å kartlegge geologiske forhold foran stuff. På grunn av stabilitet og sikkerhet er det krav om 50 meter bergoverdekning (Norconsult, 2012a/b).

Entreprise 02, Solbakk-Hidle

Tunneltraseen fra Tau går gjennom Storheidekket frem til bergartsskillet med Boknafjorddekket i Hidlefjorden, illustrert på figur 3. Grovhullsboring med tilhørende borkaksanalyser fra øyen Hidle bekrefter at bergartsskillet er lokalisert lengre sørvest (mot Solbakk). Seismiske undersøkelser antyder en overgang ved profil ca. 14350 (Norconsult, 2012a).

Figur 3 Utsnitt fra NGUs berggrunnskart (1:250 000) med inntegnet tunneltrase og dekkeenheter. Rosa=gneis, grønn=fyllitt (modifisert av Norconsult, 2012a)

Entreprise 03, Hundvåg-Hidle

Boknafjorddekket fortsetter forbi Hidle og Horgefjorden. På øyen Åmøy grenser Boknafjorddekket og Visteflaket. Norconsult antyder et skille ved profil ca. 10300. Øyene Odda og Sandøya ovenfor tunneltraseen består av fyllitt. Profil ca. 7600 representerer

7 sannsynligvis overgangen tilbake til Boknafjorddekket i Kistesundet. Resterende deler av tunnelen er antatt å være i samme type gneis (Norconsult, 2012b). Berggrunnskart over området er illustrert i figur 4.

Figur 4 Utsnitt fra NGUs berggrunnskart (1:250 000) med inntegnet tunneltrase og dekkenheter. Rosa=gneis, grønn=fyllitt (Modifisert av Norconsult, 2012b)

2.2.2 Løsmasser

På land har det blitt utført feltkartlegging og grunnboringer (totalsondering og/eller fjellkontrollboring) for å kartlegge løsmassene. Tilnærmet hele den undersjøiske delen, og noen steder på land, har blitt undersøkt med seismikk (Norconsult, 2012a/b). Tabell 2 viser hvilken hastighetsfordeling GeoPhysix har brukt i sine rapporter. Løsmassene er inntegnet i profiltegningene med hvit farge, vedlegg 1-4.

Tabell 2 Hastighetstolkninger for løsmasser (GeoPhysix, 2014)

Beskrivelse Hastighet Ukonsolidert sediment, over vann 500-800 m/s Konsolidert sediment, over vann 900-1200 m/s Leire/silt/sand 1500-1600m/s Sediment under vann 1500-2100 m/s Morene 2000-2400m/s

Entreprise 02, Solbakk-Hidle

Løsmassene på denne entreprisen er tolket å til være morener, eventuelt med et løst sandlag på toppen, se figur 5. Med unntak av et parti ved påhugget på Solbakk er det tilnærmet bart fjell de første ca. 1,4 km. Mot strandkanten er det opp til 20 m løsmasser tolket fra totalsondering. De mektigste sedimentene er plassert i det første undersjøiske strekket fra Solbakk (NØ i Hidlefjorden) med opptil 100 m løsmasser. Når topografien flater ut og deretter stiger mot Hidle er mektighetene betydelig mindre, ca. 25 m (Norconsult, 2012b).

Figur 5 Utsnitt av NGU løsmassekart fra Solbakk (modifisert av Norconsult, 2012a)

Entreprise 03, Hundvåg-Hidle

Løsmassefordelingen er illustrert i figur 6. De første 600 m fra påhugget ved Hundvåg har tynt eller fraværende løsmassedekke. Videre på Lundneset øker tykkelsen. De mektigste løsmassene til denne entreprisen er lokalisert i forbindelse med svakhetssone 42. 51 m sand, silt og noe morener har blitt registrert i sonen, tolket fra grunnboringer. Mektigheten i Kistesundet varierer mellom 11 og 30 m. Den seismiske hastigheten er 1900-2400 m/s, og er derfor tolket å være morene (se tabell 2). Resterende deler av entreprisen har 0-40 m moreneavsetninger. Unntaket er i forbindelse med bergartsskillet Visteflaket-Boknafjorddekket (profil 9750-10250) der ca. 30 m lagdelt silt, leire og sand er registrert (Norconsult, 2012a).

Figur 6 Utsnitt fra NGU løsmassekart fra Hundvågsiden (modifisert av Norconsult, 2012a)

Kapittel 2 Undersøkelser

Undersjøiske tunneler er unike fordi prosjektområdet er dekket av vann som representerer et ”uendelig” reservoar. Dette gjør det vanskelig å utføre undersøkelser. I tillegg er nøyaktigheten usikker og kostnaden høy. Fjordbunnen er ofte karakterisert ved større forkastningssoner/svakhetssoner (Nilsen & Palmstrøm, 2009). T-forbindelsen er et godt eksempel på dette. Erfaringer fra nærliggende prosjekter har gitt nyttig informasjon som har blitt brukt under vurderingen av gjennomførbarheten til Ryfylketunnelen. De mest kritiske forholdene er svakhetssoner kombinert med høyt vanntrykk. Denne problemstillingen omtales videre i kapittel 5.1.

Undesøkelsene avhenger av prosjektstadiet. For å bestemme den mest optimale traseen må forundersøkelser gjennomføres. Forundersøkelser kan deles inn i forprosjekt og detaljundersøkelser. Forprosjektet vurderer gjennomførbarheten av prosjektet gjennom studie av tilgjengelig informasjon (kart, rapporter osv.) og eventuelle enkeltbefaringer. I detaljundersøkelsene utføres det grundigere ingeniørgeologisk kartlegging, undersøkelser og laboratorietester (Nilsen, 2012). Siden Ryfylketunnelen er en undersjøisk tunnel er det antatt at forholdene både er vanskelige og uforutsigbar. Derfor er tunnelen rangert i den høyeste geotekniske kategorien, nr. 3. Det betyr at undersøkelsesnivået under og før driving være tilsvarende høyt (Norconsult, 2012a/b).

Nedenfor er en oversikt over de utført forundersøkelsene (Norconsult, 2012a/b) :

 Flyfotostudie (nettstedet kartverket)  Topografisk kart  Berggrunnskart (NGU)  Lineamentkart over Boknafjorden (NGU)  Analyse av ferdige prosjekter  Ingeniørgeologisk kartlegging i dagen (Norconsult AS)  Grunnboringer 129 stk. (fjellkontrollboring og totalsondering)  Grovhullsboring på Hidle  Refraksjonsseismikk & akustiske undersøkelser (Geomap & GeoPhysix) o Geomap AS, 2000 o Geomap AS, 2003 o Geomap AS, 2004 o Geomap AS, 2005 o GeoPhysix AS, 2009 o GeoPhysix AS, 2012 o GeoPhysix AS, 2014  Grunnvannsbrønner, eksisterende (NGU)

Ettersom prosjektet er presset økonomisk har det ikke blitt utført f.eks. kjerneboringer i forundersøkelsene. Det er lagt inn i anbudet at slike undersøkelser kan være aktuelt dersom forholdene tilsier det. På grunn av usikkerheten knyttet til forundersøkelsene er det vurdert å være nødvendig med omfattende undersøkelser i byggefasen :

 Systematisk sonderboring + innlekkasjemåling  MWD, measuring while drilling  Kjerneboring ved behov  Ingeniørgeologisk kartlegging på stuff etter hver salve (Statens vegvesen)  Svelletester av eventuelle leirmaterialer (SINTEF)  Konvergensmåling ved behov

Forundersøkelsene vil ikke bli gjennomgått i masteroppgaven. Det henvises til prosjektoppgaven for utfyllende informasjon. Enkelte metoder er tatt med da de er viktig for vurdering av svakhetssoner. Undersøkelser i byggefasen blir diskutert under kapittelet om drivefilosofi.

Kapittel 3 Prognoser vs. Erfaringer

I dette kapittelet gjennomgås prognoser og erfaringer fra driveperioden frem til 21/04-2015 (Hundvåg) og 20/05-2015 (Solbakk). Totalt er ca. 40 % av tunnellengden ekskavert. Erfaringer fra driveperioden er hovedkilden til videre prognoser av svakhetssoner. Svakhetssoner er representert i berggrunnen som lavhastighetssoner under 4000 m/s. Når hastigheten er under 2400 m/s består sonen av løsmasser. Sterkt intakt fjell har hastighet i området 5000-6000 m/s (GeoPhysix, 2014).

3.1 E02 Solbakk

3.1.1 Prognoser frem til pel 17270 (A) / pel 17180 (B)

Fjellkvaliteten ved påhugget har en god seismisk hastighet lik 5100 m/s. I tillegg er det registrert et tynt lag med løsmasser. De neste 200 meterne av tunnelen får en raskt og jevnt økende stigning, opptil 75 m. Påhugget går først gjennom løsmasser og deretter i berg med manglende innspenning (liten horisontalspenning pga. liten vertikalspenning). Ettersom stigningen til terrenget er bratt er et mindre område påvirket av lite innspenninger.

Der har blitt et selvstendig studie i databasene ”Norge i bilder” og ”kartverket”. Figur 7 viser hvor sone 1-5 er blitt tolket. Det har ikke blitt funnet noen supplerende svakhetssoner i dette området.

Figur 7 Høgdeprofil over svakhetssonene fra sone 1 til 5 (Norge i bilder)

Ved pel 19400 er det et lokalt søkk som også kommer frem på profilet i figur 8. En elv renner gjennom dette og ned til fjorden. Dette har ikke blitt vurdert av Norconsult å være en svakhetssone, men tolkes å være en potensiell svakhetssone nummerert 5b. Sonen var mindre tydelig i det digitale verktøyet Norge i bilder.

Figur 8 Inntegnet sone 5b i utsnitt av profilet (modifisert etter Norconsult, 2012a/b)

Den siste svakhetssonen som har blitt tolket på land er nr. 6 (Norconsult, 2012a). I 2004 ble det utført seismikk (P20/04 og P19/04) ved den antatte svakhetssonen. Seismikkundersøkelsene viste en sone med hastighet lik 3700 m/s. Profilet var ca. 170 m sørvest fra dagens tunneltrase. Til tross for at svakhetssone 5b er lokalisert i nærheten av sone 6 har ikke dette strekket blitt inkludert i analysen.

Videre er det vanskelig å bruke flyfoto fordi større mengder løsmasser dekker potensielle svakhetssoner. Norconsult har ikke tolket noen svakhetssoner i området utover de seismiske undersøkelsene. Grunnboringer har blitt brukt for å kartlegge berggrunnen. I følge disse faller berggrunnen jevnt mot sjøkanten (Norconsult, 2012a).

I forbindelse med strandkanten ble det sommeren 2014 utført supplerende geofysiske undersøkelser. Seismiske undersøkelser fra 2012 indikerte en svakhetssone i et søkk ved strandkanten, 3000 m/s, nummerert 6b. Når tunnelen ble flyttet lengre nord var det vanskelig å vite om denne kom til å strekke seg dit. Supplerende seismikk ble utført langs to profiler som til sammen utgjorde et kryss med T-form, figur 9. Ved strandkanten var det ikke noen indikasjon på lavhastighetssoner. Det ble registrert to løsmasser (5-18 m). Et topplag bestående av tørre ukonsoliderte sedimenter, og bunnlaget av vannmettet konsolidert sand og morener. Det skilles også mellom dagfjell (4300 m/s) og grunnfjell (6000 m/s) (GeoPhysix, 2014).

Figur 9 Resultat fra profil 11/14, svakhetssonene er inntegnet (GeoPhysix, 2014)

I tillegg ble det utført to undersjøiske profiler fra sjøkanten og videre langs traseen. Før 2014 var det ikke utført seismiske undersøkelser over traseen fra strandkanten til pel 17500. Derfor ble det skutt to profil langs traseen på 517 og 503 m. Det første strekket (P12/14) dekker området med antatt sone 7. Undersøkelsen er utført på østsiden av løp A, ca. pel 17565- 18085. Hastighetene varierer mellom 4800-5800 m/s. Den antydede svakhetssone 7 fra konkurransegrunnlaget har en hastighet på 4800 m/s. I 2012 og 2009 ble det utført seismiske undersøkelser sørvest for dagens trase. Det borteste profilet, P116/12, har registrert en

14 lavhastighetssone med 3000 m/s. Mens det nærmere profilet, P15/09, har en høyere hastighet lik 4300 m/s. Avstanden til løp A er ca. 60 og 100 m. Basert på disse undersøkelsene ble det ekstrapolert en svakhetssone frem til tunnelen, nummerert 7. Basert på den nye og nærmere analysen er hastigheten til ”svakhetssone 7” lik 4800 m/s, og kan ikke lengre defineres som lavhastighetssoner etter definisjonen v < 4000 m/s. Det indikerer at svakhetssonen ikke er tilstede. Dette avhenger av orienteringen til den østliggende svakhetssonen. Løsmassetykkelsen avtar fra 18 m mot land til 3-5 m i midtre del av profilet. Deretter øker tykkelsen til 30 m når terrenget går fra kote – 30 til -87. Sediment hastigheten varierer fra 1600 til 2200 m/s. Det øvre laget har lavest hastighet og består av bløte løsmasser. Fastheten øker nedover og er sammensett av sand og morener (GeoPhysix, 2014).

For det siste profilet er svakhetssone 8 plassert i sonen med hastighet 4000 m/s. I 2012 ble det tolket en hastighet lik 3500 m/s i denne sonen. Begge undersøkelsene er utført over løp A. De nye resultatene antyder at bergmassekvaliteten er bedre enn først antatt. Mot slutten av profilet reduseres hastigheten til 4300 m/s. Denne delen er lokalisert over sone 9. Sannsynligvis er den påvirket av dette, men det er vanskelig å utføre målinger ved endene av profilene på grunn av bryting av signaler. To nye svakhetssoner er registrert med 3200 m/s og 3400 m/s i forkant av sone 8, se figur 8. Disse er ikke antydet fra tidligere undersøkelser. De er her tolket som potensielle svakhetssoner, nummerert 7b (3200 m/s) og 7c (3400 m/s). Begge har en sonetykkelse på 14 m (GeoPhysix,2014).

Det har blitt utført en kjerneboring på Solbakk. Bakgrunnen for kjerneboringen var å få mer informasjon om svakhetssone 9. De seismiske undersøkelsene indikerer en 35 m brei sone med hastighet ned i 2500 m/s. Totalt er det boret 199,91 m med 35 mm kjerner, fra pel 3038 løp A. Kjernene er fordelt i kronologisk rekkefølge over 33 kasser. Det var mest hensiktsmessig å utføre vurderingen kassevis. I noen tilfeller med variabel kvalitet har vurderingen blitt utført stykkevis. Siden kartleggingen foregikk over et begrenset tidsrom og basert på visuell inspeksjon, har analysen flere begrensninger. Hovedfokuset har vært å bestemme RQD, kjernetap/kvalitet, brudd og overflateforhold/forvitringsgrad/fylling/belegg.

Det må også poengteres at vann har blitt brukt under kjerneboring, noe som kan ha skylt bort eventuelle belegg. Det er dessuten vanskelig å skille mellom eldre og ferske sprekkeflater. Flere steder er dessuten merket at brudd har oppstått etter boring, disse har blitt sett bort fra

15 under vurderingen. Spesielt i tilknytning til endene av kassene, for å få plass. Tabell 3 gir en oversikt over kartlagte RQD-verdier.

Tabell 3 RQD verdier kartlagt fra kjernene

Boks RQD 14. 76,04- 86 25. 141,14- 86 1. 0-2,9 8 81,87 146,9 2,9-5,16 67 15. 81,87- 68 26. 146,9- 80 2. 5,16-10,5 86 87,83 152,9 3. 10,5-18,55 46 16. 87,83- 76 27. 152,9- 98 4. 18,55-24,1 77 94,05 158,8 5. 24,1-29 79 17. 94,05-100 72 28. 158,8- 80 6. 29-30,8 0 18. 100-105,72 63 164,8 30,08-32,52 37 19. 105,72- 89 29. 164,8- 72 32,52-33,28 111,54 170,77 33,28-34,9 41 20. 111,54- 77 30. 170,77- 77 34,9-35,65 100 117,4 176,8 7. 35,65-41,35 80 21. 117,4- 93 31. 176,8- 76 8. 41,35-46,92 88 123,45 182,8 9. 46,92-52,77 77 22.123,45- 96 32.182,8- 48 10. 52,77- 82 129,13 188,41 58,74 23. 129,13- 88 33. 188,41- 60 11. 58,74-64,3 72 135,08 194,28 12. 64,3-70,3 91 24. 135,08- 96 34. 194,28- 67 13. 70,3-76,04 85 141,14 199,91

Starten av kjernen er antatt å være påvirket av sprengningsskade, men i dette tilfellet er bergkvaliteten dårlig i 2,9 m, et større område enn hva en burde forvente. RQD verdien er svært dårlig, ca. 8. Figur 10 er et bilde fra dette området.

Figur 10 Utsnitt av den dårlig kvalitet frem til 2,9 m (privat) De delene som er ”intakte” kan knuses med bare hender, se figur 11. Bruddvinkelen er ca. 45 grader. Tynt grafittbelegg er registrert enkelte steder. Siste halvdel av boksen inneholder meget folierte kjerner. Kvaliteten forbedres raskt fra meget sterkt oppsprukket-moderat oppsprukket-lite oppsprukket. Kvartslinser forekommer flere steder, men er lite utbredt.

Figur 11 ”intakt kjerne” i starten av kjerneboringen (privat)

I den tredje boksen er det 1,85 m med kjernetap (11,7-13,55 m). Det er også flere brudd (50 grader) som resulterer i en totalklassifiseringen sterkt oppsprukket. Bruddflaten følger foliasjonsretningen, til tross for det varierer foliasjonen. Bruddflatene er såpemyke og bølgete, se figur 12. Det ble spekulert om dette kunne være et talkbelegg. Kjernetapet er en indikasjon på en ca. 2 m brei svakhetssone.

De neste kassene er relativt like med mindre variasjoner av kvartslinser/kvartsitt og folding. Utvalgte kjernebilder er lagt som vedlegg 5-7.

Noen forskjeller mellom de første og siste kassene kan trekkes frem. I starten er det registrert grafittbelegg og glimmer (antatt biotitt), se figur 12. Flatene er bølgete og glatte som i figur 13. Gradvis reduseres fyllinger/belegg, og glimmer er mindre synlig. Flere store kvartslinser/kvartsitt forekommer, et bilde av dette er gitt i figur 14. Gneisen oppfattes generelt som foliert og massiv. Fra boks 16 har kjernene korrodert. Senere har det blitt forklart med vannlekkasjer i disse tunnelområdene. Bruddflatene er plan, men ru, og ikke såpeglatt som var tilfelle for tidligere prøver.

Figur 12 Antatt glimmer-mineral fra bruddflate (privat)

Figur 13 Såpeglatt bruddflate (privat)

Figur 14 Område med dominerende kvartslinser/kvartsitt ved 96,85 m (privat)

De siste tre kassene er sterkt-moderat oppsprukket på grunn av kryssende sprekkesett, se figur 15. Det var ikke fylling/belegg i disse. Til tross for oppsprekking fremstår bergmassen som intakt og hard. Utenom disse har bruddorienteringen vært relativt lik for hele borelengden.

Figur 15 Oppsprekking rundt 186,31 m (privat)

Vurdering

Kjerneprøvene er mye bedre enn hva en kunne forvente. RQD-verdiene er jevnt over gode, og bergmassen synes å ha god kvalitet. Det er vanskelig å si om svakhetssone 9 er blant disse prøvene. Muligens er den representert blant det oppsprukkede partiet på slutten, eller kjernetapet. Ingen av disse er så alvorlig som en forutså. Resultatene fra de seismiske undersøkelsene stemmer ikke overens med disse resultatene. Det er mulig at svakhetssonene har en orientering som gjør at de kommer senere i tunnelen. Baser på kjerneboringer kommer følgende diskontinuiteter :

 Svakhetssone pel 17370,30-17368,45  Oppsprukket parti pel 17199,20-17182,02

Tabell 4 oppsummeres de forventede svakhetssoene frem til pel 17270 (A) / 17180 (B). Der undersøkelser har gitt motstridende resultat er intervaller gitt for prognosene. De sonene som er mer usikre har blitt notert med et spørsmålstegn.

Tabell 4 prognoser frem til pel 17270 (A) / pel 17180 (B) (modifisert etter Norconsult, 2012a)

Sone- Profil Retning Antall Bergover- Seismisk Kommentar nr. nr. i forhold sone- dekning hastighet til bredde [m] [m/s] tunnelak [m] se 1 20175 På skrå 10 75 - Tolket fra flyfoto 2 20025 På skrå 10 85 - Tolket fra flyfoto 3 19965 På tvers 5 95 - Tolket fra flyfoto 4 19850 På tvers 5 105 - Tolket fra flyfoto 5 19705 På skrå 5 85 - Tolket fra flyfoto 5b 19383 På langs 15 80 - Tolket fra flyfoto etter driving 6 19240 På tvers 10 115 3700 Seismikk ca. 170 m SV for trase 6b (?) 18150 På tvers > 25 80 6000 (3000 Ikke registrert på ny før) seismikk 7( ?) 17840 På skrå 85 115 4800 (4300 Ikke registrert på ny før) seismikk 7b 17705 - 14 90 3200 Tolket fra ny seismikk, 2014 7c 17577 - 14 80 3400 Tolket fra ny seismikk, 2014 8 17430 På skrå 20 70 3500-4000 Ny & tidligere seismikk over løp A 8b 17369 På skrå 1,85 70 - Kjernetap fra kjerneboring 9 (?) 17315 På skrå 35 80 2500-3200 Tidligere seismikk

3.1.2 Erfaringer fra driveperioden frem til pel 17270 (A) / pel 17180 (B)

Inndrift har vært noe lavere enn forventet, ca. 77 m i uken for begge løp. Mulige årsaker til det er flere injeksjonsrunder, en kjerneboring og en rekke driftsstans i forbindelse med

20 samlebåndet. I tillegg kan manglende erfaring av norsk tunneldriving og språkforskjeller ha vært mulige årsaker til forsinkelser. Inndriften har blitt bedre utover i prosjektet. I følge prognosene skulle de gått gjennom 14 (11) svakhetssoner til nå, mens erfaringer viser at de egentlig har gått gjennom 2/3 soner som har krevd forbolting.. Tung sikring i form av buer har bare blitt montert på to steder til nå, svakhetssone 5 (løp B) og 5c (løp A). Denne delen gir et sammendrag av erfarte bergforhold. Med fokus på de mest markerte svakhetssonene, og deres sikringsforbruk. Detaljert beskrivelse av sikringsforbruket til disse sonene er oppsummert i vedlegg 8. Hovedsakelig har tunnelen vært i bergmasseklasse C og D, med påfølgende sikringsklasse 2-3 (Statens vegvesen, 2015).

Befaring 05.02.2015 Anleggsarbeiderne trodde de hadde gått gjennom det som skulle være sone 7. Det var ikke noe merkbart dårligere kvalitet. Kontrollingeniørene antydet at det ikke eksisterte noen svakhetssone 7 (Mauset, 2015). Det var ikke mulig å komme frem på stuff i løp B, men det ble foretatt en inspeksjon i løp A mens injeksjonsarbeidet foregikk. Bortsett fra noe vannlekkasjer var det god kvalitet. En blokkprøve ble samlet inn for testing i laboratorium, pel 17757. Det ble også gjort et forsøk på å samle sprekkemateriale. Sprekkene var generelt tette med lite fylling. Til sammen ble det skrapt sammen materiale fra stuff-flaten. Dette bestod hovedsakelig av sand og grusfraksjoner. Områder utenom stuff er dekket av sprøytebetong og kunne derfor ikke vurderes. Konturen i tunnelen var fin. GSI verdien ble anslått å være 75 fordi bergmassen var tilnærmet intakt med lite forvitring (kartleggingsskjema for GSI er i vedlegg 9).

Drive- og sikringsfilosofi Påhugg Det er montert 2-3 sett forbolter (og fjellbånd i løp A) ved begge påhuggene. Løsmassene ble gravd ut (Mauset, 2015). Lengden av sonen er 12 og 14 m for henholdsvis løp A og B. Bergmassekvaliteten er dårlig i begge løpene med Q-verdi fra 1,6 til 1,8. Deretter øker kvaliteten til middels. Verdien varierer svært fra hver salve. Det har gått med 16 m3 sprøytebetong og 19-49 stk. 3 m lange bolter per salve. Med unntak av noen mindre slepper er det ikke registrert diskontinuiteter i tunnelen frem til pelnummer 19870 (løp A) og 19910 (løp B). Der er flere parallelle sprekker plassert på tvers av tunnelen i hovedsprekkeretning fra kartleggingen i dagen. Dette området er på forhånd antydet å være svakhetssone 4. De steile sprekkene stemmer overens med lokaliseringen av svakhetssonen. Supplerende sikring har

21 ikke blitt installert ettersom bergmassekvaliteten ikke er redusert i forhold til det omliggende berget. Det kan derfor ikke karakteriseres som en svakhetssone, men diskontinuitet. Sone 1-3 fra forundersøkelsene har ikke blitt funnet i tunnelen (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 5, løp B

Dette er en 14 m mektig svakhetssone med svært dårlig til dårlig bergmassekvalitet, Qmin 0,5 og Qsnitt 1,02. Bergmassen er meget sterkt oppsprukket med tre eller flere sprekkesett. I tillegg er det et belegg av sand/leire/silt. Sonen har blitt drevet med 3-4 m lange salver. Og sikret med 23-25 stk. 3-4 m lange bolter og 12-18 m3 sprøytebetong per salve. Det er montert 5 sett forbolter med fjellbånd og en bue. Byggeleder besluttet å montert med konvergensmålere for å måle eventuelle svellinger av leiren (Mauset, 2015). Disse indikerer utflating av spenninger. Det betyr at supplerende sikring ikke er nødvendig.

Svakhetssone 5, løp A Mellom pel 19705-19718 er det merket tverrgående sprekker og langsgående slepper som delvis krysser hverandre. Sprekkene har fallretning NS og sleppene SV (Statens vegvesen, 2015). Sleppene inneholder oppknust materiale fra sprø deformasjon. Det er ikke finmalt materiale, men inneholder også noe leire. I sprekkene er det registrert inntil 5 mm leire (Rasmussen, 2015). Svelletrykksmåling fra pel 19709 viser meget høyt svelletrykk (0,94 MPa). Andel finstoffmateriale (< 20 m) fra undersøkelsen var bare 9 % (SINTEF, 2015). Svelletrykket har ikke vært dimensjonerende for sikring. Gjennomsnittlig Q-verdi over sonen var 1,37 (minste verdi 0,69 og største verdi 2,6). Sonen var vanskelig å sikre på grunn av flere sett spekker/sleppe. Gjennom partiet med dårligst Q- verdi ble salvelengden redusert til 3 m over to runder. Utenom disse har standardlengden på 5 m blitt brukt. Det er injisert to steder på grunn av vannlekkasjer, pel 19709 og 19725. 25-28 bolter har gått med per salve, 3-4 m lengde, hovedsakelig 4 m. Det er også montert 5 sett forbolter med fjellbånd på den første salven. Sprøytebetongforbruket har vært 15-18 m3 per salve. Kontrollmålinger ved pel 19711, 19714.5 og 19717 har registrert tykkelser på 12-28 cm (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 5b, løp B Svakhetssone 5b har syv tilnærmet parallelle svakhetssoner orientert på tvers av tunnelen, pel

19363-19382. Kvaliteten gjennom sonen er svært dårlig til dårlig med Qsnitt lik 0,75, Qmin 0,58

og Qmaks 1,3 (en salve som ikke har blitt kartlagt). Gjennomsnittlig har det blitt montert 26-42 stk. 4 m lange bolter og 17-24 m3 sprøytebetong per salve. To salver har redusert lengdene til 3 og 4 m. To runder med speiling og fjellbånd har blitt installert i starten av sonen (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 5b, løp A Dette har vært den mest problematiske sonen til nå. Etter vanskelige driveforhold med dårlig fjellkvalitet og innlekking av vann forverret situasjonen seg ytterligere med ras fra hengen. Nedenfor er hendelsesforløpet skildret basert på loggføringen til Statens vegvesen i den aktuelle perioden (Mauset,2015) :

Pel 19339: Sprengningsbasen varsler om dårligere forhold 18-19 m inn i sonderhullet. Det ble målt 0,9 l/min i høyre vederlag, 0,75 l/min i høyre ligg, 1,98 l/min i venstre vederlag og tørr venstre ligg. Det ble boret boltehull og registrert innlekkasje. Samtlige av hullene innfridde lekkasjekravet (2 l/min per sonderhull), og drivingen fortsatte. Det ble tolket å være en vannførende sleppe.

Pel 19334: MWD-data i venstre vederlag indikerte dårligere kvalitet 11 m lengre fremme, se figur 16 og 17, markert med lilla og blå farge. I stedet for salveboring ble det besluttet å skjermbore. Sleppen inneholdt leire, og det var antatt behov for sikringsklasse 3. Stuff kartlegges under pigging. Det er godt fjell med sikringsklasse 2 frem til pel 19329.

Figur 17 Fargeforklaring MWD-data (Statens vegvesen, 2015)

Figur 16 MWD-data fra sone 5b (Statens vegvesen, 2015)

Pel 19329-10324: 01:30 Statens vegvesen kontaktes av formann (Joseph) på grunn av dårlig fjell. På venstre side er det ca. 1 m knust materiale med løst fjell. Spettrensk ble utført fra kurv, men kunne ikke utføres fra venstre side på grunn av HMS. Q-verdien på stuff ble estimert til 0,5. Fjellet var knust og preget av folding, med leire. Fra venstre vederlag til høyre heng var det registrert ”overbreak” med større mengder vann. Det var planlagt å montere sprøytebetongbuer for å gjenskape det teoretiske tverrsnittet. 05:50 Stuff har blitt påført sprøytebetong. Deler av hengen raser og en bom blir truffet (figur 18), men ingen personer blei skadet.

Figur 18 Svakhetssone 5b raser i venstre heng, løp A (Mauset, 2015) 06:15 Krisemøte på stuff. Etter kartlegging i kurv registreres en horisontal sprekk bak en blokk i hengen, bare festet ved hjelp av betongen. Det besluttes å pigge denne umiddelbart, og montere bolter c/c 1,5 m, 4 m lang. 08:00 Piggingen avslører at materialet består av oppløst grus og pukk. Det besluttes å montere spiling der det er plass. 6 kubikk betong påføres. Det sonderbores, spiling installeres og bolter forankres. 13:00 MWD-data og observasjoner fra sonderboring antyder at sonen er 5 m lang. 16:00 Sonderborehullene gyses. Spiling etter teoretisk profil, og ikke etter eksisterende profil som det skulle være. Dette resulterte i at profilet manglet oppheng. Det registreres et 5 cm tykt leirbelegg, prøver ble tatt.

17:45 Byggherre og entreprenør blir enig om å installere spiling etter eksisterende profil. Det planlegges å forankre med CT bolter og fjellbånd. 20:30 Installering av spiling er ferdig. Med unntak av venstre vegg monteres fjellbånd. 01:00 Ras fra venstre vederlag. Under boring av boltehull raser hullet sammen og fylles med borkaks. Det besluttes å montere Ischebeck-stag i stedet. På grunn av en manglende adapter på boomen ble disse montert senere (1 juni). Buer skal monteres til spiling og innsprøytes.

Pel 19324-19321: Kvaliteten på salven er dårlig, men indikerer bedre fjellkvalitet i front og representerer derfor et skille. Kartlegging foregår parallelt med spettrensk og spyling. Høyre vegg er leirinfisert med tykk og bløt leire. En prøve ble sendt til SINTEF for testing av svellepotensiale. Resultatet indikerte høye verdier, 190 % frisvelling og 0,38 MPa svelletrykk. Det planlegges en ny runde med forbolting.

Svakhetssone 6 I følge prognosene skulle svakhetssone 6 være ved pel 19240. I løp A er det ikke markert noen svakhetssone. Men bergmassekvaliteten er dårlig, Qmin lik 2,8 og Qmaks 4,4. Ved pel 19233-19237 har det falt ut masser fra venstre vederlag (Q blokk 1,5) på grunn av gravitasjon. Salven har blitt kartlagt som Q 3,3. Pel 10248-19253 opplevde utfall under pigging. Figur 19 viser kilen som oppstod under renskingen på venstre side. Q-verdi for salven er 4,4. Siden begge utfall er lokalisert på vestre side samsvarer ikke dette med at svakhetssonen skal gå over i østre løp.

Figur 19 Kile nærme svakhetssone 6 løp A (Rasmussen, 2015)

I løp B (pel 19268-19285) er det registrert to parallelle og tverrgående svakhetssoner i tillegg til to smale svakhetssoner langs bunnen av østre vegg. Q-verdien varierer fra 1 til 5, dårlig til middels dårlig kvalitet. Det er montert i snitt 4,6 bolter/m med 4 meters lengde. I følge kontrollmålinger ved pel 19279,5 er det påført et 9-12 cm tykt sprøytebetonglag (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 7 Svakhetssone 7 kan ikke etter de nyere undersøkelsene defineres som en svakhetssone, pga. hastighet lik 4800 m/s. Dette partiet gjenkjennes inne i tunnelen ved at bergmassekvaliteten er noe dårligere enn resten. Tykkelsen av sonen er tilsvarende som antatt fra forundersøkelsene, 85 m. Mektigheten i løp A er 72 m (pel 17958-17886) og 83 m i løp B (pel 17891-17974).

Snittkvaliteten er 2,4 (Qmin 0,83/Qmaks 4,4) og 2,6 (Qmin 1,9/Qmaks 5,8) i henholdsvis løp A og B. Bergmassen er derfor av dårlig kvalitet med innslag av middels til svært dårlige salver. Det er flere parallelle sprekker og mindre svakhetssoner orientert NS. Hovedandelen har et stupt fall på 75-85 grader, men helninger ned til 45 grader er registrert. Gjennomsnittlig er det installert 4,4 stk. (løp B) og 4,8 stk. (løp A) 3 m lange bolter per meter. I tillegg er det montert noen 4 m lange bolter i enkelte områder. Det har gått med 14-24 m3 sprøytebetong per salve. I følge kontrollmålingene er tykkelsen for det meste i området 8-15 cm (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 7b Rundt svakhetssonen er det dårlig bergmassekvalitet med sprekker og svakhetssoner smalere enn 1 m. Den sentrale delen av sonen har svært dårlig kvalitet og strekker seg over 10 m i begge løp. Dette blir definert som sone 7b. Gjennomsnittlig Q-verdien i sentrale deler av svakhetssonen er 0,66 (løp A) og 0,9 (løp B). Det er injisert i to omganger i forkant av sonen i løp A. Ved pel 17708 og 17703 er det injisert henholdsvis 16804 kg og 26706 kg injeksjonsmasse. 20-27 m3 sprøytebetong har gått med til sonen. Gjennomsnittlig er det montert 1,5 bolter/m (3 m lang) og 7,5 bolter/m (4 m lang).

Kvaliteten i løp B er noe bedre bergmassekvalitet. Tilsvarende sikringsfilosofi har blitt brukt her. I snitt har det blitt montert 4,75 stk. 3 m lange bolter og 2,2 stk. 4 m lange bolter per meter. 11-15 cm sprøytebetong er målt i kontrollhullet ved pel 17651,5, eventuelt 25-26 m3 sprøytebetong per salve. Det betyr at det har blitt sikret noe mindre, spesielt færre 4 meters bolter i området sammenlignet med løp A (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 7c Denne svakhetssonen har ikke blitt funnet i tunnelen. En mindre svakhetssone ble registrert langs taket til løp A, pel 17495-17505. Det er mulig at dette er spor av denne. Sikringen har vært noen supplerende bolter, i snitt 2,65 stk. 3 m bolter og 2,85 stk. 4 meters bolter per meter. Sprøytebetongforbruket har vært tilsvarende som for resten av tunnelen, 16 m3 sprøytebetong. Kvaliteten er dårlig i området Q lik 2,1-3,1 (Statens vegvesen).

Svakhetssone 8 Denne svakhetssonen skulle opptrådd ved pel 17430 i løp A, men synes å være ved pel 17350-17370. Der er det noen mindre svakhetssoner og sprekker orientert NS. Det er ingen entydig fallretning på de målte flatene i området. Hovedsprekkesettet som ble kartlagt på Solbakk er orientert NS med 45-60 graders fall mot vest. Selv om det ikke har blitt utført entydige målinger i tunnelen er det sannsynlig at svakhetssonen faller mot vest, og kommer dermed senere i tunnelen. I dette løpet har ikke det ikke blitt lagt inn all sikring i Novapoint. Derfor er det ikke mulig å gi en god beskrivelse av dette. 6 sett med forbolter og noen 3-4 m lange bolter er markert. Bergmassekvaliteten er dårlig i området Q lik 1,9-2,9. To reduserte salvelengder og forbolter er markert. Det er også tegnet inn både 3 og 4 meter lange bolter. Noe senere (pel 17368) er det markert en svakhetssone i hengen, svakhetssone 8b. Salven har

27 blitt klassifisert som god kvalitet. Bergmassekvaliteten er dårlig også i løp B, med minste Q- verdi lik 1,7 (Statens vegvesen, 2015).

3.1.3 Prognoser vs. Erfaringer frem til pel 17270 (løp A) / 17180 (løp B)

Det var vanskelig å knytte sammen prognoser og erfaringer fordi forholdene i tunnelen ikke har stemt så godt som en kanskje kunne forvente. Selv innad blant de to tunnelløpene er det store forskjeller som viser hvor kompleks de geologiske forholdene er. Bergkvaliteten i tunnelen kan sies å være bedre enn forventet. Den svakhetssonen som var meste krevende, svakhetssone 5b i løp B, var ikke antydet i konkurransegrunnlaget. Selv om det har blitt montert flere sett med forbolter har det bare vært nødvendig med fire buer fordelt over to områder (Mauset, 2015). Kjerneboringen som ble utført indikerte ikke noe ekstremt dårlig bergmassekvalitet. Svakhetssone 9 som en egentlig skulle bore gjennom, er muligens ikke funnet. Som nevnt under beskrivelsen av svakhetssone 8 er det en tendens til at fallretningen er mot vest, dette gjør at sonene er forskjøvet. Under de supplerende undersøkelsene i 2014 var det utført siste del av strekket over det som skulle vært svakhetssone 9. Den ble ikke gjenkjent av disse undersøkelsene, og det kan derfor stilles spørsmål til hvorfor ikke dette området ble undersøkt mer. Dette kunne vært med på å bestemme en mer nøyaktig posisjon til svakhetssonen. Dersom det er tilfelle at denne kommer senere kunne eventuelle kjerneboringer blitt utført på et senere tidspunkt.

Kontrollingeniørene ved Solbakk trekker frem sone 5 og 5b som de mest krevende sonene fra driveperioden til nå. I starten av drivingen ble det brukt mye sprengstoff for å knuse berget mer (gunstig i forhold til knuseren og samlebåndet). Dette resulterte i større sprengningspåvirkning rundt tverrsnittet og dermed en påfølgende høyere sikringsklasse enn nødvendig. Dette har nå blitt optimalisert. Kontrollingeniørene påpeker at kartleggingen vil ha en viss subjektiv påvirkning, og kan derfor variere avhengig av personen som kartlegger. I starten av drivingen oppstod også heftproblemer med sprøytebetongen (Mauset, 2015).

3.2 E03 Hundvåg 3.2.1 Prognoser frem til pel 8604 (løp A)/8704 (løp B)

Dagsonen på Hundvåg er mindre enn halve lengden til dagsonen på Solbakk. Dessuten har seismiske undersøkelser blitt utført over samtlige av de anmerkede svakhetssonene, med unntak av 44. Tunneltraseen under Sandøya og Odda inkludert. Frem til 21/04-2015 er tunnelen ved pel 8704 (løp B) og 8604 (løp A) ifølge Novapoint-tegningene (Statens vegvesen, 2015). Området under Sandøya har blitt drevet, og tunnelen er i undersjøisk territorium. Svakhetssonene på Sandøya og Odda er basert på flyfoto og feltarbeid av Norconsult. Studenten har ikke registrert supplerende svakhetssoner gjennom nettstedet ”Norge i bilder”. Det har derimot blitt tolket en ekstra svakhetssone på land, 43b. Denne er lokalisert i et søkk i topografien ved pel 6875. Berggrunnen er tolket fra grunnboringen ettersom området er dekket av store mengder løsmasser. Svakhetssonene som har blitt tolket av seismikk er inkludert i konkurransegrunnlaget. Dermed har det ikke vært nødvendig å foreta en selvstendig analyse av de seismiske dataene.

Det er tolket fem svakhetssoner på land. Seismiske undersøkelser har blitt utført i tilknytning til sone 45 og 43. Svakhetssone 45 har ifølge dette en hastighet lik 4300 m/s og kan derfor ikke tolkes som en lavhastighetssone. Svakhetssone 44 er basert på feltkartlegging og flyfoto, og skal etter dette krysse løp 23 og muligens løp 24. Sone 43 har blitt ekstrapolert fra seismiske undersøkelser utført 400 m SØ for traseen (Norconsult, 2012b). Den er derfor noe usikker. Etter pelnr. 6750 synker topografien jevn frem mot Lundsneset. Området er dekket av større mengder løsmasser som dekker over forsenkninger. Svakhetssone 43 b er på dette strekket. Svakhetssone 42 er lokalisert i bunnen av en annen og større depresjon dekket av store mengder løsmasser. Fra totalsondering like ved sonen (borehull 5) er det registrert 51,4 m løsmasser og 16,2 m bergoverdekning (Norconsult, 2012c). Med en svært lav seismisk hastighet på 2500 m/s og 70 m bredde er denne sonen antatt å være krevende. Deretter er det flere svakhetssoner lokalisert på tvers av og langs traseen, sone 37-41. Seismisk hastigheter varierer mellom 3500 og 3900 m/s. De leder frem mot bergartsskillet mellom Visteflaket og Boknafjorddekket. Bergartsgrensen har blitt tolket basert på berggrunnskartet til NGU. Langs bergartsskillet er det tolket en svakhetssone, 36, på tvers av tunnelaksen. Overdekningen er beregnet til 52 m, lokalisert i bunnen av Lundsneset. 3700 m/s hastighet er registrert i

29 området. Mot og under Sandøya er det flere kryssende svakhetssoner 35, 34g, 34f, 34e, 34d, 34c, 34b og 24. Disse er lokalisert på tvers, langs og skrått i forhold til tunnelaksen. Bredden er hovedsakelig en plass mellom 5 og 10 m. Sone 34 og 34b har henholdsvis tykkelse på 30 og 40 m. Følgende soner har registrert seismiske hastigheter: 34;3900 m/s, 34b;3500 m/s og 35;4000 m/s (Norconsult, 2012b). Tabell 5 oppsummerer prognoser for driveperioden frem til 21/04/2015. De seismiske undersøkelsene på denne siden kan fremstå som troverdige ettersom de ikke er motsigende undersøkelser. I realiteten betyr dette at detaljnivået til undersøkelsene er lavere ettersom det ikke er skutt flere profiler, og at de derfor kan være mer usikre.

Tabell 5 Prognoser for svakhetssoner i driveperioden frem til 21/04/2015 (Norconsult, 2012b)

Sone Pelnr. Retning i Antall Bergoverdekning Seismisk forhold sonebredde [m] hastighet

til tunnelaksen 45 6240 På skrå < 5 9 4300 44 6290 På skrå < 5 20 - 43 6490 På tvers 10 22 3700 43b 6875 - - 25 - 42 7095 På tvers 70 22 2500 41 7170 På langs 25 30 3600 40 7300 På langs 14 42 3000 39 7320 På skrå 40 45 3900 38 7395 På skrå 25 52 3900 37 7445 På skrå 30 52 3500 36 7780 På tvers 15 52 3700 35b ? Langs 10 90 3000 35 7960 På skrå 10 90 4000 34 g 8025 På tvers 5-10 110 - 34 f 8065 På skrå <5 100 - 34 e 8095 På tvers 5 125 - 34 d 8215 På skrå 5-15 125 -

34 c 8315 På skrå 5 130 - 34 b 8425 På langs 40 130 -

3.2.2 Erfaringer frem til pel 8604 (løp A)/8704 (løp B)

De ingeniørgeologiske forholdene på Hundvåg har hovedsakelig vært ”grei”, bergmasseklasse C-D med påfølgende sikringsklasse 2-3. Inndriften har vært god, gjennomsnittlig 50-60 m per løp i uken. I snitt har det blitt brukt 19 stk. 3 m bolter for hvert løp (24.04.2015). Det mest krevende området har vært bergartsskillet mellom gneis-fyllitt kontakten. I forhold til prognosene kom denne sonen 700 m før antatt og var egentlig svakhetssone 42 som var registrert med 2500 m/s i seismisk hastighet. Deretter er det to påfølgende svakhetssoner klassifisert med svært dårlig bergmassekvalitet. Utenom disse har påhugget blitt sikret med buer på grunn av liten innspenning/overdekning. Injisering har ikke vært nødvendig i de undersjøiske delene av tunnelen. Totalt har 14 injeksjonsrunder blitt utført i tunnelene for å tette vannlekkasjer på land. De undersjøiske delene av tunnelen har ikke trengt injisering på grunn av impermeable sedimenter på sjøbunnen (Jensen, 2015). Sikringsforbruk i de tre tyngste sonene er oppsummert i vedlegg 10.

Befaring på Hundvåg 06.02.2015

Under befaringen var tunnelen inne i et område med generelt god kvalitet. En sleppe var lokalisert i høyre flanke. Materiale ble samlet inn og testet for frisvelling ved laboratoriet for bergteknikk ved NTNU. I tillegg ble en blokkprøve samlet inn for bestemmelse av styrkeparametere, pel 8100 (løp B). Siden stuff ikke var sikret var det ikke mulig å samle eventuelt materiale fra sprekkene. Resterende deler av tunnelen var dekket av sprøytebetong. Ved en befaring dagen før var det registrert grafittbelegg på fyllitten. Etter ønske fra studentene om å finne svelleleire ble det samlet inn leirprøver fra to tidligere lokaliteter. I tillegg ble det funnet en blokkprøve ca. ved pel 6400. Dersom den stammer fra området skal det være fra Boknafjorddekket. Hvis det er tilfelle har det blitt samlet inn prøver fra alle tre bergartene som skal befinne seg i området.

Drive- og sikringsfilosofi

Påhugg

Påhugget har blitt sikret med tung sikring i form av speiling, buer, fjellbånd, bolter (3 m lang) og sprøytebetong. Salvelengden har hovedsakelig blitt redusert til 3 meter, men også ned i 2 m har blitt brukt. Gjennomsnittlig Q-verdi er svært dårlig i begge løp. For løp A er den 0,43 mens løp B har noe høyere verdi på 0,46. Den minste Q-verdien er 0,082 for begge løpene. Årsaken til lavt utfall er at tallet for sprekkesett (Jn) og spenningsfaktoren (SRF) har fått en veldig høy verdi. Det ble registrert tre sprekkesett til jordaktig berg. Spenningsfaktoren er høy fordi liten overdekning induserer lave spenninger som igjen resulterer i innspenningsproblemer og potensiale for ras pga. gravitasjon. Påhuggsproblematikken strekker seg over 38-39 m i hvert løp (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 45

Sone 45 har blitt registrert i både løp A og B. Selv om den seismiske hastigheten ble registrert som 4300 m/s er det bare 9 meter overdekning. Kombinasjonen av dårlig bergmassekvalitet og liten innspenning resulterer i flere reduserte salvelengder (3 m), speiling, 3-4 m lange bolter og sprøytebetong. Gjennomsnittlig Q-verdi til sonene er 0,62, med Qmin lik 0,5 (løp A) og 0,41 (løp B) (Statens vegvesen, 2015)

Svakhetssone 44

Det har ikke blitt utført seismiske undersøkelser i tilknytning til denne sonen. Noen sprekker er lokalisert på tvers av tunnelen i det området sonen skulle komme, pel 6290-6303. Det er ikke spesifisert hvilken type sprekke dette er. Ifølge feltkartleggingen på Hundvåg er foliasjonssprekkene (hovedsprekkesettet) og et parallelt sprekkesett orientert i denne retningen, ØV (Norconsult, 2012b). Disse har ikke ført til en økning i sikringsbehovet som er 22-33 bolter per salve og sprøytebetong. Som prognosene indikerte forekom ikke denne sonen i løp B (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 43

Det er registrert en svakhetssone i løp B med en dårlig gjennomsnittlige Q-verdi lik 2,5. Sonen strekker seg på tvers av taket og deretter langs vederlaget, totalt 16 m. Noen ekstra bolter har blitt montert. I snitt har det blitt installert 14 stk. 3 m lange bolter og 18 stk. 4 m lange bolter per salve. Det er ikke markert noen svakhetssone i løp A til tross for at Qsnitt = 2,79 (Statens vegvesen).

Svakhetssone 43 b I løp A er det markert tre tverrgående svakhetssoner smalere enn 1 m, og en sleppe. I tillegg er det registrert en mindre svakhetssone langs taket. Bergmassekvaliteten er dårlig til svært dårlig, Qsnitt 2,44 og Qmin 0,71. Sonen har ikke blitt markert som en svakhetssone i konkurransegrunnlaget, men det har heller ikke blitt utført seismiske undersøkelser i området. Dersom terrengmodellen studeres enda en gang er det sannsynlig at dette er et resultat av det første sukket under de store løsmassene. De delene av sonen som ikke har markert svakhetssone er sikret med 24 stk. 3 m lange bolter i snitt per salve. Mens de områdene med svakhetssone har 17 stk. 3 m lange bolter og 18 stk. 4 m lange bolter i snitt. Løp B har bedre bergmassekvalitet, dårlig til middels kvalitet. To svakhetssoner smalere enn 1 m er markert på tvers av tunnelen, der den ene bare er i nordre vegg. Talk belegg er notert i den ene svakhetssonen. Dessuten har berget markert et leirinfisert område. Målinger utført av SINTEF viser at leiren har høyt svellepotensiale. 17 stk. 4 m og 3 m bolter er installert i de markerte områdene (34 totalt). Utfall i fra hengen er markert (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 42

Gneis-fyllitt kontakten kom 700 m før antatt, ca. pel 7040. Overgangen til fyllitt var brå, deretter var det noe veksling mellom gneis og fyllitt. Svakhetssonen bestod av oppsprukket og oppknust fjell med noen leirsoner. Bergmassekvaliteten var så dårlig at bergmassen var knust ned til grus og sand. Figur 20 viser hvor oppknust massene var ved nedre del av stuff i løp 24, pel 7033-7036. Bergmassekvaliteten i løp B var dårligst, med en gjennomsnittverdi på 0,35,

Qmin 0,095 og Qmaks 0,83.

Bergmassekvaliteten i løp A var svært dårlig. Snittverdien lik 0,78 med Qmin 0,63 og Qmaks 1,1. Et bilde fra hengen viser tette og flattliggende sprekker (se figur 21). Dette øker faren for gravitativt indusert ras. Orienteringen på sprekkene samsvarer med foliasjonssprekkene som fra kartleggingen på Hundvåg har strøk Ø-V og 10-65 grader fall mot syd.

Sprengningen foregikk ved todelte 3 m lange salver. ”Road-header” ble benyttet for å renske fjellet på en skånsommere måte. Stuffen måtte sprøytes inn før sikring kunne installeres. Det ble benyttet forbolter, buer, fjellbånd, E1000 sprøytebetong og 4 m lange bolter gjennom sonen. I tillegg har det blitt utført flere injeksjoner i begge løp. Sonen skulle egentlig være under sjø, men viste seg å være på land (Jensen, 2015).

Figur 20 Nedre salve til svakhetssone 42 (Jensen, 2015)

Figur 21 Bilde fra heng i taket. Bergmassen er oppsprukket med tette og flattliggende sprekker (Jensen, 2015)

Svakhetssone 42b

Svakhetssone 42b kom bare fem salver etter nr. 42. Bergmassekvaliteten i løp A er svært dårlig, Qsnitt 0,9, og dårlig i løp B, Qsnitt 1,74. Sonen har blitt sikret med tilsvarende tung sikring som 42. Løp A har blitt sikret med 25 stk. 4 m lange bolter i snitt per salve. En salve har 21 stk. 3 m lange bolter, og noe færre 4 meters bolter. Fire sett med speiling er brukt gjennom sonen. 7 buer har blitt satt opp med 6 armeringsjern hver og noe fjellbånd. Hovedsakelig har 3 m lange salver blitt brukt i begge løp. Også dette løpet har installert 7 buer med 6 armeringsjern hver. 18 stk. 3 m lange bolter i snitt per salve, og 24 stk. 4 m lange bolter totalt. Fire speiling er montert gjennom sonen. Forboltingen fortsetter frem til svakhetssone 42c (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 42c

I løp B har forboltingen fortsatt i de tre salvene mellom svakhetssone 42b og 42c. Q-verdien i dette området har vært 2,2 i snitt. For tilsvarende område i løp A er Q-verdien lavere, 1,27. Ekstra bolting har blitt gjennomført i området, 31 stk. 4 m bolter.

Svakhetssone 42c har svært dårlig bergmassekvalitet på henholdsvis 0,62 og 0,87 i løp A og B. Sonen er registrert i venstre vederlag/tak i løp A. Og høyre vederlag/tak for løp B. Derfor er sonen plassert mellom tunnelløpene.

Forboltingen i løp B fortsetter gjennom hele sonen og 3 salver forbi. 20 stk. 4 m lange bolter i snitt. 3 buer har blitt installert. Fjellbånd har ikke blitt benyttet. Det har ikke blitt installert forbolter i starten av denne sonen i løp A. 10 buer er montert. Når bue-byggingen starter er det montert 27 stk. 5 m lange bolter i den første salven på 6 m. De tre neste salvene (3 m) har en kombinasjon av tre og fire meters bolter, snitt 6 stk. 4 m og 11 stk. 3 m. For de resterende salvene (3 m) er det 26 stk. 4 m bolter (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 41

Denne svakhetssonen er bare markert i løp A. Bergmassekvaliteten til salvene er middels, Qsnitt 4,4. Over fem salver, der to av dem har redusert salvelengde lik 3 m, har det blitt brukt 11 stk. 4 m og 10 stk. 3 m bolter i snitt. 18 m3 sprøytebetong har gått med til hver salve.

Løp B har to salver med svært dårlig bergmassekvalitet, Qsnitt 0,94. Den første salven (Q=0,95) er 6 m lang og har blitt sikret med 40 stk. 4 m bolter. Mens den neste salven (Q=0,94) har redusert salvelengden til 3 m, installert forbolter og montert 29 stk. 4 m bolter. Også neste salve har blitt forboltet, men Q verdien er høyere (1,7) og 28 stk. 4 m bolter har blitt installert (Statens vegvesen, 2015).

Svakhetssone 40, 39, 38 og 37

Disse svakhetssonene ble enten ikke funnet eller registrert som korte og smale svakhetssoner uten stor betydning for verken bergmassekvaliteten eller sikringsforbruket. Svakhetssone 40 skulle treffe på langs av løp 23. To smale svakhetssoner krysser hverandre i taket til dette løpet (pel 7305-7320). Disse kan være svakhetssone 39 og 40, som etter prognosene muligens kan krysse hverandre i dette området. I løp 24 er det markert en smal svakhetssone på tvers i høyre vederlag. Antageligvis er det spor av det som skulle vært nr. 39. Svakhetssone 38 er markert i samme løp som smale soner på langs av vederlagene (pel 7386-7394). Nr. 37 ble ikke funnet i noen av løpene (Statens vegvesen, 2015).

”Svakhetssone 36”

Svakhetssone 36 var på forhånd antydet å ligge langs bergartsskillet mellom Boknafjorddekket og Visteflaket. Bergartsskillet kom ca. 700 m før antatt, mens svakhetssone 36 var lokalisert i fjordbunnen av Kistesundet. Sonen strekker seg over et lengre området på 98 m (løp A) og 122 m (løp B). Det er smale svakhetssoner som hovedsakelig er plassert på begge sider av vegg og vederlag, nærmest i symmetrisk mønster. Bergmassekvaliteten i området er middels, og ikke noe betydelig dårligere enn de omliggende massene. Svakhetssonen har derfor verken bidratt til særlig forverring av kvaliteten eller supplerende sikring (Statens vegvesen, 2015).

Sandøya (35, 35b, 34b, 34c, 34d, 34e, 34f og 34g)

På Sandøya var det færre svakhetssoner enn det konkurransegrunnlaget anslå. Av de fem sonene som skulle komme var det bare tendenser til tre. Kvaliteten på sonene relativt gode. I løp B var det nesten ikke antydninger til diskontinuiteter. Mens løp A hadde en sone (34c) som krevde tre sett forbolter, 3/4 m lange bolter og sprøytebetong, i tillegg til reduserte salvelengder på 3 m. Minste Q-verdi som ble registrert er 0,83. I løp A var det også en svakhetssone på tvers av tunnelen med dårlig bergmassekvalitet og leire med 0,1 MPa

36 svelletrykk. Til tross for 85 m avvik er det tolket å være sone 34e. 3-4 m lange bolter og sprøytebetong ble brukt for å sikre sonen. Tilsvarende er det registrert en smal svakhetssone i løp B. Begge løp har langsgående sprekker/slepper/svakhetssoner over et område på 45- 145m, mest markant i løp A (Statens vegvesen, 2015).

3.2.3 Prognoser vs. erfaringer frem til pel 8604 (løp A) / 8704 (løp B)

Prognosene for bergartsskillet Boknafjorddekket-Visteflaket var tolket feil. Det som egentlig var sone 42 registrert med 2500 m/s viste seg å være grensen. I ettertid har det blitt diskutert hvorfor dette ikke har blitt tolket som en svakhetssone. Flere av svakhetssonene som var tolket på forhånd har ikke blitt funnet i tunnelen. Selv om sikringsomfanget har vært større på denne entreprisen har forholdene vært bedre enn forventet. Fra analysen gjennomført i dette kapittelet har 11 av 19 svakhetssoner blitt funnet i tunnelen. Av disse er disse har tre soner krevd tung sikring i form av forbolter og buer (Statens vegvesen, 2015). Driveforholdene har vært bedre enn forventet. Særlig fyllitten har vært bedre enn sitt rykte (Riste, 2015).

3.4 Erfaringer fra andre prosjekter

Denne delen gir en kort oversikt over sikring- og stabiliseringsfilosofiene som ble analysert i prosjektoppgaven. Hovedfokuset har vært krevende svakhetssoner med større betydning for drivingen. For de nærliggende prosjektene er også den generelle sikringssituasjonen beskrevet. Bare problemsonene er omtalt for de andre prosjektene. Henviser til prosjektoppgaven for mer utfyllende informasjon (Lausund, 2014).

3.4.1 Rennfastforbindelsen

Berggrunnen i Mastrafjordtunnelen er Boknafjorddekket, mens Byfjord tunnelen befinner seg i Visteflaket. Driveforholdene i Mastrafjordtunnelen var grei, et mindre område ble injisert for å oppnå stabilitet (Nærum, 1991). På grunn av flattlitliggende benker måtte hengen sikres med supplerende sikring, uten at det resulterte i stabilitetsproblemer. Tunnelen ble sikret med 4-4,5 bolter og 1,4m3 sprøytebetong per tunnelmeter (Norconsult,2012a). Til sammenligning ble Byfjordtunnelen sikret med 3,6-4,7 bolter per tunnelmeter og 1,7-2 m3 fiberarmert sprøytebetong (Norconsult, 2012b). Den vanskeligste sonen var en 75 m brei svakhetssone som måtte sikres med tung sikring inkludert forbolter og full utstøpning. I denne sonen var det skviseforhold (Nærum, 1991). I utgangspunktet ble deler av sålen støpt (ikke midtre partier). Etter tunnelen var åpnet har sålen gradvis blitt skvist. Derfor har sonen blitt

37 ettersikret med fult sålestøp (Riste, 2015). Fra seismiske undersøkelser ble 18 svakhetssoner i Byfjordtunnelen og 7 i Mastrafjordtunnelen registrert. Hastighetene var i området 2600-4000 m/s, med hovedvekt i øvre siktet rundt 3500-4000 m/s (Nesje, 2007).

3.4.2 Finnøytunnelen

Også Finnøytunnelen er plassert i Boknafjorddekket. Gjennomsnittlig har området blitt sikret med 5 bolter og 2,5 m3 sprøytebetong per tunnelmeter. Totalt har 170 sprøytebetongbuer blitt installert. To områder måtte sikres ekstra godt. 400 m fra Rennesøy møttes to kryssende leirsoner i taket. Dette gjorde at hengen raste, delvis utløst av vann. Tung sikring inkludert støp på stuff måtte til for å drive gjennom sonen. Frem mot et 30 m vidt kryss var det registrert en lavhastighetssone. Denne ble drevet med reduserte salver og forbolter . På grunn av dårlig kvalitet mot krysset ble det gjennomført spenningsmålinger for å kontrollere innspenning og utført kjerneboring. Det ble valgt å først drive en pilottunnel. Kvaliteten var bedre enn først ventet, og kunne sikres med sprøytebetong og bolter (Gilje, 2009). 48 svakhetssoner ble på forhånd registrert ved hjelp av seismikk i området rundt tunneltraseen. Hastighetene var hovedsakelig 3400-4000 m/s. Minste hastighet var i forkant av krysset med 2300 m/s (Nesje, 2007).

3.4.3 T-forbindelsen

De vanskeligste driveforholdene var i bunnen av Førresfjorden og Karmsundet. Disse områdene hadde svært dårlig til ekstremt dårlig kvalitet, og utgjorde 4 % av tunnellengden. Gjennomsnittsforbruket i tunnelen var 5,4 bolter og 4,1 m3 sprøytebetong per tunnelmeter. I utgangspunktet var det planlagt full utstøpning gjennom sonene, men en kombinasjon av forbolter og buer ble benyttet i stedet. Totalt ble det montert 11130 forbolter i hele tunnelen (Moen, 2012). 42 svakhetssoner var registrert av seismiske undersøkelser fra 2000 til 4000 m/s (Nesje, 2007).

3.4.4 Bjorøytunnelen

Problemområdet var en ukonsolidert og ensgradert sone bestående av siltig sand med kullfragmenter og fullt vanntrykk. Ettersom det ikke var utført seismiske undersøkelser på

38 forhånd kom dette svært overraskende på arbeiderne. For å stabilisere sonen ble det utført forinjisering. Første ble det injisert med mikrosent og deretter akryl (løsmasser) eller ultrafint sement (berg) under et høyere trykk. Stuffen stod stille i fire måner for å stabilisere og undersøke sonen (blant annet kjerneboring). Sonen ble drevet med reduserte salver/pigging/graving med forbolter, radielle bolter, sprøytebetong, buer og sålestøp. Utsatte partier ble påført supplerende sprøytebetong og swellexbolter (Holter, Hegrenæs & Johansen, 2009 ; Aagaard, Holter & Johansen, 1995).

3.4.5 Atlanterhavstunnelen

En knusningssone i Atlanterhavstunnelen tok over ti måner å drive gjennom. Årsaken til dette var en vannførende knusningssone lokalisert 230 m under havnivå. På havbunnen var det 20 m morener og bergoverdekningen var 45 m. Etter hurtig rasprogresjon på stuff (5-6 m etter noen timer) ble det besluttet å plugge stuff. Deretter fulgte flere måner med ulike tilpassinger for å drive og sikre/stabilisere sonen. Omfattende injisering med mikrosement ble utført for å tette vannlekkasjene. Forsiktig driving med todelte salver og delvis pigging ble brukt gjennom sonen. Tung sikring ble installert. Etablering av ekspertgruppe var essensielt for å utføre denne vurderingen. Flere svakhetssoner med samme seismisk hastighet var drevet i forkant (Karlson, 2008).

3.4.5 Ålesundtunnelene

Etter rasutvikling (8-10 m over hengen) i Ellingsøytunnelen bestemte arbeiderne seg for å støpe igjen stuff. Det ble foretatt kjerneboring gjennom sonen for å kartlegge de geologiske forholdene. Boringene indikerte 5 m knust materiale, 2 m sleppe og 2,5 m ”rød knusningssone”. Denne knusningssonen er ikke uvanlig i Møre og Romsdal og Trøndelag. Det ble besluttet å bruke reduserte salver, forbolter, sprøytebetong, radielle bolter og betongutstøpning. Vannlekkasjer ble tettet ved hjelp av injisering og drenasjehull. Til tross for tyngre sikring oppstod enda et ras på stuff (3-4 m over hengen). Ved å kjernebore før svakhetssoner og bruke tettere spilingrunder har tilsvarende soner blitt drevet i Valderøytunnelen (Olsen & Blindheim, 1987).

3.4.6 Oppsummering fra andre prosjekter

Ingen av de nærliggende prosjektene har opplevd store driftsstans pga. svakhetssoner. Men krevende sikring har vært nødvendig i enkelte svakhetssoner. Flere av problemsonene har vært mulig å drive gjennom ved reduserte og oppdelte salver kombinert med forbolter. Dette har vært en god måte å stabilisere dårlig materiale med liten oppetid. Vann har delvis vært en utløsende faktor. Injisering har blitt brukt for å tette vannlekkasjer. I forbindelse med Bjorøytunnelen og Atlanterhavstunnelen var injiseringsarbeidet krevende og tok svært lang tid. Både Finnøytunnelen og Ålesundtunnelene møtte leirsoner. Ettersom leire har lite oppetid er det viktig å stabilisere i forkant. Nytteverdien av sonderboring og eventuelt kjerneboring har vært stor i forbindelse med uventede og krevende forhold. Tabell 6 oppsummerer sikringsforbruket gjennom de omtalte svakhetssonene.

Tabell 6 Oppsummering fra andre prosjekter (fra Lausund, 2014)

Tunnel Son Seismisk Materiale Sikring ebre hast. dde Rennfast: 75m 3100- Fyllitt Doble spiling (c/c0,4m, 7.5m) Byfjordtunnel 1 3600m/s Bolt Fiberarmert sprøytebetong Betongutstøpning (143m) Delvis sålestøp Finnfast 17 ukjent Kryssende Etterinjeksjon leirsoner Doble forbolter Buer Støp inkludert såle 45m 2300m/s Knusningss Injeksjon one Forbolting Sprøytebetong Bolt Bånd Sprøytebetongbuer Sålestøp ukje ukjent Kryss CT-bolter nt Fiberarmert sprøytebetong Ekstensometer T-forbindelsen 80- 3000- Knusningss Injisering 85m 4000m/s one Forbolting (granittisk Sprøytebetong (M40) gneis) Bolt (CT-bolt/THOR-bolt) Sålestøp Buer

27m 3100m/s Knusningss Doble spilingbolter med buer one Sålestøp Bjorøytunnelen 40m 2500m/s Sandsone Injisering 2 lag spilingbolter (25mm kamstål) Bolter Sprøytebetong (10cm) Armerte ribber Sålestøp Hvelvstøp Atlanterhavstunn 30- 2800m/s Knusningss Injisering elen 40m one med Forbolter (kamstål/ischebeckstag) vann Sprøytebetong Bolter Fjellbånd Sprøytebetongbuer Ellingsøytunnelen 17m 3000- ”Rød Injisering og drenasjehull 4000m/s knusningsso 2-3lag spiling(c/c30-50cm, 8m) ne” Sprøytebetong Innstøpte bolter, 3m lang Betongutstøpning

Kapittel 4 Drivefilosofi

Planlagt drivefilosofi i Ryfylketunnelen er basert på 5 meter lange salver og systematisk sonderboring gjennom hele tunnelen. Dersom det sonderbores for hver tredje salve bores 23 m lange sonderhull 14 i forhold til tunnelaksen. Kravet er 8 m overlapp mellom skjermene. Det bores hovedsakelig fire sonderhull for hver skjerm (Mauset, 2015). Dette må tilpasses de stedlige forholdene. Ved dårlig bergkvalitet bør salvelengdene reduseres og/eller oppdelt tverrsnittet. Antall sonderhull bør økes, og behov for kjerneboring vurderes. Sonderboring benyttes for å få informasjon om vann- og bergforhold. Innlekkasjekravet for tunnelløpene tilsammen er 20 l/min/100meter, 2 l/min fra ett sonderhull eller 5 l/min for samlet skjerm. Byggherren kan også bestemme at det er nødvendig med kontrollskjerm. Siden det er 2 løp skal ene løpet drives lengre fremme enn det andre for å samle informasjon til det andre løpet. I konkurransegrunnlaget er det foreslått en margin på minimum 50 meter (Norconsult, 2012a).

4.1 Vurdering av stabilisering- og sikring Tilstrekkelig bergsikring er avgjørende for å skape en trygg tunnel for både arbeiderne og brukerne. Derfor skilles det mellom permanent sikring og arbeidssikring. Sistnevnte skal skape trygge arbeidsforhold under driving. Utstyret må minimum dimensjoneres for tidsrommet frem til permanent sikring er installert. Det er entreprenørene (AF gruppen og

Marti IAV) som er ansvarlig for dette. For å begrense totalforbruket av utstyr har det blitt vanlig å integrere det i den permanente sikringen. Byggherren (Statens vegvesen) har ansvar for permanent sikring (NFF, 2008). Dette bestemmes fortløpende under driveprosessen i den grad det er mulig (Mauset, 2015). Økt fokus på bestandighet skaper har resultert i ønske om å bygge vedlikeholdsfrie tunneler. Dette innebærer at sikringen dimensjoneres for at tunnelen skal være vedlikeholdsfri i sin levetid, opptil 100 år. Dette stiller store krav til utstyret (NFF, 2008). Sikringsbehovet avhenger av bergmassekvaliteten. I følge veilederen til Eurokode 7 (Norsk bergmekanikkgruppe, 2011) er det fire ulike metoder å bestemme bergteknisk prosjektering :

 Beregningsmetoder  Konstruktive tiltak  Prøvebelastning og modellprøving  Observasjonsmetoden

Beregningsmodeller kan være analytisk, halvempirisk eller numerisk. Q-metoden er en halvempirisk metode og brukes for å klassifisere bergmassen. Også internasjonalt er denne metoden mye brukt. Fra dette systemet blir bergmassen delt inn i klasse A – G. Skjema for kartlegging av Q-verdi er gitt i vedlegg 11. Denne metoden blir brukt for å bestemme sikringen i Ryfylketunnelen av Statens vegvesen.

I denne oppgaven vil det utført numeriske modellering gjennom programvaren Phase2. Det er forbeholdt de tre kommende svakhetssonene som skal evalueres mer detaljert. Modellering blir gjennomgått i kapittel 8.2.

Konstruktive tiltak bruker erfaring og normal praksis fremfor beregningsmodeller. Dette er vanlig dersom det ikke er mulig å sette opp troverdige beregningsmodeller. Eller at det ikke er ansett som nødvendig. For Ryfylketunnelen har seismikk blitt utført over hele lengden. Derfor er det antatt at det er mulig å lage beregningsmodeller. Vurdering av design for resterende deler av tunnelen har to fordeler. For det første står Ryfylketunnelen i et område med flere ferdige undersjøiske tunneler. Disse representerer mye ”gratisinformasjon”. En vesentlig del av prosjektoppgaven gikk ut på å samle inn og gjennomgå erfaringsdata fra sammenlignbare undersjøiske tunneler. For detaljert

42 informasjon henvises det til prosjektoppgaven med tittelen ”Analyse av ingeniørgeologiske forhold av spesiell betydning for stabilitet og sikringsbehov i Ryfylketunnelen” (Lausund, 2014). Den andre fordelen er erfaringsdata fra drivingen (40 % av tunnellengden) tilgjengelig. Under vurdering av sikring og sammenstilling av Q-verdier og seismisk hastigheter har informasjon fra disse tunnelene blitt brukt i den grad det har vært hensiktsmessig. Sammen gir disse gode indikasjoner for design som er tilpasset lignende forhold. Prøvebelastning og modellprøver brukes hovedsakelig for løsmasser, og ikke bergtekniske formål. Svelletester har blitt utført i forbindelse med leirmateriale. Studenten har gjennomført noen svelletester, og styrketester i forbindelse med bergartene. Disse undersøkelsene blir gjennomgått i kapittel 5, laboratorietester.

Observasjonsmetoden brukes som dokumentering fremfor bestemmelse av design under prosjekteringsstadiet (Norsk bergmekanikkgruppe, 2011). I konkurransegrunnlaget har Norconsult skrive at installering av konvergensmålere bør vurderes i svakhetssoner (Norconsult, 2012a/b).

Følgende fremgangsmåte blir brukt for å bestemme sikring og drivemetode for resterende deler av tunnelen: 1. Q-metoden i sammenstilling med seismisk hastighet 2. Erfaringer fra andre prosjekter og driveperioden 3. Modellering i Phase2 For prosjektet er observasjonsmetoden en viktig metode for å verifisere sikringsbehovet. Men dette kan ikke utføres her.

4.2 Bergsikring- og stabiliseringsmetoder

Oversikt over aktuelle sikrings- og stabiliseringsmetoder (NFF, 2008):  (For)bolting  Fjellbånd  Sprøytebetong  Sprøytebetongbuer  Gitterbuer  Betongutstøpning  Injisering

 Rørskjerm  Frysing

Den vanligste sikringsmetoden er kombinasjonen bolting og sprøytebetong. På Solbakk har henholdsvis 98,13% (frem til pel 17270) og 97,97 % (pel 17243) av løp A og B blitt sikret med denne tradisjonelle sikringsfilosofien. Tilsvarende har forbruket på Hundvåg vært noe lavere, 92,52 % (pel 8645, løp A) og 92,54 % (pel 8740, løp B). Årsaken til dette er flere krevende svakhetssoner. For å drive gjennom svakhetssoner med lav bergmassekvalitet kan det være nødvendig med sikring foran stuff.

Bolting Forbolting/spiling brukes foran stuff når bergmassekvaliteten er lav, klasse E eller F. Boltene hindrer potensielt nedfall ved å avstive sonen. Dette bidrar til å opprettholde det teoretisk tverrsnittet under driving av neste salve. I utgangspunktet er sikringen ment å være en stabiliseringsmetode frem til permanent sikring er installert. Dersom boltene korrosjonsbeskyttes vil de inngå som en del av den permanente sikringen. Hovedsakelig har det blitt brukt tradisjonelle 6 m lange kamstålbolter, Ø32 mm. Noen ischebeck-stag (selvborende) har blitt montert på Solbakk. Den monteres i dårlig og ustabil bergmasse. Forbolter kan forankres i fjellbånd, sprøytebetong, radielle bolter og/eller sprøytebetongbuer, se figur 22. Sprøytebetongbuer brukes i krevende soner. Det er også mulig å installere to eller flere raster med forbolter. Bakforankringen utgjør typisk 1 meter av boltelengden ved 6 m lengde (NFF, 2008). Til nå har det blitt brukt fjellbånd, sprøytebetong og 6 kamstålbolter til forankring av forboltene, i tillegg har noen buer blitt montert i ettertid (Statens vegvesen, 2015). Fjellbånd monteres for å forankre bolter i fjellet.

Figur 22 Forbolter forankret med sprøytebetongplate, radielle bolter og sprøytebetongbuer (Statens vegvesen, 2010)

Bolting på stuff er en vanlig sikringsmetode, og kan foregå usystematisk eller systematisk. Usystematiske bolting prøver å forankre løse enkeltblokker i godt berg. Mens systematisk bolting i tillegg danner en trykkbue på tverrsnittet. Usystematisk bolting brukes bare ved god bergmassekvalitet, klasse A/B (Statens vegvesen, 2010). I kontrakten stilles det krav om CT-bolt (Mauset, 2015). Dette er mest brukte bolten i norske tunneler. CT-bolten er en innstøpt ekspansjonsbolt med dobbel korrosjonsbeskyttelse. Vegvesenet stiller krav til at bolter til permanent sikring må gyses. Kombinasjonsbolter er mye brukt fordi de både gir øyeblikkelig (endeforankret bolt) og permanent sikring (gyst bolt) (Nilsen & Broch, 2011). Injiserbare bolter brukes når det er fare for at vann vasker ut gysemassene. På Solbakk har noen Fin-bolter fra Vik-Ørsta blitt installert (Mauset, 2015).

Sprøytebetong Sprøytebetongen fungerer ved å sementere sammen løse deler og åpninger. Og vil i lag med bolter være med å forsterke overflaten både øyeblikkelig og permanent. Stor utvikling i betongteknologien har gjort det mer effektiv å påføre tykkere og mer korrosjonsdyktige lag (Nilsen & Broch, 2011). Et viktig tilsetningsstoff er fiber som øker seigheten og dermed også energiabsorbsjonen. Det resulterer i at sprøytebetongen kan ta imot mer deformasjon. Under land har det blitt brukt stålfiber, mens de undersjøiske delene plast på grunn av korrosjonsforhold. Ryfylketunnelen har vært plaget av at plastfiberet forsøplet kysten som ”blindpassasjer” når sprengningsmassene ble dumpet i sjøen. Det har resultert i ekstraarbeid, i tillegg til negativ omtale og økt motstand blant lokalbefolkning (http://www.tu.no/vareveger/). Fra 18 mi gikk de tilbake til en ny type stålfiber (Mauset, 2015).

Sprøytebetongbuer Det har vært en overgang fra å bruke full utstøpning til sprøytebetongbuer kombinert med forbolter. Begge metodene oppnår en hvelvvirkning på tverrsnittet. Sikringsmetoden er både mer praktisk, mindre tidkrevende og har lavere kostnad. Enkeltbuer er mest brukt i Norge, men dersom det er større deformasjoner bør dobbeltarmerte sprøytebetongbuer vurderes. Figur 23-24 skissert enkelarmert og dobbelarmert sprøytebetongbue. Sistnevnte har blitt videreutviklet fra en enkeltarmert sprøytebetongbue.

Figur 23 Enkelarmert sprøytebetong (SVV, 2010) Figur 24 Dobbelarmert sprøytebetong (SVV, 2010)

Ved ekstremt dårlig kvalitet kan både dobbelarmert sprøytebetongbuer og gitterbuer vurderes. Gitterbuer er dessuten praktisk dersom det er lite plass (Statens vegvesen, 2010). Til nå har bare enkeltbuer blitt installert i Ryfylketunnelen (Statens vegvesen, 2015).

Gitterbuer er sammensatt av ferdigvalset kamstålelementer. Fordelen med disse er at de gir et jevnt trykk og er raske å montere. Disse er montert i et gittermønster langs teoretisk tverrsnitt. Buene er ikke deformerbar. Deretter sprøytes buen inn med fiberfri sprøytebetong. (NFF, 2008). Eksempel på en type gitterbue er Pantex. Ulempen med disse er at de ikke kan skreddersys til tverrsnittet slik som armerte sprøytebetongbuer kan. Og er derfor ikke gunstig i tilfeller som avviker fra ideelt profil (Holmøy & Aagaard, 2002). Figur 25 er et bilde av gitterbuer ved Eiganestunnelen. Figur 25 Gitterbuer fra Eiganestunnelen (privat)

Betongutstøpning Betongutstøpning har i stor grad blitt erstattet av sprøytebetongbuer. Men fremdeles er det tilfeller der denne sikringsmetoden anses for å være enerådende. Dette gjelder for spesielt kritiske soner med rasutvikling, svelleleire eller vannførende knusningssoner (NFF,2008). Statens vegvesen har 2 krav om utstøping (Statens vegvesen, 2010):

 Dersom svelleleiretrykket er over 0,5 MPa fra ødometertest. Gitt at den følger tunnelen eller har en bredde lik 2 m.  Når bergoverdekningen er kritisk

Det eksisterer to former for betongutstøpning, drenert og udrenert konstruksjon, se figur 26- 27. Den udrenerte løsningen er dryppfri, men samtidig svært kostbar og tidkrevende (NFF, 2008). Dersom disse spesielle forholdene oppstår vil drenert utstøpning være det mest optimale alternativet, både med hensyn på tid, kostnad og nytteverdi.

Figur 27 Drenert betongutstøpning (NFF, 2008) Figur 26 Udrenert betongutstøpning (NFF, 2008)

Injisering Injisering kan enten foregå foran stuff eller bak (etterinjisering). Forinjisering brukes nærmes synonymt med vannsikring. Ettersom det har vært store framsteg i tilknytning til både utstyr, materiale og metode har dette blitt en stadig viktigere del av norsk tunneldrift. I utgangspunktet var fokuset å få vann bort fra stuff. For undersjøiske tunneler er det viktig å unngå kontakt med reservoaret. Norge består av bergarter som kan karakteriseres som typisk sprekkeakvifer. Det betyr at vann hovedsakelig er assosiert med sprekker. Dersom sprekkene blir fylt med injeksjonsmateriale vil sprekkene limes sammen og vannføringen tettes. Dermed vil også friksjonen øke og stabiliteten forbedres. Dette kan forbedre Q-verdi parameterne Jw og RQD. Resultatet er en høyere Q-verdi som indikerer bedre bergkvalitet. Det er en nyttige bruksområder i svakhetssoner. Ekstreme tilfeller med både dårlig kvalitet og store vanninnbrudd er skrekkscenario for alle tunnelarbeidere. Norsk tunneldrift bruker vanligvis høyt trykk, opptil 100 bar, for å oppnå god inntrenging (NFF, 2002).

Jet-injisering Jet-injisering kan utføres i soner med løsmassekarakter. Best egnet til leire-, silt- og

47 sandfraksjoner med lav til moderat konsolidering. Metoden går ut på å bore i løsmassene og deretter spyle sementmørtel under høyt trykk (ca. 400 bar) mens røret roteres tilbake. Prosessen både fragmenterer og erstatter løsmassene med mørtel. Metoden bidrar derfor til delvis masseutskifting. Og resulterer i en 40-80 cm tykk sementsone. Selv om metoden ikke er vanlig i Norge er den det ellers i Europa (NFF, 2008).

Rørparaplymetoden Rørparaplymetoden er en annen stabiliseringsmetode for soner med delvis løsmassekarakter. Metoden monterer perforerte stålrør i en vifteform i deler eller hele tunnelhengen. Det injiseres gjennom rørene slik at det dennes en ”paraply” over tunnelen. Stålrørene har en relativt stor tykkelse, typisk Ø75-120mm (5-7mm veggtykkelse). Den store diameter resulterer i en stivere konstruksjon sammenlignet med forbolter som igjen er mer stabilt. I tillegg er metoden veldig presis, og kan derfor bore opptil 15-20 m uten avvik. Rørlengden er sammensatt av flere rør, og kan derfor injiseres seksjonsvis gjennom enkeltrør eller over hele lengden (NFF, 2008).

Etter metoden ble utført gjennom et kritisk område ved Holmestrandtunnelen har denne fått mer oppmerksomhet i Norge. Under driving viste det seg at 60 meter av tunnellengden hadde manglende eller ingen bergoverdekning. Etter flere undersøkelser og vurderinger ble det besluttet å bruke rørparaplymetoden. Prosedyren var å montere 15 m lange stålrør (3 m per rør), Ø114 mm, v/c 0,8-0,5 (opptil 15 bar) og c/c 30 cm, illustrert i figur 30. Inni stålrørene ble det montert 12 m lange Ø32 mm kamstålbolter for å sikre skøytene. En ny rørskjerm ble etablert for hver 7 meter, altså en dobbel rørparaply. Salvelengden ble redusert til bare 1 meter. Tverrsnittet ble delt i to deler der rørparaplyen ble montert i det øvre profilet. For å få plass måtte tverrsnittet utvides. Den nedre delen bevarte opprinnelig profildimensjoner. På stuff ble tunnelen sikret med bolter, sprøytebetong, armeringsnett og stålbuer (c/c 1m). Selve drivingen gjennom den 60 meter lange sonen tok 17 uker. Totalt sett har Jernbaneverket (byggherren) en positiv erfaring tilknyttet brukes av rørparaplymetoden i Smekkestadentreprisa, Holmestrandtunnelen (Drageset, 2014). Løsmassene er tegnet inn i profilet i figur 29.

Figur 28 Montering av rørparaply ved Snekkestad (Drageset, 2013)

Figur 29 Illustrasjon av problemsonen ved Snekkestad (Dragset, 2013)

Figur 29 Illustrasjon av løsmassesonen ved Snekkestad (Dragset, 2013)

Frysestabilisering Grunnfrysing er en stabiliseringsmetode i løsmasser, dårlig berg og rasområder. Metoden går ut på å fryse en ønsket sone slik at bergmassestyrken øker og vanntetthet oppnås. Metoden er bare midlertidig og er svært tidkrevende å sette opp. I forbindelse med undersjøiske tunneler reduserer saltet i vannet å fryseevnen (Nilsen & Broch, 2011; NFF, 2008). Denne metoden har ikke blitt brukt siden Oslofjordtunnelen.

4.3 Sikring av svakhetssoner

Dersom det er en svakhetssone i tunnelløpet må drivingsmetoden tilpasses særskilt. Faktorer som spiller inn er sonebredde (måles vanligvis vinkelrett på strøket), orientering, vanninnhold, tunneldimensjon, omliggende berg og sonekarakter.

Viss sonen er brei, dvs. mer enn 2-3 m, vil den utgjøre en egen konstruksjon (NGI, 2013). Sikringen må dimensjoneres for å bære hele lasten. Bergmassen har lav stivhet, E-modulus, og vil deformeres dersom sikring ikke installeres (NFF, 2008).

Smale svakhetssoner, mindre enn 0,5-3 m, vil derimot kunne forankres i sideberget som i figur 30. Derfor vil kvaliteten på omliggende bergmasser ha betydning for den totale bergkvaliteten på sonen. Sideberget bør være sikringskategori 3 eller bedre. Typisk vil 1 m på hver side av sonen integreres i svakhetssonen. Ligning 1 beregnes midlere Q-verdi for sonen og sideberget (NGI, 2013):

푏×푙표푔푄푧표푛푒+푙표푔푄푠푟 퐿표푔푄푚 ≡ Ligning 1 푏+1

Qm – gjennomsnittlig Q-verdi for svakhetssonen og sideberget Qzone – svakhetssonens Q-verdi Qsr – sidebergets Q-verdi b – bredden av svakhetssonen målt langs bergrommets akse

Figur 30 Svakhetssone i kompetent berg (NFF, 2008)

For smale sprekker har en dominerende del av tunnelkonturen høy E-modul. Dette er den vanligste formen for svakhetssoner i Norge. Berget kan inngå som en del av bergsikringen, og lokale forsterkninger må vurderes (NFF, 2008).

Et annet viktig stabilitetsmoment er ugunstig orientering av sprekker. Q-systemet inkluderer ikke geometrien til sprekkene. Kryssende sprekkeplan nærme tunnelkonturen er særlig ustabilt. Det kan være at sprekkene danner en kile. Slike tilfeller må sikres særskilt (NGI, 2013).

Teknologirapport 2538 skildrer en generell fremgangsmåte for driving gjennom svakhetssoner som krever tung sikring (Statens vegvesen, 2010): 1. Etablere en sikringssone 15 m foran antatt svakhetssone. Utvidet sonderboring og eventuelt kjerneboring. 2. Ved installering av tung sikring må det vurderes å utvide profilet for å få plass. 3. Forinjisering med boreparametertolkning. 4. Forbolt heng, eventuelt vegg. Boltene skal gyses. Sålen skal stabiliseres dersom det er bergklasse F. 5. Monter buer som bakforankring til boltene. Buene sprøytes før neste salve. 6. Reduser salvelengden og/eller del opp tverrsnittet.

7. Kartlegging og vurdering av sikring. 8. Påfør 15-25 cm sprøytebetong i heng, eventuelt også stuff. 9. Systematisk bolting. Boltene gyses. 10. Sonderboring og injisering ved behov. 11. Nye forbolter osv.

Andre forhold som påvirker sikringsomfanget er kontursprengning og rensk. Ved å bruke en god sprengningsteknikk påføres bergmassen mindre belastning. Det resulterer i en bedre kvalitet og mindre sikringsomfang. En annen metode for å redusere sikringsomfanget er god rensk. Dersom detaljert rensk innføres som en del av drivingen vil det redusere omfanget av ustabile blokker. Dette må sees i sammenheng mellom tid- og kostnadsforbruket det tar å renske kontra supplerende sikring. For å reduseres belastningen på bergmassen bør salver reduseres og tverrsnittet eventuelt deles opp i forbindelse med svakhetssoner (NFF, 2008).

Kapittel 5 Stabilitetsproblemer

5.1 Utløsende faktor Stabilitetsproblemet i tunneler kan være av svært forskjellig karakter, selv innad i et prosjekt. Det er viktig å vite hvordan stabilitetsproblemer oppstår, for å bedømme hvordan de skal håndteres. Disse kan deles inn i fire (5) hovedgrupper (Nilsen & Dahlø, 1994):

 Ras  Svelling  Skvising  Vannlekkasjer

Ras kan oppstå både under eller etter ferdig driving (Nilsen & Dahlø, 1994). Ras kan induseres gravitativt. Årsaken til dette kan være lave spenninger, svakhetssoner, slepper, sprekker eller utstikkende hjørne. Sannsynligheten for utrasing øker dersom tunnelaksen og f.eks. en sleppe er orientert parallelt. Figur 31 Kile i heng (NGI,2013)

Figur 31 viser hvordan plasseringen av sprekker kan indusere en kile som kan falle ut på grunn av gravitasjon (NGI, 2013).

Svellende mineraler kan påføre omgivelsene et stort trykk dersom de ikke har ekspansjonsmuligheter. I et slikt tilfelle bør sikringens design vurderes nøye. Ved å kombinere sikringen med et elastisk materiale, f.eks. steinullmatte, kan leiren ekspandere kontrollert (NFF, 2008). Flere svellesoner er registrert i tunnelen til nå (Statens vegvesen, 2015). Dette er en indikasjon på at det også vil være tilfelle for resterende deler av tunnelen.

Når tangentialspenningen overstiger kompresjonsstyrken i ikke kompetent bergmasser oppstår plastisk deformasjon som igjen kan bidra til skvising. Bergmassen kan fortsette å deformere over tid, krypeffekt, slik nye brudd oppstår. Denne type stabilitetsproblem kan oppstå i myke bergarter eller svakhetssoner (NGI, 2013). Fyllitt er en ”myk” bergarts og dermed mer utsatt for eventuelle skviseproblemer. I kombinasjon av mektige svakhetssoner, eventuelt andre plastiske materialer kan dette være et stort stabilitetsproblem. Skvising har blitt erfart i den mektige knusningssonen i Byfjordtunnelen. Byfjordtunnelen er (Nærum, 1991). Avskalling oppstår i kompetente bergarter under høyt trykk (NGI, 2013). Bergoverdekningen i Ryfylketunnelen er ikke stor nok til å indusere denne type stabilitetsproblemer. I så fall hadde tunneltraseen under Hidle vært mest utsatt ettersom der er størst bergoverdekning (profil er lagt ved som vedlegg 3). Ingen svakhetssoner er kartlagt under øyen Hidle (Norconsult, 2012a/b).

Figur 32 illustrer hvor lav bergmassekvaliteten (Q-verdi) må være ved ulik bergoverdekning for å indusere skviseforhold. Siden bergoverdekningen på Ryfast i denne sammenhengen har er relativ liten må også Q-verdien være tilsvarende lav.

Figur 32 Forhold mellom skvising og overdekning (Singh et. al, 1992)

Vannlekkasjer kan føre til redusert friksjon og utvasking av finstoff. Dette reduserer skjærfastheten og kan resultere i ras. Dessuten er tilstedeværelse av vann er nødvendig for at leire skal svelle. Vann øker også forvitring- og korrosjonsraten (Nilsen & Broch, 2009). I følge Nilsen er utvasking av finstoff et alvorlig faremoment i forhold til svakhetssoner (Nilsen, 2015).

Karakteren til svakhetssonen er avgjørende for å vurdere vanskelighetsgraden. Seismiske undersøkelser gir gjennomsnittverdien over en sone, og kan derfor ikke beskrive eventuelle variasjoner av mineraler og gradering. Tektonisk aktivitet har hatt stor påvirkning på geologien i Rogaland og andre deler av kysten. Det skilles mellom ekstensjonsbrudd (tensjon/strekk) og skjærbrudd (trykk). Ekstensjonsbrudd (1, figur 33) har typisk ujevne flater med lite fylling. Dette gir rom for eventuelle vanngjennomstrømninger. Knusningssoner har derimot mer variasjon. Gjentatte forkastninger kan føre til komplekse og omvandlet soner (2F, figur 33). Disse kan i tillegg til selve svakhetssonen skape et område rundt sonen med oppsprukket berg. Grove fragmenter har bedre vannledningsevne enn fint materiale, men samtidig en høyere skjærstyrke. Leire har lav permeabilitet, lav skjærstyrke og ekspanderer i

54 kontakt med vann/fukt når den har svellepotensiale. En knusningssone med mektige enkeltsoner omsluttet av grovere masser (2C eller 2D, figur 33) kan skape rom for både vann, svelleleire, lav oppetid og ikke minst anisotrope forhold som kan være vanskelig å stabilisere. Det illustrerer viktigheten av å undersøke sonen i forkant/under driving for å tilpasse til faktiske forhold (Palmstrøm, 1995).

Figur 33 Ulike typer svakhetssoner (Palmstrøm, 1995)

5.2 Bergspenninger

Det har ikke blitt utført bergspenningsmålinger i tilknytning til dette prosjektet. Høye bergspenninger kan bidra til avskalling og skvising. Den gunstige spenningssituasjonen er moderate spenninger. Ettersom bergspenninger har en avgjørende effekt på stabiliteten har det blitt utført et spenningsstudie i området rundt Ryfylketunnelen. Til dette har tilgjengelige målinger blitt vurdert. Videre skilles det mellom teoretiske spenninger og målte spenninger.

Teoretiske spenninger er basert på gravitasjon, og kalkuleres fra følgende formel

v,teoretisk =  g h ligning 2

휈 h,teoretisk = v,teoretisk ligning 3 1−휈

Det er ikke en teoretisk formel for å beregne H.

Andre faktorer som kan påvirke spenningsfeltet er tektonisk aktivitet i tilknytning til platetektonikk. Dersom unormale spenninger oppstår på uforklarlige steder kan residualspenninger være en annen årsak. Dette er ”innelåste” spenninger fra tidligere hendelser. I forbindelse med svakhetssoner kan kontraster i E-modulus resultere i lav spenning i selve sonen og spenningsoppbygning rundt.

Spenningsmålinger kan ikke skille mellom de ulike faktorene, og gir derfor summen av spenningene. Generelt stemmer den teoretiske formelen for vertikalspenning godt overens med faktiske forhold. De horisontale spenningene har derimot vist seg å være anisotrope og varierende (Myrvang, 2001).

Nedenfor er en oversikt over største horisontalspenning som har blitt målt i Stavanger- Boknefjord området. Målingene viser varierende spenninger som synes å avvike mer med økende overdekning. Tabell 7 viser største horisontalspenning ved flere nærliggende prosjekter (Holmøy el al, 2014).

Tabell 7 Horisontalspenninger fra nærliggende prosjekter (Holmøy et al., 2014)

Lokalitet Målemetode Største Retning hovedspenning Kårstø Overboring/hydraulisk 8,1 MPa N-S/ØSØ-VNV splitting Tastavarden Overboring 5,6 MPa Ø-V (Stavanger) Risavika Hydraulisk splitting Minimum 3 MPa N-S Finnfast 2D-spenningsmåling 5 MPa Ø-V Rogfast Overboring 1,6 MPa/11,1 MPa NS/ØVØ-VSV

Tabell 8-9 viser en mer detaljert oversikt av målinger utført på Krågøy. I tabell 8 er vertikalspenningen ved 198 m ca. dobbelt av teoretisk verdi. Det er indikert strekkspenninger ved 75 m dyp. Målinger i tabell 9 antyder ikke strekk, men liten h. Største horisontalspenning for begge målingene er nesten like stor som vertikalspenningen ved 198 m og 202 m dyp. Målingene knyttet til begge målingene er usikre fordi det oppstod komplikasjoner under utførelsen, blant annet på grunn av vann i borehullet. Resultatet fra analysen er derfor noe usikker (Nilsen, 2015).

Tabell 8 Målinger nord for Krågøy (Holmøy et al., 2011)

Dyp v,målt H,målt h,målt 75 m 2,9 MPa 1,6 MPa -0,7 MPa 198 m 12,1 MPa 11,1 MPa 4,3 MPa

Tabell 9 Målinger fra Krågøy (Friestad, 2012)

Dyp v,målt H,målt h,målt v,teoretisk h,teoretisk Målt orientering 76-77 m 2,9 MPa 1,7 MPa 0,4 MPa 2,3 MPa 0,8 MPa N006Ø 202 m 12 MPa 11,1 MPa 4,4 MPa 5,9 MPa 1,7 MPa N075Ø

7-11 MPa 4,8 MPa 2-6 MPa N025Ø30

Den nærmeste målingen i forhold til Ryfast er utført på Finnfast. Det ble utført testing i forbindelse med krysset på 150 m dyp (figur 34). Borehullet var plassert i taket og hulldypet representerer lengden oppover mot taket. Siden doorstopper metoden ble brukt har ikke vertikalspenningen blitt målt, men anslått å være lik teoretisk verdi (Larsen et al, 2008).

Figur 34 Horisontalspenninger, Finnøytunnelen (Larsen et al, 2008)

Tabell 10 Spenninger Finnøytunnelen (Larsen et. al, 2008)

Spenning Minste Største Snitt Teoretisk

H,målt -0,2 MPa 11,9 MPa 5,1 MPa

h,målt -2 MPa 1,8 MPa -0,3 MPa 1,3 MPa

Største horisontalspenning ble målt i ØV-retning. Dette stemmer godt overens med antydet spenninger fra verdenskartet, og hva en kunne forventet på forhånd. Derfor har det antatt at største horisontalspenning i Ryfylketunnelen også er orientert ØV. I det dypet som modelleringene fra Ryfast foregår er den største bergoverdekningen 80 m. Målingene fra tabell 9 indikerer at spenningene ved ca. 75 m dyp er mer samsvarende enn ved et mye større dyp. Siden Finnfast har måling med 150 m dyp er det vanskelig å si om dette er tilfellet er sannsynlig her også. Det er antatt at området er preget av tektonisk aktivitet. Det betyr at høyere horisontale spenninger kan forventes. Til tross for at to av målingene indikerer strekkspenninger, har det etter diskusjon med veileder blitt vurdert å ikke være aktuelt for Ryfast (Nilsen, 2015). Den er kun en måling som ikke har strekk, og den indikerer en halvering av teoretisk verdi. Mens H er antydet å være det doble av teoretisk h. v,teotetisk stemmer godt overens med de målte spenningene. Dermed gir analyseringen av de nærliggende prosjekter følgende formel for å bestemme lokalspenninger i Ryfylketunnelen:

v, =  g h ligning 4

휈 h= ( v,teoretisk)/2, ØV ligning 5 1−휈

휈 H= ( v,teoretisk)2, NS ligning 6 1−휈

I denne forbindelse er det viktig å poengtere at det er knyttet en stor usikkerhet til målingene som har blitt utført. Dessuten hadde det optimale vært å utført egne målinger ved Ryfylketraseen.

For Rogfast har det vært antydet horisontalspenninger i spekteret 5-10 MPa i hovedtunnelen (Holmøy et al, 2014). Dette er vanskelig å forutsi på grunn av varierte og motsigende målinger. Siden Ryfylketunnelen har lavere bergoverdekning er sannsynligvis spenningsområdet noe lavere. Målingen i Finnøytunnelen indikerte en spenning lik 5,1 MPa som er innenfor rammene. I forhold til den anslåtte spenninger i ligning 5 og 6 er dette for lave spenninger. Derfor er det også foreslått å se på et spenningsforhold med høyere horisontalspenninger :

1v : 1 h : 2H ligning 7

5.3 Bergoverdekning

Liten bergoverdekning (<20 m) resulterer i lave vertikalspenninger som igjen bidra til dårlig innspenning. Det gjør at den teoretiske tunnelkonturen ikke er en selvbærende konstruksjon. For undersjøiske tunneler er kravet til bergoverdekning 50 m. På denne måten er sannsynligheten for at reservoaret og tunnelen er separert. Dispensasjon kan godkjennes dersom det er tilstrekkelig dokumentasjon, altså undersøkelser (Nilsen & Henning, 2009).

E02 Solbakk De første 10-20 m i tunnelen har bergoverdekning under 10 m. Deretter er det en bratt stigning frem mot svakhetssone 1 der overdekningen er ca. 75 m. De resterende delene av tunnelen har 70-130 m bergoverdekning. Ved det undersjøiske strekket frem mot Hidle oppfylles kravet om 50 m. Lavest bergoverdekning på 55 m er registrert ved profil 16400- 16560, i nærheten av svakhetssone 12. 80 % av tunnelen har 60-100 m bergoverdekning. Og bare 3 % av tunnelen mer enn 100 m (Norconsult, 2012a).

E03 Hundvåg Fra påhugget og 15-25 m innover i tunnelen er bergoverdekningen under 10 m. Svakhetssone 45 har en overdekning på bare 9 m. Det neste strekket frem til profil ca. 6800 øker gradvis til 40 m. Unntaket er to svakhetssoner, 44 og 43, lokalisert i sukk med bergoverdekning på henholdsvis 20 m og 22 m. Terrenget mot sjøkanten er tilnærmet flattliggende, men skjuler store mengder løsmasser. Under disse er det spesielt en sone, 42, som bør bemerkes ekstra. Overdekningen er bare 22 m og den seismisk hastigheten er 2500 m/s. Deretter øker overdekningen opp til 45 m ved sjøkanten, profil ca. 7301. Frem til Hidle er overdekning mer enn 50 m i 97 % av tunnelen. De resterende 3 % har en overdekning på 44-50 m med overvekt mellom 48-50 m (Norconsult, 2012b).

Det undersjøiske strekket fra Hundvåg har i motsetning til Solbakk soner som avviker fra kravet om 50 m bergoverdekning. Den største forskjellen er at Solbakk hovedsakelig har bergoverdekning (80%) 60-100 m, mens Hundvåg har 70% over 100 m. En av årsakene til den store overdekningen på Hundvåg-siden er øyene Sandøya og Odda. Figur 35 illustrerer fordelingen av bergoverdekning i tunnelen.

90 80 80 70 70 60 50 40 30 17 15 20 12 10 3 3 0 0 44-50m 50-60m 60-100m >100m

Hundvåg Solbakk

Figur 35 Fordeling av bergoverdekning (modifisert etter Norconsult, 2012a/b)

Kapittel 6 Laboratoriemetoder

Laboratoriedelen er delt inn i to deler, løsmasser og berg. Løsmassedelen tester materialer fra slepper og svakhetssoner for svellepotensiale. Statens vegvesen har gjennom driveperioden sendt inn prøvemateriale til Philip Dahl ved laboratorium for geologi og bergteknikk. Studenten har mottatt 11 tester fra e Solbakk og 0 fra Hundvåg. Dette betyr ikke at svelletester ikke har blitt utført på Hundvåg, men at de ikke har blitt videresendt. Leirprøvene har blitt testet ved ødometertest, svelletrykk, og frisvelling. Under første befaringen ble det samlet inn to leirprøver fra Hundvåg. Disse skal studenten analysere. I utgangspunktet er det ment å bruke frisvelling. Det ble samlet inn prøvemateriale fra stuff ved Hundvåg og Solbakk. På Hundvåg var det en sleppe i høyre vederlag. Forholdene på Solbakk var gode og det overflatematerialet som var tilstede bestod av grusig sand (fra visuell vurdering). Etter en runde med frisvelling var det tydelig at materialet inneholdt meget lite leire. Testen ble derfor avbrutt. Blokkprøvene analyseres ved triaksialtesting. Resultatet fra denne tesingen er lagt med som vedlegg 12-33.

6.1 Løsmasser

Metodebeskrivelse, frisvelling

For å vurdere frisvelling helles 10 ml i et 50 ml målesylinder med 45 ml destillert vann, se figur 36. Etter 24 timer noteres sedimenteringsvolumet, Vt (Statens vegvesen, 2005).

푉1 FS = ×100% Ligning 9 푉푡

Figur 36 Prinsippskisse for frisvelling (Statens vegvesen, 2005)

Visuell beskrivelse av prøvematerialene

Prøve A Lokalitet: Løp 24, pel 6279, sone i heng. Datert 30.01.2014.

Visuell beskrivelse : Tilsynelatende leirrik prøve. Veldig forsteinet (figur 38), og tok derfor litt tid før prøven løstes opp (figur 37). Testen var tidkrevende ettersom det tok flere runder.

Figur 38 Prøvemsteriale A (privat) Figur 37 Frisvelling prøve A (privat)

Prøve B

Lokalitet: Løp 24, pel 6835. Leirsone ca. 0.5 m brei som krysser tunnelen over ca. 2 salver. Datert 21.05.14

Visuell beskrivelse: Materialet var vanskelig å løse opp. Vannet blr lysere enn prøve A ettersom et lyst mineral løstes opp. Prøven var dessuten mindre homogen. Flere større mineraler ble skilt ut. Den var også tidvis lagdelt mellom leire, kvarts og et ukjent hvitt mineral. Resultatet av frisvellingen er gjengitt i figur 39. Bilder av de ulike mineralene er vist i figur 40.

Figur 39 Frisvelling prøve B (privat)

Figur 40 Inhomogen mineralsammensetning fra ett av prøvestykke til materiale B (privat)

Prøve C

Lokalitet : Løp 23, pel 8115. Sleppemateriale fra Hundvåg, figur 41.

Figur 41 Sleppe ved pel 8115, prøve C , høyre vederlag (privat)

Tabell 11 Resultater fra frisvelling og svelletrykk-test (svelletrykkmålingene er utført av SINTEF,2015)

Prøve Frisvelling %< 20 m % > 20 m Svelletrykk A 220/230 % 28 % 71 % 0,36 MPa (svært aktiv) B 130 % 5,1 % 94,9 % 0,22 MPa (medium aktiv) C 100 % 10 % 90 % - (moderat aktiv)

I utgangspunktet var det bare planlagt å utføre frisvelling-test. Ettersom to av prøvene indikerte høyt svellepotensiale ble det også utført svelletrykksmålinger av SINTEF (ødometertest). Årsaken til dette er at svelletrykket er dimensjonerende for sikring.

I Statens vegvesen sine håndbøker skal sonen permanentsikres ved betongutstøping (kan utføres bak stuff) dersom følgende er tilfelle (Statens vegvesen, 2014):

”Svelleleiresoner med svelletrykk > 0,5 MPa, funnet ved ødometertest. Gjelder for svelleleiresoner over 2 meters mektighet eller som følger tunnelen i mer enn 2 m. Soner med vinkel til tunnelaksen sikres i hele sin lengde og støpen bør ha forankring minimum 5 m på hver side av sonen i tunnelretningen.”

Under resultater i tabell 11 står det maksimale svelletrykket som ble målt og frisvelling etter ett døgn. For begge prøvene har svelletrykket utviklet seg til makstrykk etter ca. 4 timer. En oversikt over tilsendte målinger fra Solbakk er oppsummert i tabell 12. Bare et av områdene har blitt ettersikret med supplerende bolter på grunn av resultatene til SINTEF. Det var en leirførende sleppe i høyre vegg og vederlag, pel 17325 løp B. Undersøkelsene indikerte meget høyt svelletrykk (0,8 MPa) og frisvelling (370%). Sammenlignet med de andre prøvene inneholder denne en betydelig høyere andel fraksjoner < 20 m, 59 % . 52 meter senere ble det funnet en ny sleppe med 3-4 cm leirfylling. Et sprekkesett er orientert i samme retning som sleppen, noen med fylling. Det er anslått at dette er samme leirmateriale. De resterende områdene har foreløpig ikke blitt ettersikret. Men er markert og blir fulgt opp av kontrollingeniørene. Dersom sprekker oppstår må sikringen revalueres. Selv om svelletrykket til flere av prøvene er over 0,5 MPa har ingen av prøvene hatt en mektighet over 2 meter. Konvergensmålere har blitt montert til en bue ved pel 19324 (løp A) for å kontrollere eventuelle svelleutvikling. Målingene har indikert stabilisering (Rasmussen, 2015).

Tabell 12 Svelletester fra Solbakk (SINTEF, 2015)

Pelnr. < 20 m Frisvelling Svelletrykk Kommentar 19783, B 9 % - 0,81 MPa - 19709, A 9 % - 0,94 MPa - 19668, A 11 % 180 0,47 MPa Høyre vederlag 19324, A 36 % 190 0,38 MPa Sleppe 19222, B 21 % 149 0,21 MPa Venstre vederlag 19004, B 13 % 170 0,7 MPa Høyre vegg 18966, A 6 % 120 0,26 MPa Venstre vegg 18812.58, B 20 % 209 0,81 MPa Høyre vegg, 1.5 m over sålen 18492, B 28 % 336 1,74 MPa Høyre side

18464, B 22 % 500 1,67 MPa (24 Høyre vegg t), 1,75 MPa (96 t) 17325, B 59 % 370 0,8 MPa Høyre vegg

Klassifiseringen av svelletrykk og frisvelling varierer i ulike litteraturer. For å bruke tilsvarende terminologi som det har blitt brukt i prosjektet brukes klassifiseringen SINTEF har brukt i sine rapporter, tabell 13.

Tabell 13 Klassifisering av frisvelling og svelletrykk (SINTEF, 2015)

Klassifisering Frisvelling [%] Svelletrykk [MPa] Meget høy > 200 > 0,75 Høy 140-200 0,30-0,75 Middels 100-140 0,10-0,30 Lav < 100 < 0,10

Mao har sammenlignet frisvelling og svelletrykket ved Finnøytunnelen i ett diagram under doktorgradsavhandlingen. Resultatene fra tabell 11 – 12 er tegnet inn i dette diagrammet, figur 42. Prøvene fra Ryfylketunnelene har tendenser til lineær sammenheng. Korrelasjon er bedre enn resultatene fra Finnøytunnelen.

Figur 42 Sammenligning av svelletrykk og frisvelling ved Ryfylketunnelen (modifisert etter Mao, Nilsen & Dahl,2011)

XRD-analyse

Det har også blitt utført XRD-analyse for å bestemme nærmere mineralsammensetning. Av de aktive leirprøvene er sammensetningen forskjellig. Mens prøve B inneholder 71,64 % kaolinitt, et vanlig leirmineral. Består prøve A av mindre dominerende mineraler, den største andelen er glimmermineralet muskovitt på 28,36 %. Dette er forøvrig hovedmineralet til prøve C, 59.86 %. Ettersom den siste prøven ikke hadde fine partikler er det bare en analyse. Materialet er samlet inn fra stuff på Solbakk. Mesteparten av prøven er sammensatt av kvarts, albitt og mikroklin. Prøve A og B har registrert smektitt, men disse er i små konsentrasjoner. For å vurdere disse har Laurentius gjennomført en analyse for mineraler under 6 mikron for prøve A og B (det vil si uten grove mineraler som kvarts og feltspat). Resultatet av analysen er lagt ved som vedlegg 34-35 (Laurentius, 2015).

Tabell 14 Resultat fra XRD-analysen (Laurentius, 2015)

Mineral A>20m A<20m B>20m B<20m C>20m C<20m D Kvarts 43,58 19,61 48,6 4,12 32,48 11,37 32,53 Kalsitt 2,47 - 2,77 - 0,85 - 0,04

Pyritt 0,51 - 0,6 - - - - Albitt 35,2 11,8 23,9 4,3 11,61 11,16 41,82 Muskovitt 5,48 28,36 8,39 14,18 39,74 59,86 2,13 Diopsid 1,6 5,79 1,83 3,55 1,84 2,58 - Kloritt 2 20,05 - - 13,11 14,91 - Epidot 9,16 1,5 - 2,22 - - - Kaolinitt - 12,9 12,91 71,64 - - - Mikroklin - - - - 0,35 0,.13 23,48

6.2 Bergdelen

Formålet med bergdelen er å bestemme styrkeparameterne som skal brukes videre i modelleringsprogrammet Phase2. Derfor må deformasjonsparameteren E-modulus og enaksiell kompresjonsstyrke, UCS, bestemmes. Begge blir vurdert ut fra triaksialtesting i bergteknisk laboratorium. Prøvene prepareres i samme laboratorium. Bergartsklassifisering er basert på visuell inspisering av kjerner og blokkprøve. For å gi en mer korrekt bergartsbeskrivelse må det utføre mer detaljerte tester, eksempelvis mikroskopering eller XRD. Dette har ikke blitt utført. Vurderingen har blitt gjennomgått med veileder (Nilsen, 2015) som deler samme oppfatning basert på dette informasjonsgrunnlaget. Analysen er med å bestemme den relative kvaliteten til prøvene.

Antatt - Boknafjorddekket

Under befaringen var det ønskelig å samle inn prøve fra Boknafjorddekket. På dette tidspunktet var stuffen inne i Visteflaket. Heldigvis ble en tilstrekkelig stor prøve funnet langs veikanten ved pel ca. 6400 (figur 43). I tunnelen var den skitten og derfor vanskelig å klassifisere. Senere har den vist seg å være en blanding mellom gneis og fyllitt. Erfaringer fra drivingen viser at det var en gradvis overgang gjennom et lengre strekk. Denne prøven er derfor et bedre eksempel på en blandingsbergart. En ulempe med prøven var en svakhetssone lokalisert langs lagdelingen. Under Figur 43 Prøve fra antatt Boknafjorddekket (privat)

67 boringen brakk prøven i dette området og var derfor vanskelig å få til lange nok kjerner. Diameteren måtte derfor redusert til 35 mm for å oppnå et ønskelig lengde : bredde forhold.

Bergmassen er sammensatt av ulike lag. Oppbygningen minner om sedimentær opprinnelse, og er derfor tolket å være en paragneis. Det stemmer overens med den antatte horisontale lagdelingen etter den kaledonske fjellkjedefoldingen. De dominerende lagene er fyllitt og gneis. I tillegg er det glimmerlag og kvartslinser/kvartsglimmerskifer. Det er tatt ut fire prøver av blokken. Disse har ulik sammensetning. Enkel skildring blir gitt i resultatdelen.

Antatt – Visteflaket fra Hundvåg

Visuelt sett ser blokken ut som fyllitt, figur 44. Blokken er småfoldet i flere retninger i samsvar med foliasjonsretningen. Fyllitten har ikke utviklet noe særlig skifrighet. Fargen er mørk grå/svart med en hint av grønn. De mørke mineralene er tolket å være kloritt, glimmer og grafitt. Disse dominerer fremfor lysere mineraler som kvarts. Glimmerinnholdet er noe variabelt og gir prøven en glans som tidvis kan forveksles med glimmerskifer. Kvarts fremtrer enten som linser eller i tynne lag parallelt med foldingen. Borvannet ble grått fordi fyllitten løses opp. Kontrollingeniørene har informert at fyllitten ble ”pulverisert” under driving. Dette har resultert i store mengder gjørme.

Figur 44 Prøve fra antatt Visteflaket (privat)

Antatt - Storheidekket fra Solbakk

Storheidekket er på forhånd antydet å være en del av gneis-familien (Norconsult, 2012a/b). Denne prøven ligner visuelt en granittisk gneis, se figur 45-46. Den er grålig med et høyt innhold av karts/feltspat. Det er noe mørk glimmer, muligens biotitt, men det er ikke dominerende. Lagdelingen og foliasjonen er i samme retning. Størrelsesorden på de lyse mineralene er ca. 2-5 mm og kan minne noe om øyegneis. Kornene er større enn den antatte gneisen fra blandingsbergarten i Boknafjorddekket. I motsetning til gneisen fra Boknafjorddekket synes denne å være av magmatisk opprinnelse, ortogneis. Prepareringen var tidkrevende på grunn av høy hardhet. Den tydelige lagdelingen gjorde det mulig å bore vinkelrett på svakhetsplanet som standarden sier.

Figur 46 Prøve fra antatt Storheidekket Figur 45 Prøve fra antatt Storheidekket (privat) (privat)

Prøvene har en homogen-anisotrop mineralsammensetning, og har derfor en tilsvarende lik mineralsammensetning. Det er noen mindre riss i enkelte av prøvene. Disse kan ha kommet fra selve borkronen.

Metodebeskrivelse, triaksialtesting

En hydraulisk presse påfører kjernen en kontinuerlig vertikallast på 0,5 MPa/s. Rundt prøven er det montert to aksielle målere og en radiell, se figur 47-48. Tøyning og spenning registreres digitalt.

Figur 47 Triaksialapparatet under testing (Vistnes, 2015) Figur 48 Nærbilde av kjerne med måleapparat under testing (Vistnes, 2015)

Bildet til høyre viser kjerne med måleinstrument. Mens bildet til venstre viser når prøven blir belastet av pressen.

Parameterbeskrivelse etter Myrvang, 2001:

 Enaksiell kompresjonsstyrke, UCS, tilsvarer den største belastningen prøven kan bære før brudd. Altså toppunktet på grafen.  E-modulen tilsvarer tangenten ved et begrenset lastområde rundt 50% av kompresjonsstyrken i det lineært elastiske området.

∆σ E-modulus = ligning 10 ∆휀푎푘푠푖푒푙푙

 Poissons forholdstall, , representerer den relative tverrutvidelsen ved det samme lastområdet som E-modulus.

∆휀푟푎푑푖푒푙푙 휐 = − ligning 11 ∆휀푎푘푠푖푒푙푙

I følge teststandarden skal det testes på fem ulike kjerner for hver bergart. I tillegg skal det være et høyde : diameterforhold lik 2,5-3. Det skal egentlig brukes 50 mm diameter.

Siden det ikke var mulig å oppnå et riktig forhold ble diameteren redusert til 35 mm for bergprøvene på Hundvågsiden. For å unngå mye ekstraarbeid har prøvene blitt kjørt til brudd og litt til.

Tabell 15 Resultater fra triaksialtesting utført av G. Vistnes og I. Lausund (modifisert etter Vistnes, 2015)

Prøve* UCS E-  Brudd Kommentar [MPa] modul [GPa] H1-1 146,8 51,80 0,23 Vertikalt brudd. Kombinasjon av gneisbånding, kvartslinser, tynne glimmerlag og fyllitt med ca. 25 helning. Grålig- grønn farge med høy glimmerkonsentrasjon. Riss i topp og bunn av prøven. H1-2 163,4 48,51 0,21 Sprekkdannelse 45 Mer glimmer og mindre definerte midt på prøven. lyse korn orientert horisontalt til 25. Ett markant linselag. Rissutvikling på den ene siden med A-form. H1-3 158,8 54,49 0,28 Vertikalt brudd. Lagdelt med følgende fordeling : 2 fyllitt, 1 gneis, 1 kvartslinse og 2 blandingslag med mye glimmer. Flere vertikale riss.

H1-4 103,4 46,9 0,32 Vertikalt brudd. To markante lag, ett gneis og ett fyllitt. Og 4 tynne lag bestående av 1 fyllitt, 2 blanding og 1 kvartslinse. Riss på bunnen av prøven med A-form. H2-1 61,6 56,13 0,17 Skråbrudd i Bølgete foliasjon 0-45. Kvarts er foliasjonsretningen. foldet sammen med fyllitten. H2-2 69,5 56,58 0,21 Skråbrudd avgrenset Horisontal lagdeling. Kvarts av kvartslinse. opptrer i linser. H2-3 59,4 56,27 0,21 Skråbrudd. Bølgete foliasjon 0-45. Bare en tydelig kvartslinse, ellers lite kvarts. H2-4 69,8 55,95 0,16 Usystematisk Variabel foling med kvarts i avskalling i mindre linser. foliasjonsretningen. S1-1 205,4 67,88 0,31 Avskalling på ene Horisontal foliasjon. siden. S1-2 203,8 67,08 0,31 Knuste hele prøven. Horisontal foliasjon med antydning til riss. S1-3 110,9 68,37 0,30 Ikke gyldig. Horisontal foliasjon med antydning til riss 45.

*H1, fra antatt Boknafjorddekket (blanding Visteflaket og Boknafjorddekket)

H2, fra antatt Visteflaket

S1, fra antatt Storheidekket

Diskusjon

Tabell 16 Klassifisering av UCS (Myrvang, 2001)

Styrkevurdering UCS Meget høy styrke >250 MPa Høy styrke 150-250 MPa

Middels styrke 75-150 MPa Lav styrke 26-75 MPa Meget lav styrke < 25 MPa

Prøve H1 har et variabelt spekter som skylder anisotrop inhomogen sammensetning. Derfor burde det blitt tatt mange prøver for å få et representativt resultat. Blokken fra Storheidekket har høy styrke med lite varians. Men det er bare basert på to prøver. Dette er et lite datagrunnlag. Fordelen med disse prøvene er at verdiene er relativ like, og i tillegg sannsynlig verdi for granittisk gneis. Med unntak av prøve S1-3 viser prøvene sprø oppførsel, jamfør spenning-tøyningskurve. Fyllitten fra Visteflaket har som antatt lavere styrke enn de andre bergartene. Kurveforløpet viser en jevn avlastning i motsetning til de andre prøvene. I tabell

17 er snittverdier for prøvene. Det er disse verdiene som brukes videre i analysen. Ei for berget er anslått å være halvparten av Youngs modulusen fra laboratorieundersøkelsene (Myrvang, 2001).

Tabell 17 Snittverdier fra resultater (Vistnes, 2015)

Prøve UCS snitt  E-modulus  [kg/m3] H1 143 0,26 50,43/2=25,2 2762 H2 65 0,18 56,23/2=28,1 2646 S1 205 0,31 67,48/2=33,7 2755

Kapittel 7 Ingeniørgeologiske prognoser

For å vurdere ingeniørgeologiske forhold er det gjennomført en analyse av korrelasjonen mellom Q-verdi og seismisk hastighet, kapittel 7.1. Et breiere ingeniørgeologisk perspektiv er utarbeidet ved å dele svakhetssonene inn i vanskelighetsklasser, kapittel 7.2. Fra denne inndelinger er de tre vanskeligste sonene valgt ut. I kapittel 7.3 er disse svakhetssonene beskrevet fra et ingeniørgeologisk perspektiv.

7.1 Seismisk hastighet og Q-verdi

Grunnlaget for vurdering av bergmassekvalitet er basert på korrelasjon mellom Q-verdier under drivingen og seismiske hastigheter fra forundersøkelsene. Ettersom GeoPhysix AS og Geomap AS har ulike hastigheter for intakt berg, er disse det ikke skilt mellom de to øvrige klassene. Forskjellen er på henholdsvis 5000-5500 m/s og 5500-6000 m/s (Norconsult,

2012a/b). Avviket kan være på grunn av forskjeller i utstyret eller metode. Dersom det hadde vært mer datagrunnlag hadde det vært ønskelig å separere hastighetsmålingene fra de to firmaene. Ettersom det er begrenset datagrunnlag er det vurdert å være mer interessant å analysere forskjeller mellom bergartene. Det nevnte avviket har liten innvirkning på resultatene i oppgaven ettersom det er de lave hastighetene som er av interesse. En oversikt over den seismisk hastighetsfordelingen i de undersjøiske delene av tunnelen er gitt i tabell 18-20.

Tabell 18 Seismisk hastighetsfordeling undersjøisk del Kistesundet (Norconsult, 2012b)

Seismisk hastighet Antall meter Prosentandel > 5500 m/s 1015 50 % 5000-5500 m/s 561 22 % 4500-5000 m/s 399 15 % 4000-4500 m/s 324 13 % 3500-4000 m/s 182 7 % 3000-3500 m/s 58 2 %  3000 m/s 15 1 %

Tabell 19 Seismisk hastighetsfordeling undersjøisk del Horgefjorden (Norconsult, 2012b)

Seismisk hastighet Antall meter Prosentandel > 5500 m/s 1883 32 % 5000-5500 m/s 1999 33 % 4500-5000 m/s 1172 20 % 4000-4500 m/s 278 5 % 3500-4000 m/s 223 4 % 3000-3500 m/s 310 5 %  3000 m/s 82 1 %

Tabell 20 Seismisk hastighetsfordeling undersjøisk del Hidlefjorden (modifisert etter Norconsult, 2012a*)

Seismisk hastighet Antall meter Prosentandel > 5500 m/s 6686 32,5 % 5000-5500 m/s 9336 45,4 %

4500-5000 m/s 2275 11,1 % 4000-4500 m/s 1052 5,1 % 3500-4000 m/s 552 2,7 % 3000-3500 m/s 564 2,7 %  3000 m/s 107 0,5 %

*Siden konkurransegrunnlaget ikke har inkludert de seismiske undersøkelsene utført av GeoPhysix i 2012 og 2014 har det blitt foretatt en selvstendig vurdering av hastighetsfordelingene i henhold til seismikkrapportene (GeoPhysix, 2012; GeoPhysix, 2014).

60%

50%

40%

30% Horgefjorden 20% Kistesundet 10% Hidlefjorden

Figur 49 Sammenligning av prosentfordelt seismisk hastighet fra tabell 18-20

Grafen viser at forholdet mellom seismisk hastighet er noe lik. De største delene av tunnelen defineres som intakt fjell, altså over 5000 m/s. Andelen under 3000 m/s utgjør 0,5-1% og er lokalisert i grensene mellom skyvedekkene. Det er antydet en grense i bunnen av hver fjord/sund. Både Kistesundet og Horgefjorden har ca. 10 % lavhastighetssoner, ie. soner med seismisk hastighet under 4000 m/s. Siden Hidlefjorden representerer et lengre strekke fremstår lavhastighetssonene relativt sett lavere.

For å utarbeide prognoser for fremtidig svakhetssoner blir det i denne delen vurdert forholdet mellom seismisk hastighet og Q-verdi. Målet med dette er å kunne forutse bergmassekvaliteten basert på seismikken. Dette har blitt utført i fire steg:

1. Empirisk formel (Barton & Grimstad, 2014).

2. Erfaringer fra Rennfast og Finnfast (NGI, 2010). 3. Erfaring fra svakhetssoner i Førresfjorden, T-forbindelsen (Moen, 2012). 4. Ryfylketunnelen, erfaringer fra drivingen (Statens vegvesen, 2015)

7.1.1 Empirisk formel

Det finnes også en korrelasjonsformel utarbeidet av NGI for å bestemme Q-verdi. Denne er basert på følgende parametere (Barton & Grimstad, 2014) :

Vp-3,5 Qc = 10 ligning 12 푈퐶푆 Qc = Q× ligning 13 100 100 Q = 10Vp - 3,5× ligning 14 (ligning 12 inn i ligning 13) 푈퐶푆

De to ukjente, UCS og Vp (p-bølge hastighet), er funnet på følgende måte:

 Vp er basert på resultatene fra seismikkundersøkelsene.  UCS har blitt estimert i laboratoriet.

Ettersom det ikke har blitt utført prøver fra Boknafjorddekket har ikke estimat fra denne blitt kalkulert. Fra ligning 14 er Q-verdiene for de ulike hastighetene i Visteflaket og Storheidekket oppsummert i tabell 21. Dersom disse resultatene skulle vurderes alene kan det trekkes frem at de øvrige seismiske hastighetene har fått store Q-verdier som overstiger Q- verdi skalaen som går til 1000.

Tabell 21 Forhold mellom seismisk hastighet og Q-verdi etter empirisk formel (Barton & Grimstad, 2014)

Seismisk hastighet Q-verdi [m/s] Visteflaket Storheidekket 6500 1538,46 487,8 6000 486,5 154,26 5500 153,84 48, 78 5000 48,65 15,43 4500 15,38 4,88 4000 4,87 1,54 3500 1,54 0,49

3000 0,49 0,15 2500 0,15 0,049 2000 0,049 0,015

7.1.2 Rennfast og Finnøytunnelen

NGI har laget korrelasjoner mellom seismisk hastighet og Q-verdi basert på erfaringer fra Rennfast og Finnøytunnelen. Det er tatt hensyn til at de høyeste verdiene er i området 10-40. Foreslått korreksjon er oppsummert i tabell 22 (NGI, 2010).

Tabell 22 Korrigert forhold mellom seismisk hastighet og Q-verdi fra Rennfastforbindelsen og Finnøytunnelen (NGI, 2010)

Seismisk hastighet [m/s] Q-verdier korrigert 5500-6000 ”10-40” 5000-5500 ”4-10” 4500-5000 ”1-4” 4000-4500 ”0,4-1” 3600-4000 ”0,1-0,4” 3200-3600 ”0,04-0,1” 2800-3200 ”0,01-0,04” 2500-2800 ”0,004-0,01” 2000-2500 ”0,001-0,004”

7.1.3 T-forbindelsen

Tabell 23 skildrer de erfarte Q-verdiene til svakhetssonene i bunnen av Førresfjorden, T- forbindelsen. Berggrunnen i dette området er granittisk gneis. Intakt fjell ble registrert i hastighetsområdet 4600-5500 m/s (Moen, 2012). Ettersom bergartsprøven fra Storheidekket (Solbakk) ble karakterisert som granittisk gneis i kapittel 6.2 er det mulig å trekke paralleller til disse erfaringene.

Tabell 23 Seismisk hastighet og Q-verdi i svakhetssoner for Førresfjorden, T-forbindelsen (Moen, 2012)

Sone Pel Seismisk hastighet [m/s] Q-verdi M 5910-5930 3200 1,5-3,1

O 6130-6260 3800 1,9-3,9 P 6260-6280 3200 1,9-3,9 Q 6410-6440 3900 0,2-0,8 R 6680-6730 3100-3900 0,05-1,1

7.1.4 Ryfylketunnelen

Sammenligningen mellom seismisk hastighet og erfart Q-verdi er delt inn i Storheidekket og Visteflaket. Målet med dette er å få frem eventuelle forskjeller i de ulike bergartsdekkene. Laboratorieundersøkelsene (kapittel 6.2) bekrefter at gneisen er mye sterkere enn fyllitten, og har dermed anslagsvis en bedre kvalitet. For å få tydelig frem de faktiske forholdene i de ulike sonene har det blitt valgt å vurdere gjennomsnittet over sentrale deler av sonene. Når det ble forsøkt å ta gjennomsnittet over hele sonene resulterte store variasjoner innad i hver sonene i like Q-verdier til tross for store forskjeller i hastigheten. En årsak til dette er at de dårlige sonene har oppknust sideberg som ikke er selve svakhetssonen. Derfor ble det besluttet å bruke sentrale verdier for aktuelle områder i analysen.

Hundvåg

Siden Boknafjorddekket ikke har vært i den undersjøiske delen av drivingen til nå er det veldig begrenset datagrunnlag. Det har blitt foretatt seismiske undersøkelser på tre steder :

 I tilknytning til sone 45/44 (4300 m/s)  Svakhetssone 43 (3700 m/s)  Intakt fjell i forkant av svakhetssone 42, bergartsskillet (5000 m/s)

Disse stedene er merket med grønn trekant i figur 51. Det første området, sone 45/44, har under 5 m overdekning. Dermed resulterer manglende innspenninger i en dårligere Q-verdi. Også sone 43 har noe lav Q-verdi, overdekningen er estimert til 10 m. Det eneste datagrunnlaget som er vurdert å være relevant for fremtidige soner er målingen utført på intakt fjell. Denne målingen har hastighet 5000 m/s og gjennomsnittlig Q-verdi på 7,24 og 7,46 i henholdsvis løp A og B. I forhold til tallene foreslått verdiene fra Rennfast/Finnøytunnelen (tabell 22) er dette noe høyere enn foreslått av NGI. Erfaringer fra Mastrafjord og Finnøy tunnelen antyder en Q-verdi lik 8-20 for intakt fjell. Tilsvarende hadde et forsvarsanlegg på Rennesøy fra 1994 Q-verdier 10-20 (Norconsult, 2012b). Den

høyeste verdien som er målt i Ryfylketunnelen er Q lik 18. Dette stemmer godt overens med disse verdiene.

I forbindelse med bergartsskillet (sone 42) er det anslått en seismiske hastigheten lik 2500 m/s. Den gjennomsnittlige Q-verdien var svært dårlig, 0,78 (0,63-1,1) og 0,35 (0,095-0,83) i henholdsvis løp A og B. I følge NGI-korrelasjonen i tabell 22 skulle Q-verdien vert mye lavere, 0.004.

Det er flere data for Visteflaket i hastighetsrommet 3600-6100 m/s. En lineær modell i dette

rommet har anslått en formel Q=(0,0023×vp)-4,9209. Ved ekstrapolering til 2500 m/s tilsvarer dette en Q-verdi lik 0,83. Forholdene er bedre enn antatt, og det er færre svakhetssoner enn konkurransegrunnlaget anslo (se kapittel 3). Dersom det hadde blitt utført seismiske undersøkelser under Sandøya hadde det vært et bedre datagrunnlag å vurdere fremtidige soner. Men fordi det bare i enkelttilfeller har blitt utført undersøkelser på land/øy er det flere soner som ikke kan brukes til estimeringen.

10 9 y = 0.0023x - 4.9209 R² = 0.7149 8 7 6 Visteflaket

5 verdi - Bergartsskillet Q 4 Boknafjorddekket 3 Lineær (Visteflaket) 2 1 0 2500 3500 4500 5500 6500 Seismisk hastighet

Figur 50 Erfarte seismisk hastighet vs. Q-verdi på Hundvåg (modifisert etter Statens vegvesen, 2015 og Norconsult, 2012b)

Den eksponentielle funksjonen gir den beste tilpassingen (minst varians) for de målte verdiene, men resulterer samtidig i en høy verdi for lave hastigheter. Det betyr at Q-verdi ved 2500 m/s er lik 1,79, noe som er mye høyere enn hva en burde forvente. Dersom erfaringene

79 til nå vurderes sammen med den empiriske formelen (tabell 21) og erfaringene fra Finnøytunnelen/Rennfast (tabell 22) avviker den fra begge anslagene, se figur 52.

10 Visteflaket

8 Visteflaket etter formel

verdi -

Q Erfaring Finnfast/Rennfast 4 Ekspon. 2 (Visteflaket)

0 y = 0.4831e0.0005x 2500 3500 4500 5500 6500 R² = 0.5589 Seismisk hastighet

Figur 51 Seismisk hastighet vs. Q-verdi fra Ryfast, Rennfast/Finnfast og empirisk formel

Ved lave hastigheter antyder både den empiriske formelen og erfaringer fra Finnøytunnelen/Rennfast mye lavere verdier enn dersom den eksponentielle funksjonen hadde blitt ekstrapolert til 2500 m/s. Samtidig vil resultatene fra den empiriske formelen raskt øke til usannsynlig høye Q-verdier. Hastighetene i området 5000-6000 m/s har blitt nedjustert til en maksverdi på 11. Dette er den høyeste Q-verdien som er registrert i tunnelen til nå (Statens vegvesen, 2015). I Byfjordtunnelen hadde intakt fjell Q-verdier i området 4-10 (Norconsult, 2012b). Dermed er dette 11 en rimelig maksverdi. Til nå er det bergartsskillet som representerer den laveste kvaliteten på Hundvåg med Q lik 0,35. I forhold til anslaget fra Finnøytunnelen/Rennfast (tabell 22) er dette et mye lavere tall en hva som kan forventes. De nedre verdiene er derfor nedjustert til Q lik 0,01 for hastigheter lik 2500 m/s. De største spredningene er i hastighetsområdet 3500-4000 m/s og 5500-6000 m/s. Årsaken er at det var stor variasjon i målingene til dette området. Tabell 24 gir de foreslåtte hastighetene som skal brukes videre for å lage prognoser til resterende deler av tunnelen.

Tabell 24 Foreslått sammenheng mellom seismisk hastighet og Q-verdi, Visteflaket

Hastighet [m/s] Q-verdi 5000-6000 7-11 4500-5000 6-7 4000-4500 5-6 3500-4000 2-5 3000-3500 1-2 2500-3000 0,01-1

Solbakk

Siden mesteparten av grunnlagsmaterialet fra Solbakk-siden har hastigheter over 4000 m/s er også snittverdier fra sonene M, O, P og Q fra Førresfjorden, T-forbindelsen, inkludert i analysen. Siden berggrunnen i dette området også er granittisk gneis er det antatt at forholdene er sammenlignbare. Resultater er gitt i figur 53. Det er stor variasjon innad i hver hastighetsklasse.

6 y = 0.0015x - 3.3061 5 R² = 0.6289

Q-verdi vs. seismisk verdi

- 3 hastighet Q Lineær (Q-verdi vs. 2 seismisk hastighet) 1

0 2500 3500 4500 5500 6500 Seismisk hastighet

Figur 52 Forhold mellom seismisk hastighet og erfarte Q-verdi på Solbakk (modifisert etter Statens vegvesen, 2015 og Norconsult, 2012a)

For å få mer informasjon sammenstilles verdier fra Rennfast/Finnøytunnelen (tabell 22) og empirisk formel (tabell 21) i figur 54. Dersom trendlinjen ekstrapoleres til det nedre hastighetene er prognosene høyere enn hva verdiene fra Rennfast/Finnøytunnelen og den empiriske formelen. Samtidig har disse relativt like anslag. Ettersom disse verdiene er mye

81 lavere enn hva som kan forventes basert på ekstrapoleringen fra drivingen til nå, har det blitt valgt å nedjustere disse til 0,01. Middels hastighet gir noe god korrelasjon, men som figuren viser er det stor variasjon. For de høye hastigheter gir den empiriske formelen urealistisk høye verdier. Erfaringene fra tunnelen har blitt lagt til grunn for denne vurderingen ettersom det er godt datagrunnlag i dette området. Også her har den eksponentielle funksjonstilnærmingen gitt det beste samsvaret mellom erfaringspunktene fra tunnelen. Tabell 25 anslår korrelasjonen mellom seismisk hastighet og Q-verdi i Storheidekket.

Tabell 25 Foreslått sammenheng mellom seismisk hastighet og Q-verdi, Storheidekket

Hastighet [m/s] Q-verdi 5000-6000 5,5-17 4500-5000 3,5-5,5 4000-4500 2,5-3,5 3500-4000 1,5-2,5 3000-3500 0,2-1,5 2500-3000 0,01-0,2

7 Q-verdi vs. seismisk hastighet 6 Finnfast/Rennfast 5

Formel

verdi -

Q 3 Ekspon. (Q-verdi vs. seismisk hastighet)

2 y = 0.1626e0.0006x 1 R² = 0.5538

0 2500 3500 4500 5500 6500 Seismisk hastighet

Figur 53 Seismisk hastighet vs. erfaringer fra Finnfast/Rennfast, empirisk formel og erfaringer i Storheidekket

7.2 Vanskelighetsgrad

For å vurdere sikringsbehovet i resterende deler av tunnelen skal de plasseres i vanskelighetsgrad-klasser. Dette har blitt gjort på to måter. Norconsult har i konkurransegrunnlaget klassifisert sonene basert på seismisk hastighet og sonetykkelse, kapittel 7.2.1. I tillegg har det blitt utført en analyse av disse parameterne med tanke på stedlige forhold som kan gi utslag i driving og sikring, kapittel 7.2.2.

7.2.1 Norconsult metoden

Norconsult har gitt et anslag av vanskelighetsklasser basert på seismisk hastighet og sonetykkelse i konkurransegrunnlaget (se tabell 26). Videre er det definert hvilken stabilitetsproblemer og vannlekkasjer som kan forventes i hver klasse, tabell 27.

Tabell 26 Vanskelighetsklasse basert på seismisk hastighet og sonetykkelse (Norconsult, 2012a/b)

Sonetykkelse Seismisk hastighet [m/s] [m] 4000-4500 3500-4000 3000-3500 < 3000 m/s < 5 1 II II III 5-15 III

> 15 III IV

Tabell 27 Antatt stabilitet- og vannlekkasjeproblemer for hver svakhetssoneklasse (Norconsult, 2012a/b)

Svakhetssoneklasse Klassifisering/antatt stabilitet Antatte vannlekkasjer I Noe dårlig, brukbare Mulig vannlekkasjer i sonen driveforhold/blokkutfall II Dårlig/blokkutfall – utrasing Mulig vannlekkasjer i sonen og i sideberget III Meget dårlig / rasutvikling1) Mulighet for vannlekkasjer i sonen og sideberget IV Særlig dårlig og ustabilt, Mulighet for vannlekkasjer i vanskelige driveforhold1) sone og sideberg

1) Antatt nødvendig med reduserte salvelengder og/eller oppdeling av salven

Forventet vanskelighetsgrad for de resterende svakhetssonene er gitt i tabell 28. Svakhetssonene under øyen Odda har blitt tolket basert på feltkartlegging og flyfoto. Siden

83 seismiske hastigheter ikke foreligger er ikke disse svakhetssonene (32b, 32c og 32d) med i analysen.

Tabell 28 Vanskelighetsklasse for resterende svakhetssoner etter Norconsult-metoden (Norconsult, 2012a/b)

Svakhetssone 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23

Vanskelighetsklasse 1 1- 3 3 1 3 1 2 3- 3 3- 3- 2 1 3 4 4 4

24 25 25b 25c 26 27 27b 28 28b 28c 29 29b 30 31 32 33 34

1 1 2 3 3 3 3 3 3 4 4 4 3 4 3 3 3

7.2.2 Erfaringsbasert, Ryfylketunnelen

For å vurdere vanskelighetsgraden til de resterende delene av tunnelene er det viktig å bruke informasjon fra drivingen og tilpasse til de stedlige forholdene. Ettersom masteroppgaven studerer svakhetssoner er det ønskelig å få frem kritiske punkter i berggrunnen.

Fra Hundvågsiden kan bergartsskillet mellom Boknafjorddekket og Visteflaket trekkes frem. Hastigheten er kartlagt med en seismisk hastighet lik 2500 m/s. I tunnelen er det bergartsskillet etterfulgt av to soner med tilsvare dårlig kvalitet og høyt sikringsnivå. Det er ikke utført tilstrekkelige geofysiske undersøkelser som gjør det mulig å utføre en detaljert analyse av alle sonene. I en masteroppgave med tittelen ”Rogfast tunnelen – analyse av nøyaktigheita av geofysikk for kartlegging av svakhetssoner” ble målingen utført over løp B forkastet og målingen sør for løp A registrert med hastighet lik 2800 m/s (Nesje, 2007). Det er derfor tatt utgangspunkt i den første svakhetssonen som er i selve skillet mellom gneis-fyllitt, og hastighet 2500 m/s. Solbakksiden mangler seismiske undersøkelser på det meste av strekket på land. De vanskeligste sonene, 5b og 5, har derfor dessverre ikke hastigheter som kan brukes til sammenligningsgrunnlag.

Analysen mellom Q-verdi og seismisk hastighet i kapittel 7.1 : ”forholdet mellom seismisk hastighet og Q-verdi” foreslår sammenhengen mellom Q-verdi og seismisk hastighet for Storheidekket (granittisk gneis) og Visteflaket (fyllitt). Undersøkelsen viser at det er stor usikkerhet og variasjoner som gjør det er vanskelig å gi en entydig sammenheng. For lave

84 hastigheter er kvaliteten for både Visteflaket og Storheidekket relativt like, den største forskjellen kommer frem ved høyere hastigheter ettersom gneisen har høyere Q-verdien. Laboratorieundersøkelsene bekrefter at Storheidekket har en betydelig høyere kompresjonsstyrke enn fyllitten fra Visteflaket (se kapittel 6.2). Dermed er det også naturlig at kvaliteten også er høyere. Basert på resultatene fra analysen, og oppfatning av tunnelarbeiderne, er kvaliteten bedre enn hva en kunne forvente. Derfor er de nedre verdiene justert opp. Samtidig har klasse 1 har blitt justert opp til 4800 m/s. Erfaringer fra ”svakhetssone 7” med denne hastigheten var at kvaliteten var noe dårligere med mindre svakhetssoner/slepper/sprekker. Tabell 29 viser foreslått vanskelighetsgrad for Ryfylketunnelen basert på korrigert Norconsultmetode.

Tabell 29 korrigert vanskelighetsgrad (basert på Norconsult, 2012a/b)

Sonetykkelse Seismisk hastighet [m/s] [m] 4000-4800 3600-3999 2800-3599 < 2800 m/s < 5 1 II II III 5-15 III

> 15 III IV

Basert på denne nye klassifiseringen er det bare en forskjell, svakhetssone 31 går fra klasse fire til tre. Dermed fremstår ikke den nye sammenhengen som nyskapende, men vil i praksis gjøre at det totale sikringsforbruket blir mindre.

I tillegg til denne generelle vurderingen må det også trekke frem noen stedlige forhold:  Svakhetssone 25b og 24 har ikke overliggende løsmasser og er derfor ekstra utsatt for vannlekkasjer. Hastighetene til sonene er 3600 m/s (25b) og 4000 m/s (24). I dette hastighetsområdet er bergmassen ofte oppsprukket med lite leire fra erfaringer i tunnelen (Statens vegvesen, 2015). Dermed kan omfattende forinjeksjon være nødvendig under et teoretisk vanntrykk på over 20 bar. Derfor justeres vanskelighetsklasse opp ett nivå, og havner dermed i vanskelighetsklasse II (nr. 24) og III (nr. 25b).  Bergartsskillet mellom Visteflaket og Storheidekket er lokalisert i en dypforvitring. I tillegg kan tre svakhetssoner krysse hverandre. Det er antatt svært dårlig kvalitet i området på grunn av stor tektonisk aktivitet. I tillegg til stor mektighet er det også

mulig at sonene eller sideberget kan være vannførende. For å ta høyde for spesielt krevende driveforhold justeres vanskelighetsklassen opp til IV +.  Svakhetssone 18-22 har registrert variable hastigheter. Den laveste hastigheten i hele tunnelen, 2200 m/s, er registrert sør for løp A. Det kan enten bety at det er flere mindre svakhetssone eller gradvis reduksjon i bergmassekvalitet fra løp B til A. Det er valgt å anta det sistnevnte. Siden sonene er plassert gunstig i forhold til tunnelaksen (på tvers), separert og plassert utenfor selve bergartsskillet er vanskelighetsgraden nedjusteres til fellesbetegnelse III (+).  Nummer 12 og 13 har en stor mektighet kombinert med dårlig kvalitet. Derfor er det antatt at disse kan være ekstra krevende, og justeres derfor opp til III (+).

7.3 De tre vanskeligste svakhetssonene

Basert på inndelingen i kapittel 7.2 har de tre vanskeligste sonene blitt valgt ut for vurdering av mulig drive og sikringsmetoder. Dette gjelder følgende soner :

 Svakhetssone 28c, 29 og 29c har blitt valgt fordi det er antatt å være de mest krevende svakhetssonene, klasse IV+.  Svakhetssone 18-21 under samlebetegnelsen III (+).  Den tredje sonen har blitt klassifisert i sone III (+). Den er valgt fordi den har en stor utbredelse (70-80 m), lav hastighet (3200-3700 m/s) og minst overdekning på Solbakk-siden (65-70 m).

7.3.1 Bergartsskillet Visteflaket-Boknafjorddekket

I et sukk ved bergartsskillet mellom Visteflaket-Boknafjorddekket er det registrert tre svakhetssoner. To er tolket av Norconsult basert på de seismiske undersøkelsene og en tredje fra lineamentskartet til NGU. Disse er tegnet inn som kryssende soner i konkurransegrunnlaget (løp A), se figur 54. Siden fallet til sonene er ukjent er det vanskelig å forutsi om de faktisk vil krysse hverandre ved traseen. Den nærmeste feltkartlegging er utført på øyene Sandøya og Odda, ca. 800 m SV. Foliasjonen har blitt kartlagt NS med 80-90 grader fall. Dersom dette fallet stemmer er plasseringen av sonene ganske nøyaktig. Det er også mulig at sonene har ulike fall. Dette kan i beste fall føre til at sonene er atskilt fra hverandre. I verste fall møtes sonene eller stilles parallelt slik at et størst mulig område har dårlig kvalitet. Tykkelsen til både sone 29 og 29b er 35 m, mens 28c er ca. 15 m mektighet.

Figur 54 Svakhetssone 28b (stiplet grønn), 29 (grønn) og 29b (lilla) er tegnet inn på tunneltraseen (svart) og merket med en rød sirkel (Norconsult, 2012b)

Hastighetene for sonene er tolket å være 2500 m/s. Erfaringer fra det tidligere bergartsskillet mellom Visteflaket og Boknafjorden kan gi en god indikasjon på hva en kan forvente siden både bergartene og anslått hastighet er lik. Samtidig er det noen forskjeller som må trekkes frem. For det første er dette bergartsskillet undersjøisk med ca. 100 m vann i tillegg vannmettede løsmasser og 53 m bergoverdekning. For det andre er at det potensielt tre soner som møtes i stede for en. På havbunnen er det 30 m lagdelt leire/silt/sand, 1500-1600 m/s. De andre løsmassene i nærområdet er morenematerialer. Dette tyder på at materialet i sonen er knust ned til fine fraksjoner. Ettersom sonene krysser hverandre i et bergartsskille er det sannsynlig at tektonisk aktivitet kan ha knust og fragmentert bergmassene i større grad enn i det forrige bergartsskillet. Løsmassene på havbunnen er en god indikasjon på dette. Erfaringer fra det tidligere bergartsskillet var at selve sonen bestod av oppsprukket og knust fjell som delvis hadde blitt knust ned til grus og sand, i tillegg til enkelte leirsoner. Det vil si at sonen er sammensatt/mikset, noe som er en sannsynlig sammensetning for denne sonen basert på seismisk hastighet og lokalisering. Begge sonene er plassert i et sukk som er indikasjon på en forvitringssone. Samtidig bidrar krysningssonen til ytterligere reduksjon av kornstørrelser. I følge Novapoint-tegningene til sone 42 var ca. 20 m utenfor bergartsskille mellom Boknafjorddekket-Visteflaket oppsprukket. Forinjisering har blitt utført i forkant av sonen for begge løpene. I løp A har også selve sonen blitt injisert (Statens vegvesen, 2015).

Sannsynligvis er bergmassen rundt dette bergartsskillet også oppsprukket og vannførende. I verste tilfelle består sonen av så dårlig bergmasse at det nærmest er løsmassekarakter og oppknust sideberg kombinert med høyt vanntrykk. Hastighetene antyder ikke en tilsvarende Bjorøy sone (ukonsolidert sand), men det kan ikke utelukkes pga. usikkerheter i seismikkmålingene. Løsmassene har trolig blitt konsolidert under komprimeringen, noe som reduserer hydraulisk ledningsevne. Siden sonen er sterkt preget av tektoniske aktiviteten resultert det i betydelig andel leire som tetter sonen.

7.3.2 Bergartsskillet Storheidekket-Boknafjorddekket

Det siste bergartsskillet er plassert på Solbakk-entreprisen og er mellom de to gneislagene, figur 55. I motsetning til det forrige skillet er det antydet fire soner (nr. 18-21) med 10-20 m mektighet i nærheten av bergskillet, men ikke i selve grensen (se figur 56). Derfor er det antatt at den tektoniske påvirkningen i disse sonene er lavere enn for svakhetssone 28c-29b.

Fallet til sonene er ukjent, men er plassert ca. 1000 m NØ for øyen Hidle. Derfor er det mulig at fallet tilsvarer foliasjonsretningen som ble kartlagt på Hidle, 20-25 NV. Ut fra dette kan det være at svakhetssonene kommer noe senere enn forventet, dvs. nærmere Hidle. De seismiske hastighetene varierer fra 2200 m/s til 4000 m/s og gir derfor et stort spekter av bergmassekvaliteter. Flere av sonene har fått ulike hastigheter fra forskjellige undersøkelser. Det viser at det er noe usikkerhet hvilken kvalitet som egentlig er tilfellende. I forrige kapittel fikk de fellesbenevnelsen III (+). En sone med seismisk hastighet 2200 m/s har ekstremt til svært dårlig kvalitet, på grensen til løsmassekarakter.

Figur 55 Antatt plassering av svakhetssonene ved bergartsskillet (Utdrag fra Norconsult, 2012a)

De seismiske hastighetene i tilknytning til svakhetssone 18-21 er variable (se figur 56). En årsak til dette er at profilene ble skutt på ulike steder. Det indikerer at kvaliteten i området variabel. For å vurdere en mer detaljert drive og sikringsfilosofi er det valgt å kategorisere hastighetene mer detaljert. På denne måten kan bergmassekvaliteten lettere anslåes. Det er antatt at bergmassen har en tilsvarende orientering som kartlagt i Mastrafjordtunnelen og på øyen Hidle. Hovedsprekkesettet er orient 45-60 grader NØ med fall 20-25 grader NV. Tunneltraseen har strøk 60 grader NØ (Norconsult, 2012a/b). Dette gjør at berggrunnen forskyves noe NV med dypet. Det er forsøkt å ta hensyn til dette under vurderingen. Målinger sør for løp A har en betydelig lavere hastighet enn hva som er registrert over løp B. Derfor er det anslått at hastigheten avtar gradvis mot sør slik at løp A har en verdi imellom. Foreslått hastigheter er anslått i tabell 30.

Figur 56 Plassering av seismiske profiler til svakhetssone 18-21 (utdrag fra Norconsult, 2012a)

Tabell 30 Anslått seismisk hastighet til svakhetssone 18-21

Nummer Målt løp A Målt løp B Anslått løp A Anslått løp B 18 3300 m/s, P6/09 3200 m/s, P2/09 3000 m/s 3200 m/s 2600 m/s, P15/03 Over tunnel 60 m SØ for tunnel 19 3200 m/s, P15/03 3200 m/s, P2/09 3200 m/s 3200 m/s 3200 m/s, P14/03 Over tunnel 45 m SØ for tunnel 20 2200 m/s, P14/03 3000 m/s, P1/09 2500 m/s 3100 m/s 35 m SØ for tunnel 3300 m/s, P2/09 SØ tunnelvegg 21 2400 m/s, P14/09 4000 m/s, P1/09 3000 m/s 4000 m/s 30 m SØ for tunnel 4000 m/s, P2/09 ca. 4 m SØ for tunnel

Andre fordelen med disse sonene i forhold til svakhetssone 28c-29b er både mer bergoverdekning (70-80 m) og smalere soner (10-20 m). Samtidig er sonene plassert på et større dyp, med opptil 180 m vann over seg. Dersom en lekkasje skulle oppstå vil det bidra til et høyere vanntrykk. Løsmassene på havbunnen består morene, med eventuelt et topplag av løst sand, ca. 25 m tykt. I forbindelse med Atlanterhavstunnelen var et 20 meter tykt morenedekke på havbunnen. Dette hindret ikke vannet fra å oppnå fullt vanntrykk i tunnelen (Karlson, 2008). Dersom morenemateriale ikke er tilstrekkelig impermeabelt kan vann trekke gjennom sprekker eller sonen dersom det er muligheter til det. Siden sonene er antatt å være

90 mindre fragmentert enn det andre bergartsskillet er det sannsynligvis mindre leire. Dermed er muligheten for vannsig større. Ukontrollert vanninntrenging kan være like problematisk som bergmassekvaliteten under dette vanntrykket. Fra de anslåtte seismiske hastighetene i tabell 30 er bergmassekvaliteten i løp B høyere enn løp A. Under analysen av seismisk hastighet ble det funnet et stort sprang i hastighetene 3000-3500 m/s, anslått Q i området 0,2-1,5. Den laveste hastigheten er anslått å være i tilknytning til sone 21 med 2500 m/s, Q anslått 0,01 (tabell 25).

7.3.3 Svakhetssone 12/13

Disse sonene er valgt fordi de har en stor mektighet (70-80 m) kombinert med dårlig kvalitet. Den seismiske hastigheten i seg selv er ikke de laveste som er registrert. For sone 12 er den målt 3200-3700 m/s og 3500 m/s i tilknytning til sone 13. Det vil ifølge den foreslåtte sammenhengen med seismisk hastighet bety Q-verdier i området 1-2 (fra tabell 25).

Kombinasjonen av store utbredelse og dårlig bergmassekvalitet kan resultere i rasutvikling pga. gravitasjon. Grunnen til det er at svakhetssoner har lavere E-modulus, stivhet, en det omliggende sideberget. Det gjør at det blir spenningsreduksjon i sonen og spenningskonsentrasjon i sideberget. Dersom det blir redusert nok kan det resultere i for liten innspenning, altså liten horisontalspenning. Siden innspenning bidrar til å holde taket opp er det mulig at hengen må sikres ekstra. I forhold til feltkartlegging på Solbakk er foliasjonssprekkene (sprekkesett 1) orientert i tunnelretningen og sprekkesett 2 på tvers av tunnelretningen (Norconsult, 2012). Disse sprekkene kan danne kiler dersom de møtes. Hengen er mest utsatt for denne type brudd, og spesielt dersom det er innspenningsproblemer.

Siden løsmassetykkelsen er svært mektig (ca. 100 m) er det sannsynligvis tilstrekkelig tetning, men det er ikke utenkelig at vannlekkasjer oppstår. Siden dypet er over 200 m vil i så fall resultere i et høyt vanntrykk.

8 Bergsikring og stabilisering

Fremgangsmåten for å bestemme bergsikring og stabilisering er basert på følgende måte:

1. Q-verdier tolket fra seismisk hastighet (kapittel 7.1) 2. Erfaringer fra andre prosjekter og driveperioden i Ryfylketunnelen (kapittel 3) 3. Modelleringer i Phase2 for utvalgte soner (kapittel 9)

8.1 Sikringsmatriser

Permanent sikring utføres i henhold til Statens vegvesen håndbok N500, tabell 31. Tabell 31 Forholdet mellom permanent sikring og Q-verdi (hentet fra Statens vegvesen, 2014)

Bergmasse Bergforhold Q-verdi Sikringsklasse Permanent sikring klasse A/B Lite oppsprukket bergmasse. Sikringsklasse I Midlere sprekkeavstand > - Spredt bolting 1m. - Sprøytebetong B35 E700, Q = 10 – 100 tykkelse 80 mm, ned til 2 m over såle C Moderat oppsprukket Sikringsklasse II bergmasse. - Systematisk bolting (c/c 2 m), Midlere sprekkeavstand 0,3 – endeforankrete, forspente, gyste 1 m. - Sprøytebetong B35 E700, Q = 4 – 10 tykkelse 80 mm, sprøytes ned til såle D Tett oppsprukket bergmasse Sikringsklasse III eller - Sprøytebetong B35 E1000, tykkelse 100 lagdelt skifrig bergmasse. mm eller mer Midlere sprekkeavstand < 0,3 - Systematisk bolting (c/c 1,5 m), m. endeforankrete, Q = 1 – 4 endeforankrete som gyses i ettertid, eller gyste E Svært dårlig bergmasse. Sikringsklasse IV Q = 0,1 – 1 - Forbolting ved Q < 0,2, ø25 mm, maks c/c 300 mm - Sprøytebetong B35 E1000, tykkelse 150 mm - Systematisk bolting, c/c 1,5 m, gyste - Armerte sprøytebetongbuer ved Q < 0,2, buedimensjon E30/6 ø20 mm, c/c 2 – 3 m, buene boltes systematisk c. 1,5 m, lengde 3 – 4 m - Sålestøp vurderes F Ekstremt dårlig bergmasse. Sikringsklasse V Q = 0,01 – 0,1 - Forbolting, c/c 200 – 300 mm, ø32 mm eller stag (selvborende). - Sprøytebetong B35 E1000, tykkelse 150 – 250 mm - Systematisk bolting, c/c 1,0 – 1,5 m, gyste - Armerte sprøytebetongbuer, buedimensjon D60/6+4, ø20 mm, c/c 1,5 – 2 m, buene boltes systematisk c. 1,0 m, lengde 3 – 6 m - Armert sålestøp, pilhøyde min. 10 % av tunnelbredden

G Eksepsjonelt dårlig Sikringsklasse VI bergmasse, stort - Driving og permanent sikring sett løsmasse. Q < 0,01 dimensjoneres spesielt

(1) Q-verdiene er forbeholt Uniaxial Compressive Strenght, UCS = 100 MPa (2) For buedimensjoner se kapittel 8.1 Teknologirapport nr. 2538

For eksepsjonelt dårlig materiale (klasse G) må tung tung sikring installeres. Sikringsmatrisen til Statens vegvesen, tabell 31, foreslår ikke hvilken sikring som skal monteres. NFF har utarbeidet en foreslått sammenheng mellom Q-verdi og sikringsalternativer, tabell 32.

Tabell 32 Sikring foran stuff (NFF, 2008)

Q-verdi (veiledende) Sikring foran stuff 0,001-0,02 Rørskjerm/jet-injisering/frysing 0,02-0,2 Forbolting >0,2 Forbolter ved lav innspenning, påhugg og grovblokkig (horisontal) lagdeling

I forhold til sikringsmatrisene i tabell 31 og 32 har følgende sikringstrend blitt gjennomført Ryfylketunnelen (Statens vegvesen, 2015):  3 m lange CT-bolter c/c 2 m, sikringsklasse C.  3-4 m lange CT-bolter c/c 1,5 m, sikringsklasse C og lavere.  15-28 cm sprøytebetong (E1000, B35, M40), sikringsklasse C-.  8-10 cm sprøytebetong (E700, B35, M40) har vært vanlig for sikringsklasse C+.

 Forbolting har blitt utført for høyere verdier enn hva sikringsmatrisen tilsier, Qmaks 1.9 (c/c 30 cm, Ø32).  Noen buer har blitt montert til forboltene. Dette er utført ved behov, hovedsakelig for

Q-verdier under 1 (Qmaks 1,9).  Bergmassekvaliteter i området 0,001-0,02 har ikke blitt registrert til nå.  Buer for Q<1  Forbolter for Q<1,7  Selvborende bolter ved fare for hullkollaps  Injiserbare bolter ved mye vann

8.2 Numerisk modellering

Ettersom mulighetene for tung sikring er begrenset i Phase2 er hovedfokuset usikret tunnel. Målet med dette er å lokalisere hvor det er spenningskonsentrasjoner, brudd og deformasjoner. På denne måten kan behovet for sikring- og stabilitetsalternativer vurderes. Sikring har blitt lagt inn der det har vært hensiktsmessig å forsøke å legge det inn.

Kritisk tøyning Sakurai (1983) har funnet en sammenheng mellom stabil tunnel og deformasjon. Denne er basert på analyser av flere tunnelprosjekter. Sakurai foreslår at dersom deformasjonen er under 2%, er tunnelen stabil. Fordelt over tunnelen betyr det 1 % av diameter i hver vegg, og 1 % av høyden for tak/såle (Hoek, 1999). Fra denne definisjonen er kravet for stabil tunnel gitt i tabell 33.

Tabell 33 Kritisk tøyning etter Sakurai (modifisert etter Hoek, 1999)

Sted Lengde 2 % 1 % Vegger 8,5 m 0,085 m 0,0425 m Tak/såle 7,29 m 0,079 0,0395

Oppsett for modellen i Phase2:

Følgende oppbygning har blitt brukt under modellering for samtlige av modellene :  Teoretisk sprengningsprofil  Begge løp er modellert sammen, løp B er venstre løp og løp A høyre  Løp B blir ekskavert først  14 m avstand mellom løpene  Ytre grense (external boundary) o Kvadratisk form o Ekspansjonsfaktor lik 6  Nett (mesh) o Gradert o 3 noder triangel o 0,2 graderingsfaktor o 150 defekte noder  Konstant lastområde (constant field stress)  Input CT-bolt ifølge vedlegg 36 (modifisert etter Mao, Nilsen & Lu, 2010)

 Input sprøytebetong, vedlegg 37 (modifisert etter Mao, Nilsen & Lu, 2010)  Sprøytebetongtykkelse og boltemønster varierer

Den ytre grensen og nettet er økt for å tilpasse to tunnelløp. På denne måten påvirker ikke oppsettet modellen. Og nettet er detaljert nok til å gi informasjon om tilstanden rundt tunnelen.

I kapittel 5.2 ble to ulike spenningssituasjoner diskutert. For å vurdere eventuelle forskjeller mellom disse har begge modellene blitt analysert. Nord-aksen er orientert mot vest i forhold til tunnelen. Derfor har spenningen blitt dekomponert fordi spenningene står vinkelrett i Phase2. Ettersom dette ikke er hovedspenninger vil det generere skjærspenninger. For enkelthets skyld er det antatt at skjærspenningene er null i modellen. Dette vil ikke være tilfellet i virkeligheten siden skjærspenninger bare er null i hovedspenningsretningen. I modellen er det antatt at sedimentene på havbunnen er vannmettet og berget tørt. Basert på disse simuleringene er bergspenningene ved lav og høy horisontalspenning estimert i tabell 34. Siden sedimentene er vannmettet brukes neddykkede tettheter (NVE, 2007):

`morene = 13 kN/m3

`leire/silt/sand =12 kN/m3

`sand = 10 kN/m3

Tabell 34 Bergspenninger i de ulike spenningsmodellene

Son  Vi Vann Sedime Berg2 Lave Høye e nk [m]2 nt [m] horisontalspenninger horisontalspenninge el1 [m] [MPa] r [MPa]

V h H V h H 12- 0,3 26 100 100 65 4,01 2,39 3,64 4,01 7,12 8,97 13 1 18- 0,3 30 160 25 75 4,06 2,62 3,62 4,06 7,58 9,07 21 1 28c- 0,2 30 100 30 53 2,77 1,39 1,93 2,77 5,17 6,18 29b 6 1 Orienteringen er estimert etter profiltegningene til løp A (Norconsult, 2012a/b)

2 Tettheter fra laboratorieundersøkelsene i tabell 15

Materialparametere er funnet på to ulike måter. Intakt, oppsprukket berg og svakhetssone 12/13 bruker generalisert Hoek-Brown kriteriet. Materialparameterne i Phase2 er funnet ved hjelp av Roclab. Input til Roclab er basert på erfaringer fra Ryfylketunnelen med noen antagelser. Svakhetssone 28c-29b og 18-21 bruker Mohr Coulomb kriteriet og tar utgangspunkt i det forrige bergartsskillet (svakhetssone 42).

8.2.1 Svakhetssone 28c-29

Denne sonen er på forhånd antatt å inneholde den dårligste bergmassekvaliteten, eventuelt også kombinert med et høyt vanntrykk. Hastigheten i området har blitt registrert 2500 m/s, og representerer skillet mellom Visteflaket og Boknafjorddekket. Tidligere har AF gruppen gått gjennom bergartsskillet Boknafjorddekket-Visteflaket. Erfaringer fra denne sonen har vært avgjørende i analysen. Utgangspunktet for analysen er dårlige materialet funnet i nedre del av stuff til bergartsskille Boknafjorddekket-Visteflaket. I samarbeid med Trinh har det blitt besluttet å bruke styrkeparametere fra et prosjekt i Vietnam. Materialet fra denne sonen ligner på materialet fra nedre del av tunnelprofilet. Dette materialet ble analysert i området c=0,05- 0,07,  = 21-29 og E=500 MPa (Trinh et al, 2006). Etter anbefalinger fra Nghia ble det besluttet å modellere for de laveste verdiene c=0,05 og  = 21. Siden materialet er ekstremt dårlig er det antatt at peak og residualverdiene er de samme (Trinh, 2015). Tre ulike modelleringer har blitt undersøkt basert på både erfaringer fra driveperioden og seismiske undersøkelser. I denne analysen er det antatt lave horisontalspenninger (se tabell 32).

8.2.1.1 Modeller for svakhetssone 28c-29

Alternativ 1: Hele modellen består av ekstremt dårlig materiale (figur 57). Dette er antatt å være tilfelle dersom sonene møtes eller er parallelle ved tunneltraseen. ”worst case scenario”.

Alternativ 2:

Figur 57 Alternativ 1 for svakhetssone 28c-29b (Phase2)

Alternativ 2: Løp A består av ekstremt dårlig materiale, løp B oppknust/dårlig materiale og området nord for løp B er intakt (figur 58). Denne modellen er basert på de seismiske undersøkelsene som antyder krysning mellom svakhetssonene i løp A (Statens vegvesen, 2015).

Figur 58 Alternativ 2 for svakhetssone 28c-29b. Rød=svakhetssone, Alternativoransje=knust 3: materiale og gul=intakt berg (utdrag fra Phase2) Alternativ 3:

Ettersom flere av svakhetssonene ikke har blitt funnet i tunnelen har en ”best case” modell blitt analysert der svakhetssonen befinner seg over tunnelene (figur 59). Traseen består av oppknust og dårlig materiale.

Figur 59 Alternativ 3 for svakhetssone 28c-29b. Rød=svakhetssone og oransje=knust materiale (utdrag fra Phase2)

Analysen har foregått i følgende steg*: 1. Uten sikring 2. Tradisjonell bolting og sprøytebetong 3. Forbolter og injisering + steg 2 4. Rørparaply + steg 2 5. Først er det antatt en 1 meter tykk forbedret sone, dersom dette ikke gir tilstrekkelig stabilitet/sikring har steg 4 blitt undersøkt med lengre rør. Det er anslått en maksimal tykkelse lik 2,5 m dersom dobbel rørparaply monteres. *Analysen avslutter når sikringen er vurdert å være tilstrekkelig.

8.2.1.2 Valg av materialparameter til Phase2

Materialparameterne til den intakte og oppknuste gneisen er oppsummert i tabell 35 Tabell 35 Input i Phase2 for intakt og oppknust gneis etter generalized Hoek-Brown kriteriet

Parameter Intakt gneis Oppknust gneis E-modul1 25432,5 3446,39 2 0,31 0,31 UCS 2052 1503

mb peak1 10,9392 2,41055 s peak 0,0564973 0,00101127 a peak 0,500911 0,511368 mb residual4 3,6464 0,8035 s residual 0,018832 0,00033709 a residual 0,16697 0,170456 Dilasjon 6,563525 0,7231656 1 Fra Roclab, 2015 2 Laboratorieresultater tabell 15 3 Nedre verdi for foreslått gneis i Roclab (Roclab, 2015) 4 Residualverdiene er 1/3 av peak, antatt 5 Dilasjon er 0,6mb peak (Roclab, 2015) 6 Dilasjon er 0,3mb peak (Roclab, 2015)

For å analysere virkningen av forbolter og rørparaply er det lagt inn et forbedret materiale rundt konturen med det dårlige materialet (tabell 36). Forboltene er antatt å være 6 m lange kamstålbolter (Ø32), med senteravstand lik 30 cm i en dobbel vifte. Dersom boltene monteres 14 grader i forhold til tunnelaksen vil det i snitt være et forbedret materiale 1 m rundt konturen. Dersom dette ikke er tilstrekkelig sikring modelleres stålrør Ø114 mm, rørparaply, i et tilsvarende. Viss stabiliteten fremdeles er utilstrekkelig modelleres en 2,5 m tykk forbedret sone rundt konturen (fra 15 m lange stålrør). Arealfordeling er basert på sikringsdimensjon og senteravstand. Det er antatt at 20% av den forbedrede sonen er injeksjonsmateriale.

Tabell 36 Input verdier i Phase2 etter Mohr-Coulomb kriteriet

Parameter Sonen1 Sement2 Forbolter3 Forbedring Rørparaply4 Forbedring % 20% 2,1% 26,9% E-modul 500 20000 200000 8634,91 200000 58146,96  0,35 0,15 0,3 0,31 0,3 0,30 tensjon 0 2 200 4,646 400 108,16 residual 0 0 0 0 0 0  21 45 20 25,78 - 27,59 residual 21 30 - 17,19 - 18,39

Kohesjon 0,05 5 - 1 - 1,41 residual 0,05 1 - 0,3 - 0,94 dilasjon 0 12 - 1 - 1 1 Trinh, 2015 2 Langåker, 2014 ; Myhre, 2014 3 Mao et al., 2011 4 Langåker, 2014

8.2.1.3 Resultater ved modellering av svakhetssone 28c-29

Alternativ 1 uten sikring : Rundt konturen er det spenningsavlastning. Deformasjonen er høy rundt hele tunnelen, størst i taket med maksimalt 0,57 m, figur 60. Store deler av modellen går i brudd ettersom materialet er ekstremt dårlig. Figur 61 illustrer brudd, der rød farge betyr 100 % brudd.

Figur 60 Deformasjon for alternativ 1 uten sikring (Phase2)

100

Figur 61 Brudd for alternativ 1 uten sikring (Phase2)

Alternativ 2 uten sikring : Spenningskonsentrasjon er i den høyre veggen til løp B mot løp A. Rundt løp A (ekstremt dårlig kvalitet) er det spenningsnøytralt. Spesielt i høyre vederlag til løp A er det store deformasjoner, maksimalt 0,4 m, figur 62. Ingen deformasjoner er antydet i løp B. Det er hovedsakelig brudd i sålen. Noe brudd oppstår rundt konturen, mest i høre vederlag. I løp A oppstår tilsvarende brudd som for alternativ 1, figur 63.

101

Figur 62 Deformasjon i løp A for alternativ 2 (Phase2)

Figur 63 Brudd for alternativ 2 (Phase2)

102

Alternativ 3 uten sikring : Spenningskonsentrasjon i vegger (ca. 8 MPa) og lite i såle/tak. Det er hovedsakelig deformasjon i taket, maksimalt 0,014 m, figur 64. Mens brudd er for det meste i sålen, figur 65.

Figur 64 Deformasjon for alternativ 3 (Phase2)

Figur 65 Brudd for alternativ 3 (Phase2)

103

Alternativ 1 med sikring : Sprøytebetong og bolter har tilnærmet ingen effekt på situasjonen. Derfor er det tydelig at tung sikring må installeres. Med forbolter er deformasjonen fremdeles høy, 0.32 m på det meste. Med 2,5 m forbedret rørparaply-sone, 4 m lange bolter (c/c 1) og 30 cm sprøytebetonglag reduserer deformasjonen til 0,09 m i vegger, 0,075 m tak og 0.285 m i sålen, figur 66. Dette er fremdeles lagt over det som er kravet i henhold til Sakurai.

Figur 66 Alternativ 1 med rørparaply (Phase2)

Alternativ 2 med sikring Med bolter og sprøytebetong er det 0,4 m deformasjon i høyre vederlag til løp A, og alle boltene går i brudd (4 m lang, c/c 1m). Spenninger rundt konturen er lave, men ikke negative. Med forbolter indikerer sigma 3/z negativ spenning (strekk). Deformasjonen er fremdeles høy, 0.064 m i sålen. Med en 2,5 brei forbedret rørparaply-sone og 30 cm tykt sprøytebetonglag og sålestøp reduseres deformasjonen til 0,016 m i taket, figur 67. Deformasjonen er størst i vertikalretning med 0.036 m i sålen. Tunnelen er etter deformasjonskravet til Sakurai stabil.

104

Figur 67 Deformasjon alternativ 2 med rørparaply og 30 cm sprøytebetong (Phase2) Alternativ 3 med sikring Siden både deformasjon og brudd er liten er det tung sikring ikke nødvendig. Med 3 m lange bolter (c/c 1,5 m) og 10 cm tykt sprøytebetong reduseres ikke deformasjonen ytterligere. Med tradisjonell sikring er det bare brudd i sålen som er usikret.

8.2.1.4 Andre materialparametere I denne modelleringen er det tatt utgangspunkt i det dårligste materialet fra analysen til Trinh et al., 2006. For å få en bredere vurdering av situasjonen er det foretatt en analyse av andre kvaliteter og for begge spenningssituasjonene. På grunn av tidsbegrensninger er analysen utført uten sikring. Spenningssituasjonen med lave horisontalspenninger er nummerert 1, høye horisontalspenninger 2. På grunn av dårlig kvalitet er det vurdert å være nødvendig med todelte salver, altså 4 steg for to tunneler. Materialparameterne deles inn i lav, middels og høy etter tabell 37.

Tabell 37 Materialparametere for høy, middels og lav kvalitet (Trinh et al, 2006)

Materialparameter c (kohesjon)  (friksjonsvinkel) Lav 0,05 21 Middels 0,06 24

105

Høy 0,07 27

Både deformasjon og brudd er større for høye horisontalspenninger (spenningssituasjon 2), spesielt i sålen. Samtlige av modellene har høy deformasjon og brudd, derfor er tung sikring nødvendig. Deformasjonsforløpet ved de ulike materialparameterne er skissert i figur 68.

1.6

1.4

1.2

1 1. 0,05/21 2. 0,05/21 0.8 1. 0,06/24 0.6 2. 0,06/24 1. 0,07/27 0.4 Maksimal Maksimal deformasjon [m] 2. 0,07/27 0.2

0 0 1 2 3 4 Steg

Figur 68 Deformasjon for ulike materialparametere, svakhetssone 28c-29b (Phase2) 8.2.2 Sone 12-13

Under vurderinger av vanskelighetsgrad ble sone 12 og 13 klassifisert i kategori III (+) pga. dårlig kvalitet kombinert med stor mektighet. Derfor burde lengdeprofil og ikke tverrsnitt modelleres. Mektigheten kan ha en ikke ubetydelig påvirkning på sikringsforbruket ettersom sideberget gir dårlig støtte. Siden sikringen er utført på stuff er det antatt at påvirkningen mellom salvene er lav for denne kvaliteten. Mektigheten er vurdert å være problematisk fordi den induserer spenningsreduksjon. I en så brei sone er lave horisontalspenninger sannsynlig ettersom område er spenningsavlastet. Hvor mye denne blir spenningsavlastet er avhengig av stivheten, E-modulen (Myrvang, 2001). Sonen er i tillegg karakterisert som vanskelig fordi ekstra sikring kan i så fall påventes over flere salver (70-80 m). Dermed er det totale sikringsforbruket høyt.

106

8.2.2.1 Valg av parameter for svakhetssone 12-13 Inngangsparameterne til sonen er ukjent under modelleringen. Sammen med veileder ble det bestemt å variere kompresjonsstyrken, UCS (Nilsen, 2015). Modelleringen er utført med

UCSintakt verdier fra 50% (102,5 MPa) og 25% (51,25 MPa) av UCSintakt til morenekarakter, 35 MPa (Myhre, 2014). En forstyrrelsesfaktor lik 0,5 har blitt brukt for de innerste 1,5 meterne. Modelleringen har ikke blitt utført med delt tverrsnitt ettersom dette ikke har blitt brukt for denne hastighetsklassen. Begge spenningssituasjonene (høye/lave horisontalspenninger) fra tabell 32 er analysert. Residualverdiene er antatt å være 3/4 av peak og dilasjon 0 på grunn av dårlig materiale (Nghia, 2015). Roclab parameterne (tabell 38) har blitt importert til Phase2 tabell 39). Tabell 38 Input i Roclab

1 Bergart UCSintakt GSI mi D Ei 6 Tetthet [GPa] [kg/m3] Indre Variabel 751 233 0,54 33,7 0,31 27556 Ytre Variabel 352 233 05 33,7 0,31 27556 1 Kartlagt under befaring 2 Anslått fra erfaringer i tunnelen 3 Nedre grense for gneis, dårlig kvalitet 4 Påvirkning av påvirket indre sone 5 Antar ingen påvirkning 1,5 m utenfor tunnelen 6 Fra laboratorieforsøk, tabell 15

Tabell 39 Materialparametere i Phase2, variabel UCSintakt

B indre B ytre C indre C ytre D indre D ytre E- 1925,67 3821.82 1925,67 2821.82 1925,67 2821.82 modul [MPa] v 0,31 0,31 0,31 0,31 0,31 0,31 UCSinta 102,5 102,5 51,25 51,25 35 35 kt [MPa] mb 1,04108 2,25707 1,04108 2,25707 1,04108 2,25707 peak mb res. 0,78081 1,69280 0,78081 1,69280 0,78081 1,69280 s peak 0,0001722 0,00073017 0,0001722 0,00073017 0,0001722 0,00073017 3 8 3 8 3 8

107

s res. 0,0001291 0,00054763 0,0001291 0,00054763 0,0001291 0,00054763 7 4 7 4 7 4 a peak 0,51595 0,51595 0,51595 0,51595 0,51595 0,51595 a res. 0,38696 0,38696 0,38696 0,38696 0,38696 0,38696 dilasjon 0 0 0 0 0 0

8.2.2.2 Resultat for modellering av svakhetssoner 12-13 Ved lave horisontalspenninger er det høy deformasjon i vertikalretning, mest i sålen. Figur 69 viser deformasjonen rundt tunnelkonturen, maksimalt 0.0124 i sålen. Når horisontalspenningen er høy er det ytterveggene i hver tunnel (venstre for løp B og høyre for løp A) og sålen som er mest belastet, figur 70. Tunnelene tilfredsstiller stabilitetskravet til Sakurai.

Figur 69 Spenningssituasjon 1, deformasjon til materiale B (Phase2)

108

Figur 70 Spenningssituasjon 2, deformasjon materiale B (Phase2) Figur 71 illustrerer maksimal deformasjon for de ulike UCS-verdiene. Steg 1 er når det ene løpet er ekskavert og steg to for begge. Ettersom det er lite deformasjon er det lite forskjell før og etter sikring. Lave horisontalspenninger er merket med ett-tall og høye horisontalspenninger med to-tall. UCS verdien har liten innvirkning på resultatene.

0.018

0.017 1 50%UCS uten sikring 0.016 1 50%UCS med sikring

0.015 2 50% UCS uten sikring 2. 50%UCS med sikring 0.014 1. 25%UCS uten sikring 0.013 1. 25%UCS med sikring 0.012 2. 25%UCS uten sikring Deformasjon Deformasjon [m] 0.011 2. 25%UCS med sikring 0.01 1. UCSmorene uten sikring

0.009 1. UCSmorene med sikring 2. UCSmorene uten sikring 0.008 0 1 2 2. UCSmorene med sikring Steg

Figur 71 Deformasjon som funksjon av UCS (Phase2)

109

Brudd Uten sikring oppstår brudd i store deler av den forstyrrede sonen (1,5 m utenfor tunnel) for begge spenningssituasjonene, noe mer for høyere horisontalspenninger. Med 10 cm sprøytebetong og 3 m lange CT-bolter c/c 1,5 m er det bare brudd i sålen (sålen er usikret) for lave horisontalspenninger. I spenningssituasjon 2 går sprøytebetongen i brudd i taket og boltene i det forstyrrende området. Figur 72 illustrer når sprøytebetongtykkelsen i hengen er økt til 15 cm. Likevel går sprøytebetongen i brudd. For å hindre brudd i sikringen er det modellert med bue. Denne type sikring er ikke et alternativ i Phase2. Derfor er det i stedet valgt å legge på et 20 cm tykt lag med armering (reinforced concrete) på sprøytebetonglaget. Dette er ikke en riktig antagelse, men tilstrekkelig for å se effekten på dette analysenivået (Nilsen, 2015). Under modelleringen brukes standardverdien som er i Phase2. Med ”buen” går noen av boltene i brudd i vegg og sprøytebetongen i sålekanten.

Figur 72 Brudd for spenningssituasjon 2 med sikring. Gul bolt, rød sprøytebetong og rød bergmasse indikerer 100 % brudd (Phase2)

Sigma 1 Spenningskonsentrasjonen til sigma 1 er i vegger ved lave horisontalspenninger, figur 73. Og i tak og sålekanter ved høye horisontalspenninger, figur 74.

110

Figur 73 Sigma 1 for lave horisontalspenninger med sikring (Phase2)

Figur 74 Sigma 1 for høye horisontalspenninger med sikring (Phase2)

111

E-modul E-modulen representerer stivheten til materialet. Selv om denne parameteren reduseres med 50% eller 75% påvirker dette deformasjonen minimalt (figur 75). Når E-modul reduseres til morenekarakter lik 150 MPa (Myhre, 2014) er deformasjonen derimot i meterskalaen, og langt over hva Sakurai anbefaler.

3.5

2.5 1. 50%E-modul 2. 50%E-modul 2 1. 25%E-modul

1.5 2. 25%E-modul 1. 150 MPa

Maksimal Maksimal deformasjon [m] 1 2. 150 MPa

0.5

0 0 1 2 Steg

Figur 75 Deformasjon mot E-modul for sone 12-13

8.2.3 Sone 18-21

Disse sonene ble i kapittel 7.3.2 vurdert å ha hastigheter i området 2500-4000 m/s. Av disse er det svakhetssone 20 i løp A med hastighet lik 2500 m/s den med antatt lavest kvalitet. Og dermed den som er av mest interesse å studere. Ettersom denne ikke er plassert direkte i bergartsskillet er det antatt at kvaliteten til denne sonen er bedre enn bergartsskillet ved svakhetssone 42. Det ble forsøkt å lage en numerisk modell, men ble forkastet ettersom det var for mye uvisse knyttet til input parameterne. Det er derfor ikke gjennomført en numerisk analyse i forbindelse med disse sonene.

112

8.3 Behov for vannsikring og vannstabilisering

Fokuset på denne delen er å analysere muligheten for stabilitet og sikringsbehov i fremtidige svakhetssoner. Det ble forsøkt å utføre modellering med Phase2, men denne ble forkastet pga. usannsynlige resultat. For enkelthets skyld har det blitt antatt at løsmassene på havbunnen er vannmettet, og berggrunnen tørr. Sikringsmatrisene til Statens vegvesen inkluderer ikke vann. Q-verdien avhenger av vannforhold, men ettersom vannlekkasjer tettes foran stuff bidrar dette til at selve salven fremstår som tørr. Behov for vannsikring og stabilisering er basert på erfaringer og teori rundt vannlekkasjer i svakhetssoner.

Vanntetting har ikke blitt brukt som stabiliserings- eller sikringsmetode i Ryfylketunnelen til nå. Flere injeksjonsrunder har blitt utført på Solbakk under land. Erfaringer har vist at sedimentene på havbunnen har tettet bedre enn de mer permeable løsmassene på land. I følge Novapoint-tegningene har flere injeksjonsrunder blitt utført rundt, men ikke i, svakhetssoner (Statens vegvesen, 2015). I følge kontrollingeniørene har lekkasjene vært i godt fjell med åpne sprekker uten leire (Mauset, 2015). Det er ikke uvanlig at områder rundt svakhetssoner er oppsprukket (se kapittel 5.1).

Det er vanskelig å forutsi lekkasjemengder i tunnelen. Dette avhenger av tre parametere:  Sedimenter på havbunnen  Permeabiliteten til sonen (avhengig av ledningsevne og eventuelle fyllinger)  Overdekning

Basert på erfaringer i Ryfylketunnelen er flere injeksjonsrunder påventet under Odda fra Hundvågsiden og Hidle. Ingen svakhetssoner er markert under Hidle. To soner er antatt ved øyen Odda, med et lite løsmassedekke. Fra kartlegging i dagen og flyfotoet har ingen av disse blitt markert som spesielt vanskelige. I kapittel 7.2 ble svakhetssone 25b og 24 vurdert som spesielt utsatte for vannlekkasjer. Siden hastigheten til disse sonene er relativt høye er det sannsynligvis lite løsmasser og dermed mulig å tette ved høytrykks forinjisering.

113

I utgangspunktet er det lagt opp til forinjeksjon for å tette lekkasjer. Injeksjonstrykket må være høyere enn vanntrykket og materialstørrelsen liten nok til å kunne trenge gjennom sonen. Dagens injeksjonsteknologi kan utføre et trykk tilsvarende 100 bar/10 MPa noe som er betydelig høyere enn maksimalt teoretisk vanntrykk. Høyt trykk bidrar til hydraulisk jekking av bergmassene i området rundt utgangen. Dette kan skape nye sprekker som leder ut injeksjonsmasser. Dersom området er svært vannførende bør det tilsettes enten polyurethane eller akseleratorer. Polyurethane er et kjemisk middel som omdannes til skum som herder når det er i kontakt med vann. Akselerator bidrar til trykkoppbygging, eksempelvis alkalifri akselerator. Uten trykkoppbygging herder ikke injeksjonsmassene og de ”forsvinner” i bergmassen. Denne type tilsetting er mer effektiv dersom mikrosement blir brukt kontra industrisement. Mikrosement er et finere industrisement. Tynnere materialer kan trenge inni finere sprekker. I tillegg finnes det ultrafint sement som er enda finere. Grunnen til at industrisement er ønskelig er økonomiske årsaker. I krevende soner som er påventet kan mikrosement, ultrafint sement og/eller polyurethane være aktuelle materialvalg. Ved høyt vanntrykk kan det være gunstig å lage dreneringshull i tunnelen for å lede deler av vannet bort fra stuff. Spesielt dersom vannlekkasjer oppstår i de dypeste delene av tunnelen bør dreneringshull vurderes (NFF, 2002). Sone 18-21 og 12-13 er plassert ved noe av de dypeste delene av tunnelen. Dersom fullt vanntrykk hadde oppstått i tunnelen hadde det krevd avansert injiseringsteknikk.

I forhold til de utvalgte sonene har svakhetssone 12/13 ca. 100 meter morenemateriale og 65- 70 m berg-overdekning. Morenematerialet er godt komprimert i bunnen og fungerer derfor som barriere mellom reservoaret og sonen. Derfor er det en rimelig antagelse at dette skal være tilstrekkelig tetting. De to andre utvalgte problemområdene har ca. 30 m sedimenter på berggrunnen. I forhold til de seismiske undersøkelsene er det ikke antydet en vannførende ukonsollidert sone. Fordelen med de to resterende bergartsskillene er at det har blitt utført mye seismiske undersøkelser. Derfor er det lite sannsynlig at dette vil forekomme. Mindre soner er derimot mulig å ikke kunne se fra disse undersøkelsene. Injisering og eventuelt drenering skal i teorien kunne håndtere dette, men flere og omfattende tetningsarbeid kan være aktuelt. På grunn av lave hastigheter er det sannsynlig at leire er tilstede og tetter sonene. Derfor er det primært antatt at vann er forbundet med sideberget. Forinjisering skal i teorien håndtere vanntrykk, selv på 292 m.

114

Kapittel 9 Resultater

Basert på de foregående analysen har stabilitets- og sikringsbehovet til de valgte sonene blitt oppsummert i tabell 40.

Tabell 40 Vurdering av sannsynlighet for tung sikring av utvalgte soner

Metode 18-21 12/13 28c-29b Forbolting Sannsynlig Mulig Sannsynlig/ikke tilstrekkelig Rørparaply Mulig/lite Svært lite sannsynlig Sannsynlig sannsynlig Jet-injisering Usannsynlig Usannsynlig Lite sannsynlig Frysing Usannsynlig Usannsynlig Lite sannsynlig

En beskrivelse av sikringen gjennom alle de resterende svakhetssone er gitt i tabell 41. Når sikringen er veldig usikker er den merket med en parentes.

Tabell 41 Prognoser for fremtidige svakhetssoner

Sone Seismisk Anslått Q- Sikring etter Vanskelighet- Anslått hastighet verdi fra tabell 31-32* sgrad fra (Norconsult, tabell 24-25 kapittel 7.2.2 2012) 10 4200 2,9 SB 100 mm 1 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 11 3700-4600 1,9-3,9 SB 100 mm 1-3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 12 3200-3700 0,4-1,9 SB 100-150mm 3 (+) SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (Sålestøp) (Forbolter Bue sålestøp) 13 3500 1,5 SB 100 mm 3 (+) SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (Forbolting sålestøp) 14 4000-4200 2,5-2,9 SB 100 mm 1 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 15 3500 1,5 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolting) 16 4000 2,5 SB 100 mm 1 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 17 3800 3,1 SB 100 mm 2 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 18 2600-3200 0,02-0,4 SB 100-150mm 3 (+) SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5

115

Forbolter, buer og Forbolter event. sålestøp Bue (Sålestøp) 19 3200 0,4 SB 100-150mm 3 (+) SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 Forbolter og buer Forbolter event. sålestøp (Sålestøp) 20 2200-3300 0,001-1 SB 100-150mm 3 (+) SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 Forbolter Forbolter /rørskjerm/jet- Buer injisering/frysing (Sålestøp) Buer Sålestøp 21 2400-4000 0,004-2,5 SB 100-150mm 3 (+) SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 Forbolter Forbolter /rørskjerm/jet- Buer injisering/frysing (Sålestøp) Buer 22 3400-3500 1,3-1,5 SB 150mm 2 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (Forbolter sålestøp) 23 3800 3,1 SB 100 mm 1 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 24 4000 2,5 SB 100 mm 2 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 25 4000 2,5 SB 100 mm 1 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 25b 3600 1,7 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter) 25c 3700 1,9 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 26 3400 1,3 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter) 27 3700 1,9 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 27b 3400 1,3 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter) 28 3200 0,4 3 SB 150 mm B c/c 1,5 Forbolter (sålestøp) 28b 3500 1,5 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5

116

B c/c 1,5 (forbolter) 28c 2500 0,01 SB 100-150mm 4 + SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 Forbolter Bue /rørskjerm/jet- Rørparaply/ injisering/frysing forbolter Buer 29 2500 0,01 SB 100-150mm 4 + SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 Forbolter Bue /rørskjerm/jet- Rørparaply/ injisering/frysing forbolter Buer 29b 2500 0,01 SB 100-150mm 4 + SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 Forbolter Bue /rørskjerm/jet- Rørparaply/ injisering/frysing forbolter Buer 30 3200 1,4 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter) 31 2900 0,6 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter Buer sålestøp) 32 3000 1 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter sålestøp) 32b ? ? ? - - 32c ? ? ? - - 32d ? ? ? - - 33 3100 1,2 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 (forbolter) 33b ? ? ? - - 33c ? ? ? - - 34 3900 4,4 SB 100 mm 3 SB 150 mm B c/c 1,5 B c/c 1,5 * SB=sprøytebetong, B=bolter

117

Kapittel 10 Diskusjon av mulig driving og sikring gjennom resterende svakhetssoner

Erfaringer fra tunneldrivingen i Ryfylketunnelen og de nærliggende tunnelprosjektene tilsier at en kombinasjon av reduserte salver (3 meter) og forbolter (c/c 30 cm) er en god stabiliseringsmetode gjennom svakhetssoner. Den anslåtte korrelasjonsformelen mellom Q- verdi og seismisk hastighet gir et høyere estimat enn hva NGI har foreslått for Rennfastforbindelsen og Finnøytunnelen. Siden erfaringene tilsier at svakhetssonene har hatt en bedre kvalitet enn hva de seismiske undersøkelsene tilsier, er dette vurdert å være en rimelig antagelse. Samtidig kan det være at denne formelen gir et overestimat, og dermed resulterer i overraskelser. Berggrunnen er kompleks og undersøkelsene krevende, derfor er det ikke mulig å utarbeide prognoser uten en viss usikkerhet. Dette estimatet er anslått å være mest sannsynlige utfallet.

Forbolter har blitt brukt i flere svakhetssoner med høyere Q-verdi (Qmaks lik 1,9) enn det Statens vegvesen og NFF har anbefalt, Q < 0,2. Fra rapporten til SINTEF er det registrert høyt svellepotensiale i disse områdene på Solbakk. I følge Novapoint-tegningene har svakhetssoner med lavere Q-verdier blitt drevet uten forbolter når svelleleire ikke er registrert. Eksempelvis svakhetssone 7a med Q-verdi lik 0,66 i løp A. Ettersom det ikke foreligger svellerapporter fra Hundvåg-siden er det ikke mulig å vurdere denne sammenhengen, men flere av forboltene er installert i og rundt bergartsskillet der finere materiale er forventet. Tilstedeværelse av leire resulterer i lav stabilitet, og dermed fare for at profilet raser sammen. En mindre leirsone kan ha stor innvirkning på stabiliteten, men gi lite utslag i Q-verdien fordi hele salven blir kartlagt under ett. Dette kan da forårsake utstrakt forbolting. Det er derfor tatt utgangspunkt i at forbolter kan være aktuelt ved Q lik 1,7 eller lavere, forbeholdt at leire er en utslagsgivende faktor. Buer har blitt installert der forboltene trenger ekstra støtte. På Solbakk-entreprisen har det bare blitt satt inn 5 buer til nå (Mauset, 2015). Mens Hundvåg-entreprisen har montert 54 buer (Jensen, 2015), hovedsakelig i tilknytning til bergartsskillet. Tilsvarende trend som for forbolter er tilfelle for buer, men synes å være noe høyere tersket ettersom det er montert mer forbolter i forhold til buer. Derfor er det anslått å være aktuelt med buer ved Q < 1. For dårlig bergmassekvalitet over 1,7, eller uten leire, er det benyttet en kombinasjon av sprøytebetong (15 cm) og systematisk bolting (c/c 1.5, 3-4 m lang).

118

Erfaringer fra Mastrafjordtunnelen, feltkartlegging på øyen Hidle og Hundvåg-entreprisen er tilstedeværelse av flattliggende benker. Kryssende sprekkesett er kartlagt på Solbakk, men helningen er større. Det er mulig at kiler kan oppstå i heng eller vegger. Supplerende sikring kan bli nødvendig for å hindre blokkfall. Fra den utarbeidede korrelasjonens-formelen mellom Q-verdi og seismisk hastighet er verken skvising eller avskalling antatt å være aktuelle stabilitetsproblem i tunnelen. Modelleringen har antydet større deformasjoner i sålen. Det har ikke blitt utført sålestøp i Ryfylketunnelen (Statens vegvesen, 2015) og sålestøp i tilknytning til T-forbindelsen var bare 12 % av det som stod i kontrakten (Moen, 2012). Denne type sikring har mulig blitt noe overvurdert i modelleringen i forhold til hva som er erfart. Deformasjonen i sålen er størst ved dårlige bergmassekvaliteter. Derfor er sålestøp aktuelt i de dårligste sonene som f.eks. krysningen mellom 28c-29b.

I denne oppgaven har tre soner blitt analysert mer detaljert. For å vurdere disse sonene har det blitt lagt vekt på erfaringer fra byggeprosessen i tunnelen, supplert med informasjon fra gjennomførte tunnelprosjekt studert i prosjektoppgaven (Lausund, 2014). Numerisk modellering har blitt utført for sone 12/13, 28c-29b og 18-21. Analysen viser at stabiliteten i tunnelen i tillegg til å være svært avhengig av materialparameterne, også avhenger av spenningssituasjonen. Det var på forhånd ventet å være høye spenninger i Rogaland, men måling fra nærliggende prosjekter indikerte lavere spenninger enn teoretisk horisontalspenning. Nøyaktigheten til disse målingene er usikre, dermed kan det diskuteres om dette er et realistisk spenningsbilde. På den andre siden modelleres svakhetssoner som er et spenningsavlastet område med lavere horisontalspenninger enn for den generelle bergmassen (Myrvang, 2001). Det er uklar hvor mye spenningene bør reduseres. Dette avhenger av stivheten, E-modulen, som ikke er kjent. Derfor er det mulig at dette spenningsbildet til tross for å være noe uklart kan stemme godt overens med faktiske forhold når stivheten er lav. Når det gjelder andre input i Phase2 mangler det både parametere til materialet og sikringen. Dette er store usikkerhetsmomenter i analysen. Under analysen ble spenningene dekomponert. Da viste det seg at når tunnelen er orientert på en gunstig måte. De egentlig anisotrope spenningene blir delvis jevnet ut når spenningene orienteres vinkelrett på tunnelaksen. Største horisontalspenning er orientert på tvers av tunnelen. Dette bidrar til å opprettholde innspenningen.

119

Svakhetssone 12/13 Denne sonen har dårlig bergmassekvalitet kombinert med en stor mektighet. For samtlige av modellene var tunnelen stabil etter definisjonen til Sakurai (Hoek, 1999). Ved høye horisontalspenninger (v : h: 2H) oppstår det brudd hele i den forstyrrede sonen, noe som resulterer i at buer bør vurderes. Vanlig bolting ( 3 m, c/c 1,5 m) og sprøytebetong (10 cm) er tilstrekkelig ved lave horisontalspenninger. Analysen antyder mest deformasjon i sålen. Dersom bergmassekvaliteten er lavere enn det som har blitt brukt i analysen kan det være nødvendig med sålestøp. Ved høye horisontalspenninger er deformasjonen stor i både såle og ytterveggene. Analysen har tatt utgangspunkt i at stivheten (E-modulen) er lik den intakte. Selv om kompresjonsstyrken reduseres til morenekarakter har ikke dette stor betydning på deformasjon. En videre modellering av ulike E-moduler viser at resultatene endres lite selv når denne ble redusert til 75%. Derimot øker deformasjonen drastisk (meter skala) dersom E- modulen reduseres ytterligere til moreneaktiv stivhet. Modelleringen antyder derfor at E- modulen til materialet har stor påvirkning dersom den reduseres betydelig. For dette hastighetsområdet er det ikke rimelig å forvente en morenemateriale. Derfor er et slikt deformasjonsløp urealistisk. Denne sonen har tilsvarende mektighet som problemsonen i Byfjordtunnelen (Lausund, 2014). Dette materialet bestod av dårlig fyllitt som er et mer plastisk materiale og dermed mer tilbøyelig for skvising. Gneis er ikke et plastisk materiale og må derfor være svært knust for å få denne type stabilitetsproblemer. Hastighetene til svakhetssonene er i området 3200-3700 m/s. Ettersom morene har maks-hastighet lik 2200 m/s er det lite sannsynlig at sonene er morenemateriale. Derfor dette skulle være tilfelle er det sannsynlig at tung sikring noe tilsvarende som ved Byfjordtunnelen er nødvendig.

Svakhetssone 18-21 Seismiske undersøkelser over løp B har indikert dårlige hastigheter 3100-4000 m/s. Sør for løp A er det målt enda dårligere hastigheter ned i 2200 m/s. Det er uklart hvordan bergmassekvaliteten i løp A vil være, men det er antatt å være en gradvis reduksjon i kvaliteten fra målepunktene. Ettersom sonen ikke er plassert i et bergartsskille er det anslått at materialsammensetningen er grovere enn i det tidligere bergartsskillet, oppknust berg og blokk. Ettersom drivingen gjennom denne sonen var mulig ved forbolter og buer er det sannsynlig at tyngre sikring ikke er nødvendig gjennom denne sonen. Problemsonen (sone R) i tilknytning til T-forbindelsen hadde en Q-verdi lik 0,05 på det minste og kunne sikres ved

120 hjelp av dobbel vifte, buer, bolter, sprøytebetong og sålestøp (Moen, 2012). I begge tilfellene ble det brukt 3 m salver og todelt tverrsnitt. Av disse svakhetssonene er det mulig at nr. 20 må sikres med en tilsvarende sikringsfilosofi. De andre sonene har en noe bedre kvalitet og kan derfor sikres med forbolter, bolter og sprøytebetong. Et annet tenkelig problem i tilknytning til denne sonen er vann. Tunnelen er lokalisert på et av de dypeste stedene kombinert med lite sedimenter på havbunnen. Atlanterhavstunnelen hadde et fullt hydrostatisk vanntrykk (23 bar) ved 20 m moreneavsetninger i tillegg til 45 m bergoverdekning. Knusningssonen hadde en seismisk hastighet lik 2800 m/s (Karlson, 2008). Sammenlignet med sone 18-21 er dette noe like forhold. I dette tilfellet er bergoverdekningen noe større (70-80 m) og vanntrykket noe høyere, ca. 26 bar. Erfaringer fra Atlanterhavstunnelen tilsier at morenematerialet ikke gir en tilstrekkelig tetning. Sannsynligvis er også krevende injiseringer påventet og tung sikring. For å unngå rasutvikling og påfølgende driftsstans bør utvidet sonderboring eller kjerneboring vurderes i forkant av svakhetssonene. Svakhetssone 20 (løp A) er den dårligste sonen med en anslått hastighet lik 2500 m/s, og dermed den mest kritiske. Erfaringer fra tidligere driving i både Ryfylketunnelen og T-forbindelsen indikerer at bergmassekvaliteten skal kunne drives med en kombinasjon av forbolter, buer , sprøytebetong og bolter. Dersom vann oppstår i tilknytning til sonen er det mulig at vanntettingen kan være like krevende som selve kvaliteten. Og i tillegg vaske ut finstoff og redusere skjærfastheten. Erfaringer fra tunnelene i prosjektoppgaven illustrer viktigheten av å klassifisere og dermed vurdere situasjonen i god margin foran stuff.

Svakhetssone 28c-29b Denne sonen er vurdert å være den mest usikre svakhetssonen i tunnelen. Under modelleringen i Phase2 ble tre ulike modeller studert. Fra de seismiske undersøkelsene er det mest sannsynlig at disse krysses i løp A. Modelleringen anslo at rørparaply med buer er en mulig drivefilosofi dersom sonen bare er i løp A og oppknust materiale i løp B. Når hele modellen består av dårlig materiale er det ikke mulig å sikre tunnelene med disse alternativene. Dersom dette hadde vært reelt hadde frysestabilisering vært nødvendig. Det er et lite realistisk scenario basert på de seismiske undersøkelsene. Når flere svakhetssoner møtes resulterer dette i en mer kompleks sone med finere materialer. Dette betyr at materialet ved denne krysningen kan være av tilnærmet løsmassekarakter. Sannsynligheten for at dette er en tilsvarende Bjorøy-sone er liten, men ikke utenkelig. For å

121 vurdere sikring gjennom denne sonen er kjerneboring nødvendig. Siden problemsonen er anslått å være i løp A kan undersøkelser gjennomføres fra løp B som er det fremste løpet. Basert på det grunnlagsmaterialet som er tilgjengelig er mulighetene for denne sonen mange. Dermed har man også bredt sikringsvalg. Tre kryssende svakhetssoner er et uvanlig tilfelle, og er ikke tolket fra noen av de andre tunnelene i prosjektoppgaven. Det er derfor vanskelig å forutsi utfallet. I modelleringen var det antatt at sikringen kunne installeres og sement injiseres. I realiteten vil det være vanskelig å installere sikring i løsmasser og komplisert å forinjisering ettersom det egentlig er en injeksjonsmetode for bergmasser. Ettersom den sannsynligvis kommer til å inneholde leire vil eventuelle vannlekkasjer være tilknyttet det oppknust sideberget, og ikke selve sonen. Dersom dette ikke tettes kan vann renne inn i sonen og skylle ut løsmasser. Dette kan indusere ras, og må derfor forhindres. Teoretisk vanntrykk er 18 bar og dermed et oppnåelig vanntrykk fra tidligere erfaringer. Utvidet sonderboring bør utføres i forkant av sonen for å lokalisere eventuelle vannførende sprekker. Tektonisk aktivitet resulterer i fint materiale, og kan skape flere mektige leirsoner. Til nå har leirsonene vært liten, i cm-skalaen. Men mesteparten av leirmateriale i tunnelen har vært svært aktivt (SINTEF, 2015). Det er derfor er det mulig at denne sonen kan inneholde både mektige og aktive leirsoner. Dette var også tilfelle for Ålesundtunnelene somgikk gjennom flere leirsoner med en tilpassing av tett forbolting, forsiktig sprengning og kjerneboring. Svakhetssonene ble betongutstøpt. Den mye omtalte rassonen ble utløst av en 2,5 m brei ”røde knusningssonen” (Olsen & Blindheim, 1987). Selv om det i dag er vanlig å bruke alternative løsninger fremfor betongutstøpning er det mulig at aktive leiresoner kan forekomme over 2 meter. Dette vil dermed krever betongutstøpning etter kravet i håndbok N500 (Statens vegvesen, 2012.). Dersom kjerneboringen bekrefter ekstremt dårlig materiale bør en pilottunnel i øvre del av tverrsnittet drives først. Alternativt er oppdelte salver (2 eller 3 deler), og reduserte salvelengder helt ned til 1 m. I tillegg bør graving/pigging/sømboring utføres fremfor sprengning, og skånsom rensk ved hjelp av ”road-header” som ble gjort ved svakhetssone 42 (bergartsskillet Boknafjorddekket-Visteflaket). På denne måten blir belastningen på tunnelen minst mulig.

122

Kapittel 11 Konklusjon

Vurderingen av stabilisering og sikring for fremtidige svakhetssoner tar utgangspunkt i de seismiske undersøkelsene. Valg av sikring er basert på erfaringer sammen med sikringsmatrisen til Statens vegvesen, håndbok N500. Følgende anbefalinger er gjeldende for resterende deler av tunnelen :

 Berggrunnen er kompleks, derfor er det knyttet stor uvisse til kvalitet og plassering av svakhetssonene.  Leirmaterialet har vært aktivt, men i liten mektighet  En korrelasjonsformel mellom Q-verdi og seismisk hastighet har blitt utarbeidet for Storheidekket og Visteflaket.  Løp A har noe lavere seismisk hastighet enn løp B. Tyngre sikring kan påventes i dette løpet.  11 av de gjenstående svakhetssonene er vurdert å sikres ved sprøytebetong (10-15 cm) og bolter (c/c 1,5, 3-4 m lang)  12 av svakhetssonene kan i tillegg trenge forbolter og eventuelt sålestøp  8 svakhetssoner er anslått å sikres med forbolter og buer, eventuelt sålestøp  Svakhetssone 20 i løp A og krysningen mellom nr. 28c-29b i løp A er anslått å være de mest krevende områdene. Kjerneboring gjennom disse bør vurderes.  Krysningen mellom svakhetssone 28c-29b kan kreve et variert spekter av tung sikring. I følge denne analysen er rørparaplymetoden med buer en tilstrekkelig løsning. Drivingen bør være skånsom med reduserte salver (mm. 3 m) og todelt tverrsnitt. Kjerneboring bør vurderes, og eventuelt installere konvergensmålere.  Svakhetssone 18-21 har svært variabel hastigheter. De dårligste områdene trenger noe tung sikring i form av forbolter og/eller buer. Området er utsatt for vannlekkasjer under høyt trykk og bør derfor vurderes både med hensyn til vann og bergmassekvalitet. Reduserte salver (mm. 3 m) og todelt tverrsnitt bør vurderes i de dårligere områdene. Kjerneboring bør vurderes, og eventuelt installere konvergensmålere.  Svakhetssone 12-13 har svært ulike resultater avhengig av hvilken spenninger som brukes. For lave hastigheter er tradisjonell sikring tilstrekkelig, mens høye horisontalspenninger går sikringen i taket i brudd. Analysen viser at buer reduserer

123

dette betydelig. Basert på erfaringer i tunnelen har tilsvarende hastigheter blitt sikret med 3-4 m lange bolter og sprøytebetong. Modelleringen tok utgangspunkt i 5 m lange salver med ett tverrsnitt.  Utvidet sonderboring i forbindelse med svakhetssoner er viktig for å få informasjon om forholdene foran stuff.  Gjennom dette studiet har svakhetssonene blitt delt inn i vanskelighetsklasse. Basert på dette er det anslått at tunnelen vil gå gjennom 5 klasse I, 3 klasse II, 19 klasse III og 3 klasse IV. I tillegg er det en sone (11) som har blitt klassifisert i klasse I-III. Svakhetssoner under land er ikke tatt med i denne statistikken.

Kapittel 12 Videre arbeid

Det er fremdeles mange svakhetssoner igjen i tunnelen. Dersom det hadde vært mer tid ville det vært vesentlig å samle inn mer informasjon, både fra nyere og tidligere driving. I nærmeste fremtid er det interessant å se om tunnelen kommer til å gjennom svakhetssone 9 (2500 m/s). Dersom det hadde vært mer tid ville det vært ønskelig å utføre flere modelleringer med bedre inputverdier. Modellen med vann ble forkastet i masteroppgaven, men dersom det hadde vært mer tid hadde det vært verdifullt å lage en tilstrekkelig modell for dette. Anbefalte fremgangsmåte for videre arbeid:

 Samle inn fortløpende informasjon  Samle inn manglende informasjon fra allerede ferdige soner  Oppfølging av allerede ekskaverte soner  Teste prøvemateriale fra en svakhetssoner  Testing av blokkprøve fra Boknafjorddekket  Mikroskopere eller utføre XRD-analyse av bergartsprøvene for nærme bergartsbestemmelse  Sikringsparametere  Utføre analyse med vann  Utføre 3D-analyse

124

Kapittel 13 Referanseliste

Aagaard B. ,Holter K. G. & Johansen E. D. (1995) Undersjøisk tunnel til Bjorøy- Bergmekaniske vurderinger og teknikker for injeksjon ved krysning av sandsone.

Barton N. & Grimstad E. (2014) 40 år med Q-systemet i Norge og i utlandet. Fjellsprengningskonferanse, Oslo, 2014. Norsk forening for fjellsprengningsteknikk (NFF) 10.1-10.10.

Drageset L. N. (2013) Jernbanetunnel Holm-Nykirke – “Rørparaplymetoden” overraskande parti med lite overdekning. Fjellsprengningskonferansen 2013, Oslo. Side 13.1-13.11.

Friestad L. E. (2012) Rogfasttunnelen – analyse av drivetekniske forhold, stanilitet & sikringsbehov for avgreining til Kvitsøy.

GeoPhysix (2012) Rapport 12021. Rv. 13, Stavanger-Solbakk (Solbakktunnellen, Ryfast).

GeoPhysix (2014) Rapport 14001. Refraksjonsseismiske undersøkelser for Rv13 Ryfast. 28 sider.

Gilje A.-M. (2009) Notat og presentasjon: Tung bergsikring av tunneler og bergrom. Statens vegvesen region vest. Regi norsk fjellsprengningsforening (NFF), 18 sider.

Hegrenæs A., Holter K. G. & Johansen E. D. (2009) Tunneling through a sandzone: Ground treatment experiences from the Bjorøy subsea Road Tunnel. Publication nr. 18 Subsea tunnels, Norwegian tunneling society. side 59-66.

Hoek E. (1999) Support for very weak rock associated with faults and shear zones. Distinguished lecture for the opening of the International Symposium on Rock Support and Reinforcement Practice in Mining, Kalgoorlie, Australia, 14-19 March, 1999. 20 sider.

Hoek E. Marinos V. & Marinos P. (2004) The geological strength index: applications and limitations.

125

Holmøy K. H. & Aagaard B. (2002) Spiling bolts and reinforced ribs of sprayed concrete replace concrete lining. Tunneling and Underground Space Technology nr. 17. Side 403-413.

Holmøy K. H., Grøv E., Lienhard E. & Trinh N. (2011) Geologisk rapport for E39 Rogfast.

Holmøy K. H., Trinh N., Bergh E. S. B. & Rise T. (2015) Geoloisk rapport E39 Rogfast. Revidert rapport. SBF 2011 A0080. Side 63-64.

Jensen L. E. (2015) Kommunikasjon via mail gjennom masteroppgaven

Karlson K. I. (2008) Main road 63, the Atlanterhavs tunnel-leakage zone 230 m below sea level. Fjellsprengningskonferansen, Oslo, 2008. Norsk forening for fjellsprengningsteknikk (NFF), side 11.1-11.6.

Langåker M. Ø. (2014) Masteroppgave med tittelen : ”Joberget tunnel – Analysis of stability and support design for tunneling in soil”. Norwegian University of Science and Technology (NTNU), Trondheim. Tabell 17 s. 75.

Larsen T., Jakobsen P. D. & Dahle H. (2008) Finnfast, 2D bergspenningsmåling i takhull. SINTEF rapport SBN IN F08. 13 sider.

Laurentius T. (2015) XRD-analyse og muntlig kommunikasjon.

Lausund I. (2014) Analyse av ingeniørgeologiske forhold av spesiell betydning for stabilitet og sikringsbehov i Ryfylketunnelen. Prosjektoppgave ved IGB, NTNU. 78 sider.

Mao D., Nilsen B. & Lu M. (2010) Analysis of load effects on reinforced shotcrete ribs caused by weakness zone containing swelling clay. Tunnelling and Underground Space Technology 26 (2011) side 472-480.

Mauset M. (2015) Muntlig og skriftlig kommunikasjon gjennom masteroppgaven

126

Myhre S. H. (2014) Masteroppgave med tittelen : ”Holmestrandtunnelen – Ingeniørgeologisk analyse av stabilitet og sikring for tunneldriving gjennom løsmasser”. Norwegian University of Science and Technology (NTNU), Trondheim. Tabell 15 side 60.

Myrvang A. (2001) Bergmekanikk. Norwegian University of Science and Technology (NTNU), Trondheim. Side 4.1-4.13.

Moen P. A. (2012) Geologisk sluttrapport : T-forbindelsen Haugesund. Statens vegvesen region vest. 37 sider.

NFF (2002) Håndbok 1 : Berginjeksjon. 116 sider.

NFF (2008) Håndbok 5 : Tung bergsikring i undergrunnsanlegg. 80 sider.

NGI (1997) Praktisk bruk av Q-metoden. Rapport 952046-2. På pair. 1 side.

NGI (2010) Rogfast-Geologisk samlerapport. Rapport 20061048-00-14-R.

NGI (2013) Håndbok : Bruk av Q-systemet. 57 sider.

Norconsult (2012a) Ingeniørgeologisk rapport for konkurransegrunnlaget- Entreprise E02 Solbakktunnelen fra Solbakk. Rapport GEO-002, 34 sider.

Norconsult (2012b) Ingeniørgeologisk rapport for konkurransegrunnlaget- Entreprise E03 Solbakktunnelen fra Hundvåg. Rapport GEO-003, 46 sider.

Norconsult (2012c) Geoteknisk datarapport EO3 Solbakk. 219 sider.

Norconsult (2014) Entreprise E02 Solbakktunnelen fra Solbakk, Geologi, Ingeniørgeologisk plan og profil nr. 17250-20500. 1 side.

Norsk bergmekanikkgruppe (2011) Veileder for bruk av eurokode 7 til bergteknisk prosjektering. Side 10-21.

127

Nesje, Linda (2007) Rogfast tunnelen – Analyse av nøyaktigheita av geofysikk for kartlegging av svakhetssoner. Masteroppgave NTNU. Vedlegg.

NGI (2013) Bruk av Q-systemet. Håndbok om bergmasseklassifisering og bergforsterkning.

Nilsen B. & Henning J. E. (2009) Thirty years of experience with subsea tunnel. Proc. Strait Crossing 2009, Trondheim. På tapir.

Nilsen B. & Palmstrøm A. (2009) Engineering geological key factors for planning and construction hard rock tunnels. Proc. Strait Crossing 2009, Trondheim. På tapir.

Nilsen B. (2011) Cases of instability caused by weakness zones in Norwegian tunnels, side 10-13.

Nilsen B. & Broch E. (2011) Ingeniørgeologi-berg grunnkurskompendium. Side 181-200.

Nilsen B. (2012) Ingeniørgeologisk prosjektering. Forelesningsnotat, revidert utgave januar 2012, s 1-8.

Nilsen B. (2015) Muntlig og skriftlig kommunikasjon gjennom prosjekt- og masterperioden.

Norge i bilder : http://www.norgeibilder.no/?zoom=14&lat=6549573.47332&lon=324153.41117&srs=EPSG: 32632

NVE (2007) Retningslinjer for fyllingsdammer. Tabell 2.1 side 6.

Nærum G., Statens vegvesen (1991)Rennfastforbindelsen. Fjellsprengningskonferansen, Oslo, 1991. Norsk forening for fjellsprengningsteknikk (NFF): side 18.1-18.9.

Olsen A. B & Blindheim O. T. (1987) Erfaringer med stabilitetssikring og tetting av vannlekkasje for Ålesund-Giske-tunnelene. Bergmekanikkdagen, Oslo, 1987. Norsk forening for fjellsprengningsteknikk (NFF), 26 sider. Palmstøm A. (1995) On faults and weakness zones. Fra doktorgradavhandling. 18 sider.

128

Phase2 (2015) Modelleringsprogram av RocScience

Rasmussen J. B. (2015) Muntlig og skriftlig kommunikasjon gjennom masteroppgaven

Riste Ø. (2015) Muntlig kommunikasjon under befaring

Roclab (2015) Modelleringsprogram av RocScience

Singh B., Jethwa J.L., & Dube A.K. (1992) Correlation between observed support pressure and rock mass quality. Tunnelling and Underground Space Technology 7(1): s. 59- 74.

SINTEF (2015) Prøvingsrapport : Undersøkelse av svelleegenskaper. 46 sider.

Statens vegvesen (2005) Håndbok 014 Laboratorieundersøkelser. 14.418 Analyse av svelleleire. 3s.

Statens vegvesen (2010) Arbeider foran stuff og stabilitetssikring i vegtunneler, teknologirapport 2538. 48 sider.

Statens vegvesen (2014) Håndbok N500 : Vegtunneler. Tidligere håndbok 021. 138 sider.

Statens vegvesen (2015) Novapoint-log fra Ryfylketunnelen

Trinh Q.N., Broch E, & Lu M (2006) Three dimensional modelling of a tunnel cave-in and spiling bolt support. Fra ISRM International Symposium 2006, Singapore.8 sider.

Trinh Q.N. (2015) Muntlig og skriftlig kommunikasjon gjennom masteroppgaven

Vegvesen.no : http://www.vegvesen.no/Vegprosjekter/ryfast

Vistnes (2015) Prøvetesting, bilder og muntlig kommunikasjon

Våre veger : http://www.tu.no/vareveger/nyheter/2015/05/12/fra-plast--til-stalfiber-pa-ryfast

129

Kapittel 14 Vedlegg

Tabell 42 Oversikt vedlegg

Vedlegg Beskrivelse 1-4 Profiltegninger over løp A, Ryfylketunnelen 5-7 Bilder fra kjernelogging 8 Sikring ved sentrale soner på Solbakk 9 GSI-kartleggingsskjema 10 Sikring ved sentrale soner på Hundvåg 11 Q-metoden 12-33 Kjerner fra triaksialtesting av prøver ved Ryfylketunnelen 34 XRD : Prøve A < 6 mikron 35 XRD : Prøve B < 6 mikron 36 Input CT-bolt, numerisk modellering 37 Input sprøytebetong, numerisk modellering

130

vedlegg 1 Profiltegning fra Solbakk (Norconsult, 2014)

131

vedlegg 2 Profiltegning fra Solbakk (Norconsult, 2012 a/b)

132

vedlegg 3 Profiltegning ved øyen Hidle (Norconsult, 2012a/b)

133

vedlegg 4 Profiltegning fra Hundvåg (Norconsult, 2012b)

134

vedlegg 5 Kjerner (privat)

135

vedlegg 6 Kjerner (privat)

136

vedlegg 7 Kjerner (privat)

137

Svakhetssone 5, løp B Pel 19789,5 17 bolter, 3 m lang Pel 19786,5 25 bolter, 3 m lang + forbolter med fjellbånd (redusert salvelengde) Pel 19782,5 25 bolter, 4 m lang + forbolter med fjellbånd Pel 19779 Forbolter med fjellbånd Pel 19775,5 Forbolter med fjellbånd Pel 19772,5 25 bolter, 4 m lang + forbolter med fjellbånd Pel 19769,5 24 bolter, 4 m lang 3 buer er montert, plassering ukjent

Svakhetssone 5, løp A Pel 19730 25 bolter, 3 m lang Pel 19723 26 bolter, 3 m lang + forbolter Pel 19716 26 bolter, 4 m lang + forbolter (redusert salvelengde) Pel 19713 23 bolter 4 m lang, 5 bolter 3 m lang + forbolter (redusert salvelengde) Pel 19709 25 bolter, 4 m lang + forbolter Pel 19705 25 bolter, 4 m lang Pel 19702 Pel 19696 27 bolter, 3 m lang

Svakhetssone 5b, løp B Pel 19384,5 17 bolter, 3 m lang Pel 19380,5 19 bolter, 4 m lang + forbolter med fjellbånd Pel 19374,5 42 bolter, 4 m lang + forbolter med fjellbånd Pel 19371,5 27 bolter, 4 m lang (redusert salvelengde!!) Pel 19367,5 26 bolter, 4 m lang Pel 19362,5 39 bolter, 4 m lang

Svakhetssone 5b (eventuelt 5c), løp A Pel 1932 34 bolter, 4 m lang, 36m^3 sprøytebetong + forbolter & bue Pel 19324 41 bolter, 4 m lang, 24 m^3 sprøytebetong + forbolter c/c 30 cm Pel 19321 41 bolter, 4 m lang, 23 m^3 sprøytebetong + forbolter c/c 30 cm Pel 19318 24 bolter, 4 m lang, 17 m^3 sprøytebetong

Vedlegg 8 Sikring av utvalgte soner på Solbakk (Statens vegvesen, 2015)

138

vedlegg 9 Skjema for kartlegging av GSI (Hoek, Marinos & Marinos, 2004)

139

Svakhetssone 42a-b, løp A Pel 7002 14 3 m, 13 4 m, 15 m^3 Pel 7005 12 3 m 18 4 m, 30 m^3 + forbolter cc 40 cm Pel 7008 37 stk. 4 m, 12 m^3 + forbolter cc 40 cm Pel 7012 25 4 m, 13 m^3 + forbolter cc 40 cm Pel 7016 2 3 m, 22 4 m, 15 m^3 + forbolter cc 40 cm Pel 7019 35 3 m, 17 m^3, forbolter cc 40 cm Pel 7025 18 4 m, 16 m^3, forbolter cc 40 cm Pel 7028 21 3 m, 14 m^3, forbolter cc 40 cm Pel 7033 22 4 m, 28 m^3 + forbolter cc 40 cm Pel 7036 26 4 m, 32 m^3 + forbolter Pel 7040 13 4 m, 30 m^3 + forbolter Pel 7044 15 4 m, 30 m^3 + forbolter Pel 7047 15 4 m, 30 m^3 + forbolter Pel 7051 18 4 m, 24 m^3 + forbolter Pel 7055 18 4 m, 18 m^3 + forbolter Pel 7057 24 4 m, 18 m^3 Pel 7060 21 3 m, 14 m^3 Pel 7064 23 3 m, 18 4, 32 m^3, 69m^3 Pel 7069 49 4 m, 32 m^3 Pel 7073 15 4 m, 21 m^3 + forbolter Pel 7076 15 4 m, 21 m^3 + forbolter Pel 7079 16 4 m, 21 m^3 + forbolter Pel 7082 26 4, 21 m^3 + forbolter Pel 7086 30 4 m, 21 m^3 Pel 7090 27 4 m, 16 m^3

Svakhetssone 42b, løp B 7015 30 4 m, 5 m^3, 9 m^3 + forbolter cc 40 cm 7018 8 m^3, 9 m^3 + forbolter 7024 22 3 m, 8 4 m, 7 m^3, 16 m^3 + forbolter med fjellbånd 7027 20 3 m, 8 4 m 7030 18 3 m, 39 4 m, 48 m^3, 42 m^3 + forbolter med fjellbånd 6 jern + bue 7033 13 4 m, 43 m^3 + forbolter, fjellbånd, bue og 6 jern 7035 bue 7036 14 4 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd, 6 jern 7038 7 4 m, 36 m^3 + forbolter, fjellbånd og bue med 6 jern 7040 16 4 m, 35 m^3 + bue 7042 forbolter med 6 jern 7043 bue 7045 19 4 m, 35 m^3 + forbolter, bue og 6 jern 7048 26 3 m, 13 m^3 + forbolter, bue og 6 jern 7050 bue 7051 12 4 m, 14 3 m, 18 m^3 7056 19 3 m, 19 4 m, 18 m^3

140

Svakhetssone 42c, løp A 7112 27 5 m, 16 4 m, 49 m^3 START BUEBYGGING* 7118 6 4 m, 2 3 m, 29 m^3 + forbolting cc 40 cm 7121 16 3 m , 13 4 m, 24 m^3, 56 m^3 + forbolting cc 40 cm 7124 15 3 m, 24 m^3 + forbolting 7127 9 4 m, 24 m^3 + forbolting 7130 25 4 m, 24 m^3 + forbolting 7133 14 4 m, 18 m^3 + forbolting 7137 56 4 m, 18 m^3 7140 28 4 m, 18 m^3 *Buer er ikke inntegnet, men det er montert 10 buer

Svakhetssone 42b-c, løp B 7070 Fjellbånd 7071 30 3 m, 24 m^3, bue, 6 jern, fjellbånd 7073,5 Bue, 6 jern 7076 19 3 m, 18 m^3, bue, forbolt, 6 jern 7078 Fjellbånd 7078,5 Bue med 6 jern 7080 19 3 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd, 7081 Buer med 6 jern 7083 16 3 m, 6 4 m, 12 m^3 + forbolter 7083,5 Bue med 6 jern 7085 Bue med 6 jern 7087 7 3 m, 18 4 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7090 17 3 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7094 20 3 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7097 21 3 m, 16 m^3 + forbolter med fjellbånd 7100 12 4 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7103 14 4 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7107 14 4 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7110 20 4 m, 21 m^3 + forbolter med fjellbånd 7114 24 4 m, 27 m^3 + forbolter med fjellbånd 7118 19 4 m, 21 m^3 + forbolter med fjellbånd 7122 26 4 m, 25 m^3 + forbolter med fjellbånd 7125 bue med 6 jern 7126 40 4 m, 36 m^3, 40 m^3 + forbolter med fjellbånd 7127,5 bue med 6 jern 7130 17 4 m, 16 m^3 + forbolter med fjellbånd og bue med 6 jern 7133 13 4 m, 21 m^3 + forbolter med fjellbånd 7136 16 4 m, 21 m^3 + forbolter med fjellbånd 7139 11 4 m, 21 m^3 + forbolter med fjellbånd 7142 13 4 m, 18 m^3 + forbolter med fjellbånd 7145 22 4 m, 18 m^3 7148 25 4 m, 24 m^3 7151 26 4 m, 14 m^3

Vedlegg 10 Sikring i utvalgte soner på Hundvåg (Statens vegvesen, 2015)

141

vedlegg 11 Q-metoden (NGI, 1997)

142

vedlegg 12 S1-1 etter brudd

vedlegg 13 S1-1 før brudd

vedlegg 14 S1-2 før brudd

143

vedlegg 15 S1-2 etter brudd

vedlegg 16 S1-3 før brudd

vedlegg 17 S1-3 etter brudd

144

vedlegg 18 H2-1 før brudd

vedlegg 18 H2-1 etter brudd

vedlegg 21 H2-2 etter brudd vedlegg 20 H2-2 før brudd

145

vedlegg 22 H2-3 før brudd

146

vedlegg 23 H2-3 etter brudd

vedlegg 24 H2-4 før brudd

147

vedlegg 25 H2-4 etter brudd

vedlegg 26 H1-1 før brudd

148

vedlegg 27 H1-1 etter brudd

vedlegg 28 H1-2 før brudd

vedlegg 29 H1-2 etter brudd

149

vedlegg 30 H1-3 før brudd

vedlegg 31 H1-3 etter brudd

vedlegg 32 H1-4 før brudd

150

vedlegg 33 H1-4 etter brudd

vedlegg 34 Analyse for prøve A < 6mikron (Laurentius, 2015)

151

vedlegg 35 Analyse for prøve B < 6 mikron (Laurentius, 2015)

vedlegg 36 Input for CT-bolt (modifisert etter Mao, Nilsen & Lu, 2010)

152

vedlegg 37 Input for sprøytebetong (modifisert etter Mao, Nilsen & Lu, 2010)

153