BERÄKNINGAR. 1. Inledning. 2. Metod. Uppdragsnr: (17)

Transkript

1 Uppdragsnr: (17) Bilaga 6 till ÖVA MKB och tillståndsansökan, PM Hydrogeologi Granskningsversion , upprättad av Ashutosh Singh BERÄKNINGAR 1. Inledning Denna bilaga beskriver utförda beräkningar till PM Hydrogeologi för Käppalaförbundets planerade spillvattentunnel inom projekt ÖVA. Syftet med denna bilaga är att förklara underliggande beräkningmetoder som använts för att beräkna hydraulisk konduktivitet, influensområde och inläckage av grundvatten till tunneln. 2. Metod Hela området är indelat i sju domäner som visas i Figur 1 och beskrivs i tabell 1. Indelningen har utförts efter en sammanvägning av underlag från berghällskartering, SGU-kartor, geofysiska undersökningar och vattenförlustmätningar i kärnborrhål. Bergets hydrauliska konduktivitet inom de olika domänerna har beräknats. Tillsammans med den injekterade zonens hydrauliska konduktivitet och vattentrycket ovan bestämd tunnelnivå påverkar den tunnelns inläckage och influensområdets utbredning. En analytisk ekvation och en numerisk modell har använts för att beräkna inläckaget respektivt influensområdet. Eftersom detaljerad geologisk information inte finns har en analytisk ekvation och en förenklad grundvattenmodell för att beräkna inläckaget använts. Den numeriska modellen användes för bedömning av influensområdet då detta inte kan beräknas med analytiska ekvationer. I det geologiska systemet har ett generellt lagersystem antagits vilket ger konservativa värden. Berget inom de olika domänerna har ansatts olika hydraulisk konduktivitet baserat på resultat från vattenförlustmätningar och information från SGU:s brunnsarkiv. Hydraulisk konduktivitet på injektering i det genomsläppliga berget har även antagits efter diskussion med geologer inom systemhandlingsprojektet för ÖVA. WSP Sverige AB Stockholm-Globen Besök: Arenavägen 7 Tel: Fax: WSP Sverige AB Org nr: Styrelsens säte: Stockholm

2 Uppdragsnr: (17) Figur 1. Indelning av hydrogeologiska domäner Tabell 1: Beskrivning av hydrogeologiska domäner och svaghetszoner längs tunneln Domän Längd av huvudtunnel (m) Beskrivning hydraulisk konduktivitet (m/s) Baseras på storskaliga hydrogeologisk data (SGU brunnsarkiv). Kan vara lika som domän Nord-sydliga strukturer kan ha samma värde som det högsta k- värdet djupt i KBH2 eller samma som domän Exakt fördelning i KBH Exakt fördelning i KBH Baseras på storskaliga hydrogeologisk data (SGU brunnsarkiv) Baseras på storskaliga hydrogeologisk data (SGU brunnsarkiv) Troligtvis högre hydraulisk konduktivitet än KBH1 Total längd 15347

3 Uppdragsnr: (17) 3. Förutsättningar ÖVA-tunneln är m lång och ska byggas på olika nivåer med varierande grundvattentryck, bergtäckning och jordmäktighet. Tunneln har en luning på en promille så att avloppsvattnet kan transpoteras med självfall. I Figur 2 visas ett tvärsnitt som beskriver en av de geologiska förutsättningarna i regionen runt tunneln. I lerområden underlagras morän eller annan friktionsjord direkt på berg. Ibland ligger friktionsjorden direkt på berget utan den överlagrande leran och vissa delar utgörs av berg i dagen. Tunneln finns på olika nivåer inom detta geologiska system vilket ger ett varierande grundvattentryck ovan tunnel och därmed ett varierande inläckage och influensområde längs tunnelsträckningen. Lera Morän Ytlig berg Djup berg Tunnel Figur 2. Ett tvärsnitt av en geologisk konceptuell modell längs tunnel. Fyra arbetstunnlar planeras även längs huvudtunneln. Längden på arbetstunnlarna varierar beroende på marknivå och huvudtunnelnivå. Den totala längden är ca 1260 m. 3.1 Underlag Data från olika källor har använts för att beräkna influensområde och inläckage; SGU:s brunnsarkiv, sonderingsuppgifter, uppmätta grundvattennivåer, tolkad jordmäktighet och bergnivå 1, topografi och SMHIs meterologiska/hydrologiska data. 1 ÖVA Systemhandling, Ingenjörsgeologisk prognos,

4 Uppdragsnr: (17) 4 Beräkningar I första steget beräknades den hydrauliska konduktivitet för de olika domänerna, vilket beskrivs nedan. Förklaring och beskrivning av analytiska och numeriska metoder samt modellen följs därefter. 4.1 Hydrauliska konduktivitet Hydraulisk konduktivitet har utvärderats utifrån data från SGU:s brunnsarkiv. Med ledning av uppgifter ur arkivet har K-värden för bergborrade brunnar beräknats med hjälp av ekvationen presenterad i bland annat Berggren M, 1998 och Waldis et. al Med beteckningar enligt nedan. K = hydraulisk konduktivitet (m/s) Q = vattenmängd (m 3 /s) s = avsänkning (m) L = borrhålsdjup (m) K = Q/(sL) (ekvation 1) Utvärderade konduktiviteter har indelats efter olika hydrogeologiska domäner inom vilka de vattenförande egenskaperna förväntas vara relativt likartade. En statistisk analys har därefter gjorts vilken visar att konduktivitetsvärdena (förväntat) är lognormalfördelade. En anpassad lognormalfördelning till populationerna ger underlag för beräkning av en storskalig hydraulisk konduktivitet för respektive domän enligt Matherons förmodan nedan Med beteckningar enligt nedan. K 3D = K g exp ( σ lnk 2 ) (ekvation2) 6 K g = Geometrisk medelvärde(m/s) σ lnk = logstandardavvikelse

5 p K<Kn p K<Kn p K<Kn Uppdragsnr: (17) På population K a 8.3E-08 m/s σ K 3.1E-07 m/s Aritmetisk medelvärde Standardavvikelse µ lnk 18.7 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 2.2 Logstandardavvikelse K g 7.6E-09 ln m/s Geometriskt medelvärde K 3D 1.6E-08 ln m/s Anpassad lognormalfördelning µ lnk 18.7 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 2.3 Logstandardavvikelse K g 7.6E-09 ln m/s Geometriskt medelvärde K 3D 1.8E-08 ln m/s Domän Mätdata 0.1 Lognormal E E E E E E-05 K [m/s] På population K a 6.5E-08 m/s Aritmetisk medelvärde σ K 1.6E-07 m/s Standardavvikelse µ lnk 18.2 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 1.9 Logstandardavvikelse K g K 3D 1.3E-08 ln m/s Geometriskt medelvärde 2.4E-08 ln m/s Anpassad lognormalfördelning µ lnk 18.3 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 1.6 Logstandardavvikelse K g K 3D 1.2E-08 ln m/s Geometriskt medelvärde 1.8E-08 ln m/s Domän Mätdata 0.1 Lognormal E E E E E E-05 K [m/s] På population K a 2.8E-07 m/s Aritmetisk medelvärde σ K 1.4E-06 m/s Standardavvikelse µ lnk 17.9 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 2.1 Logstandardavvikelse K g K 3D 1.7E-08 ln m/s Geometriskt medelvärde 3.39E-08 ln m/s Anpassad lognormalfördelning µ lnk 18.0 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 2.0 Logstandardavvikelse K g K 3D 1.5E-08 ln m/s Geometriskt medelvärde 3.0E-08 ln m/s Domän Mätdata 0.1 Lognormal E E E E E E-05 K [m/s] Figur 3. Fördelning av hydrualisk koduktivitet för domänerna 1,5 och 6. Domänerna 1,5 och 6 hade nästan samma hydrauliska konduktivitetsfördelning enligt Figur 3. Domän 3 och 4 utreddes med vattenförlustmätning och gav exakta hydrauliska konduktiviter på olika djup. En storskalig hydraulisk konduktivitet (enligt Figur 5) med en djupvis fördelning har sedan antagits i beräkningarna för domän 1, 5 och 6. Beräknad hydraulisk konduktivitet baserad på data i Figur 5 ger för populationen det geometriska medelvärdet K g =1,40E-8 m/s och en beräknad storskalig hydraulisk konduktivitet K 3D =2,10E-8 m/s, enligt Matherons förmodan för tredimensionell strömningsbild och parametrar från anpassad lognormalfördelning enligt Figur 5. Hydrauliska konduktiviteter för domän 3 och 4 baserad på vattenförlustmätningar beskrivs i Bilaga 6.1.

6 p K<Kn Frekvens Uppdragsnr: (17) Frequency Cumulative % Histogram 100,00% 90,00% 80,00% 70,00% 60,00% 50,00% 40,00% 30,00% 20,00% 10,00% 0,00% Djup(m) Figur 4. Borrat djup i berg för samtliga utvärderingsbara brunnar inom utredningsområdet. På population K a 1.9E-07 m/s Aritmetisk medelvärde σ K 1.1E-06 m/s Standardavvikelse µ lnk 18.1 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 2.1 Logstandardavvikelse K g K 3D 1.4E-08 ln m/s Geometriskt medelvärde 2.76E-08 ln m/s Anpassad lognormalfördelning µ lnk 18.4 ln m/s Logmedelvärde σ lnk 2.1 Logstandardavvikelse K g K 3D 1.0E-08 ln m/s Geometriskt medelvärde 2.1E-08 ln m/s Mätdata 0.1 Lognormal E E E E E E-05 K [m/s] Figur 5. Anpassad lognormalfördelning av beräknade K-värden för samtliga brunnar inom populationen. 4.2 Analytisk beräkning Inläckage till tunnlar i berg kan beräknas med viss information om bergets vattenförande egenskaper, dels i större skala (tunnelskala) beaktande totala inläckaget över längre tunnelsträckor och dels i liten skala där lokalt större inläckage kan studeras direkt i tunnlarna för korrelation till svaghetszoner i berget. Det ska noteras att alla studier även behöver beakta hur tunneln tätats och även bedöma hur väl man lyckats med denna tätning. För tunneln måste även utveckling av skin beaktas, vilket gör att bedömningar om det ostörda bergets vattenförande egenskaper, baserat på inläckage, blir mycket osäker. P.g.a. odetaljerad geologisk information användes inte den numerisk grundvattenmodellen. En ca 15 km lång tunnel med variande djup behöver ännu mer information och mycket modellkörningstid.

7 Uppdragsnr: (17) Inläckaget till tunneln beräknades därför med hjälp av den analytiska ekvationen presenterad i bl.a. Gustafsson 2009: q = 2πK b H ln( 2H r ) +(K b 1) ln(1+ t (ekvation 2) K i r )+ξ q Inläckage till tunnel per längdmeter (m 2 /s) r Ekvivalent tunnelradie (m) H Grundvattentryck vid tunnelcentrum (m) K b Bergets hydrauliska konduktivitet (m/s) K i Injekteringsdomänens hydrauliska konduktivitet (m/s) T Injekteringsdomänens mäktighet (m) ξ Skinfaktor (-) r(m) är halva d(m) som är den ekvivalenta tunneldiametern för det beaktade tvärsnittet enligt Alberts C. och Gustaffson G L(m) är tvärsnittets längd som används för att beräkna det totala grundvatteninflödet till tunneln. Giltigheten i de analytiska modellerna har testats genom simulering av relevanta akviferuppsättningar och tunnelgeometrier i numeriska modeller. Det är välkänt att det för en ytligt förlagd tunnel inte kommer att beräknas ett korrekt inläckage (q) med ekvation 2, eftersom grundvattenytan ovanför tunneln kommer att sänkas av medan den analytiska modellen förutsätter en konstant grundvattenyta ovanför tunneln. 4.3 Numerisk modell För att beräkna influensområden för olika sektioner användes en numerisk modell då en analytisk ekvation inte finns. Beräkningsresultaten kan i ett första steg konstateras verifiera de analytiska modellerna när beräknade inläckage är identiska för de två beräkningsmetoderna. Detta gäller så länge förutsättningarna för de analytiska modellernas giltighet är uppfylld. Det kan därefter konstateras att förutsättningen med konstant opåverkad grundvattenyta för ekvation 2, inte kan ses vara uppfylld för de tunnelgeometrier och akviferuppsättningar som är gällande för tunnelnsträckan, detta beskrivs närmare nedan. Aktuell akviferuppsättning för numerisk analys för framtagande av influensområdet är en homogen isotrop akvifer med zonspecifierad hydraulisk konduktivitet korresponderande med konduktivitet för de olika domänerna 1, 5 och 6 är K=2,1E-08 m/s (jämför beräknad storskalig konduktivitet baserad på SGU:s brunnsarkiv om K 3D ). I allmänhet finns det ett generellt djupavtagande för bergets hydrauliska konduktivitet. Detta beaktas i de numeriska modellerna genom att anpassa en fördelning av bergets konduktivitet mot djupet så att samma transmissivitet erhålls i modellen för den bergmäktighet som täcks in av de brunnar utifrån vilka K 3D -värden beräknats för respektive domän. För djupare berglager som inte täcks in av populationen för bergborrade brunnar antas en fortsatt djupavtagande konduktivitet i enligt med det generella mönstret enligt empirilisk ekvation som används i SNV rapport 4818, K = Az b (ekvation 3) där z(m) är djupet från markytan och A, b är empiriska värden beräknas med kurvanpassning. Flera beräkningslager används således i de numeriska modellerna där den hydrauliska konduktiviteten varierar djupvis enligt Figur 7, vilken presenterar fördelningen för domäerna 1,5 och 6. För att randvillkor inte ska inverka på beräkningsresultaten är den ytmässiga utbredningen i de numeriska modellerna väl tilltagen (5x5 km) och har en vattenförande mäktighet om ca 530 m. Tunneldjupet varierar mellan ca 8-60 m under markytan.

8 Djup [m u my] p K<Kn Uppdragsnr: (17) En separat modell (kanalmodell) användes för att beträkna influensområde i jord (undre magasin) inom lerområden. Detta p.g.a. dålig koppling mellan lera och morän som transporterar lite vatten till underliggande lager och leder till högre influensområde. Modellens storleken är tilltagen likadant enlig beskrivning ovan, modell (5x5 km) samt vattenförande mäktighet om ca 530 m. Här simulerades 3 m lera på 5 m morän följt av berg enligt koncept i Figur 7. Den hydrauliska konduktiviteten som användes för lera är 5,00E-08 (Kx=Ky=10Kz) m/s och för morän 1,00E-05m/s (Kx=Ky=10Kz). En tredimensionella grundvattenflödesekvation användes för att beräkna grundvattenpotential med hjälp av numeriska koden Modflow (Visual Modflow GUI). Randvillkoren och hydrauliska egenskaper i de specifika modellerna baseras på beskrivningarna ovan. Exempel på hur tunneln har satts in i modellen redovisas i Figur 6. Berg med djupvis variande hydrauliska konduktivitet Injekterat berg Figur 6. Exempel på ett tvärsnitt av den numeriska modellen. Domän 1,3,5,6 HK [m/s] 1.E-11 1.E-10 1.E-09 1.E-08 1.E-07 1.E-06 1.E K Kber 0.2 Mätdata 0.1 Lognormal E E E E E E-05 K [m/s] Figur 7. Princip för vertikal fördelning, d.v.s djupavtagande, av hydraulisk konduktivitet (till vänster) där K 3D för domän (till höger) används för passning av det generella djupavtagandet

9 Nivå [m] samt inläckage [L/min/20 m] K b [m/s] Uppdragsnr: (17) Det enda randvillkor som i efterföljande beräkningar skiljer den numeriska modellen från den analytiska är att det till den numeriska modellen finns en ansatt nybildning av grundvatten (övre randvillkor) som satts till 130 mm/år, medan den analytiska modellen förutsätter oändlig tillgång på vatten. Den numeriska modellen ger ett större influensområde än den analytiska då högre nederbörd i modellen ger ett mindre influensområdet. Både den analytiska beräkningen för tunnelinläckaget, samt den numeriska beräkningen för influensområdet, ger konservativa värden. 5. Resultat Den analytiska ekvationen användes i huvudsak för att beräkna inläckage till tunneln medan den numeriska grundvattenmodellen användes för att beräkna influensområdet. Inläckaget jämförs med modellen och det slutliga influenområdet är en samlad bedömning av flera olika numeriska modeller. Det ska noteras att alla beräkningar utförts för både huvudtunnel och arbetstunnlar. 5.1 Inläckaget till tunneln Inläckaget beräknas med ekvationen 2 och i första steget jämförs inläckaget till tunneln både analytiskt och numeriskt. Upp till 10% skillnad finns mellan modellerna för situationer där den analytiska modellens övre randvillkor (opåverkad grundvattenyta ovan tunneln är uppfyllt). Beräknat inläckage till tunneln visas i Figur 8. Inläckaget till tunneln varierar mellan 1 och 55 l/min/100m. Det total inläckaget till tunneln beräknas till 1606 l/min och medelinläckaget beräknas till 9,6 l/min/100m. Tunnelsträckan mellan och har störst inläckage Inläckage Ekvivalent tunneldiameter H m] Kb [m/s] 1.E-04 1.E-05 1.E-06 1.E-07 1.E-08 1.E-09 Figur 8. Inläckage längs hela tunnelsträckan. 5.2 Beräkning av influensområde Influensområdet innebär det område där 0,3 m eller större avsänkning beräknats. Exempel på influensområdets utbredning vid olika tunneldjup, beräknad i grundvattenmodellen, visas i Figur 9. Influensområdet varierar djupvis p.g.a. varierande tunneldjup och ökar desto djupare tunneln ligger under markytan och grundvattnets trycknivå.

10 Uppdragsnr: (17) 200 m 161 m Figur 9. Beräknad grundvattenavsäkning p.g.a. tunnelbyggnationen på 18, 23, 33 och 64 meters djup från markytan Genom simulering av ett antal olika tunneldjup inom respektive domän har ett empiriskt samband tagits fram som beskriver influensområdets utbredning på olika djup i berget som funktion av tunneldjup inom olika domäner. Ett maximalt influensavstånd på 460 m har beräknats för huvudtunneln på 200 meters djup. Motsvarande avstånd för arbetstunnlar har beräknats till 190 m. Den beräkningen gäller för områden där det inte finns något eller enbart ett tunt jordlager. Där det finns ett tjockt lager av friktionsjord (i huvudsak morän) blir influensområdet mindre. I områden med lera ovan friktionsjord blir effekten tvärtom. En kanalmodell användes därför för att beräkna på effekterna i lerområden. Beräkningarna indikerar ett maximalt influensavstånd i jord om ca 240 m från tunnellinjen. Detta antas gälla vid alla större lerområden längs tunnelsträckan. En samlad bedömning av influensområde har gjorts genom sammanvägning av samtliga beräkningsresultat och med beaktande av variationer i topografi, geologi, hydrologi och placering av känsliga objekt (brunnar, byggnader m.m.) kring den planerade tunneln. Influensområdets utbredning redovisas i Figur 10.

11 Uppdragsnr: (17) Figur 10. Den samlade bedömningen av influensområdet utbredning kring ÖVA-tunneln med 0,3 m avsänkning i ytterkant. Det ska noteras att det är trycksänkningen i berg på 200 meters djup som för det mesta blir dimensionerande och det gäller i huvudsak i typområden med berg i dagen. Därför blir influensområdet i den samlade bedömningen väl tilltaget, framför allt i jord, vilket är av vikt då det förutsätts att skadlig trycksänkning i undre magasin inom lerområden ska undvikas. Skillnaden mellan hydraulisk konduktivitet i injekterat berg och oinjekterad berg påverkar kraftigt inläckaget till tunneln. Bättre injektering i områden där inläckaget är högt, gör att både influensområdet och inläckaget minskar.

12 Uppdragsnr: (17) 7. Referenser [1] Moye D G, Diamond drilling for foundation exploration. Civ. Eng. Trans. 7th. Inst. Eng. Australia. [2] Berggren M, Hydraulic conductivity in Swedish bedrock estimated by means of geostatistics, A study based on data recorded in the Archive on Wells at the Geological Survey of Sweden, Thesis Report Series 1998:9, Avdelningen för Mark- och vattenresurser, Kungliga Tekniska Högskolan, Stockholm. [3] Gustafson G Hydrogeologi för bergbyggare. Forskningsrådet Formas T2:2009. [4] Wladis D, Jönsson P, Wallroth T, Regional characterization of hydraulic properties of rock using well test data. SKB TR 97 29, Svensk Kärnbränslehantering AB. [5] SNV rapport Grundvattenströmning i kristallint berg. Stockholm 19

13 Uppdragsnr: (17) Bilaga 6.1 Vattenförlustmätningar i kärnborrhål Inom projektet har vattenförluster utförts i två utförda kärnborrhål. Dessa borrhål ska ses som riktade undersökningar med syfte att finna svaghetszoner i berget. Det kan därmed förväntas att vattenförlustmätningar i dessa borrhål ska visa på en högre vattengenomsläpplighet i berget är den storskaliga effektiva konduktiviteten baserad på data från SGU:s brunnsarkiv. Valt utförande har anpassas med avseende på syftet med testet. För ÖVA projektet har WSP valt ett utförande som i möjligaste mån avser undersöka bergets ostörda vattenförande egenskaper. Det är då av vikt att välja ett utförande med måttliga vattenövertryck så att spräckning, vidgning och urspolning minimeras. Skäl för valt utförande är att bergets (ostörda) vattengenomsläpplighet, är den primära parametern för att kunna identifiera behov av injektering, möjlig effekt av injektering, inläckage till tätad (och möjligen otätad) tunnel samt trycksänkningsutbredning vid predikterat inläckage (grundvattenbortledning). Då ovanstående syfte uppnås med enstegstest har detta utförande valts. Vidare har valts testsektioner om 6,25 m, vattenövertryck om 200 kpa och en varaktighet per testad sektion som bedöms leda till att stationärt förhållande uppnås under testet. Preliminärt 10 minuter, men om mätningar visar att stationärt förhållande inte råder förlängs varaktigheten till (minst) 15 minuter. Vattenförlustmätning utförs endast vid mättade förhållanden, d v s under grundvattenytan. Med valt utförande kan bergets vattenförande egenskaper bestämmas ner till en beräknad lägsta gräns om ca K=1,00E-08 m/s då flödet kunde mätas ner till 0,1 l/min. Dessa vattenförlustmätningar har utförts med tryckmätning med givare (manometer) placerad 1 m över markytan. Vattentillförsel har skett genom en 75 m lång PEM-slang med innerdiameter 20 mm. Slangen har legat utbredd på marken invid KBH (ej lindad) varför tilläggsförluster för krökt slang kan anses vara försumbara. Inrapporterade tryck från fält avser uppmätt tryck vid manometern. Skapat övertryck (effektivt tryck) i respektive mätsektion måste således beräknas och det är detta tryck som redovisas i utvärderingen. Beräkning av hydraulisk konduktivitet (K) görs med Moye s formel för stationära förhållanden (ekvation 3), där L avser testsektionens längd, d borrhålets diameter och H övertryck i testsektionen vid flödet Q. K = Q 1+ln( L D ) LH 2π (ekvation 3) För beräkning av skapat övertryck (effektivt tryck) i respektive mätsektion har Bernoullis energiekvation använts och strömningsförluster i slang har beräknats efter Colebrooke med en ekvivalent sandråhet om k=0,07, framtagen genom tester på använd slang. Det är Skårby Kärnborrning AB som har utfört samtliga vattenförlustmätningar med instruktioner från WSP.

14 Borrhålslängd [m] Borrhålsdjup [m] Uppdragsnr: (17) Vattenförlustmätning Utförare: Skårby Kärnborrning AB Plansystem:Sweref Datum: 2015/03/25 Höjdsystem RH2000 Borrlängd: m N: Gradning: 50 från horisontalplanet E: Längd Djup (my) Z: m Nedmätning till vy före start: m Foderrör ner till: m Berg: 0.0 m g Beräkning efter Moye 9.82 m/s 2 Sektionslängd Borrhål d L dp Q Flöde under mätgräns T Moye K Moye Plottpkt längd Plottpkt djup [mm] Från Till [m] [kpa] [L/min] [m 2 /s] [m/s] [m] [m] Fritt flöde genom osatt KBH manchett i djupaste sektionen KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E Mätgräns E E KBH 1 KBH 1 K s [m/s] K s [m/s] 1.E-09 1.E-08 1.E-07 1.E-06 1.E-05 1.E-04 1.E-03 1.E-09 1.E-08 1.E-07 1.E-06 1.E-05 1.E-04 1.E m Mätgräns

15 Uppdragsnr: (17) Korrektion av tryck och beräkning av dp Bernoulli + Colebrooke g 9.82 m/s 2 r 1.0 t/m 3 z1 1.5 m slangtryck vid my Tryckhöjd my Strömningsförlust Lägeshöjd testsektion Tryckhöjd testsektion Initialtryck testsektion övertryc k P 1 P 1 /rg H f H f z 2 P 2 /rg P 2 /rg P 2i /rg dp sekt [kpa] [m] [kpa] [m] [m] [m] [kpa] [kpa] [kpa]

16 Borrhålslängd [m] Borrhålsdjup [m] Uppdragsnr: (17) Vattenförlustmätning Utförare: Skårby Kärnborrning AB Plansystem:Sweref Datum: 2015/03/17 Höjdsystem RH2000 Borrlängd: m N: Gradning: 90 från horisontalplanet E: Längd Djup (my) Z: m my-vy före start: m Foderrör ner till: m Berg: 0.0 m g pkt 2 Beräkning efter Moye 9.82 m/s 2 Borrhål d Sektionslängd L dp Q Flöde under T Moye K Moye Plottpkt längd Plottpkt djup mätgräns [mm] Från Till [m] [kpa] [L/min] [m 2 /s] [m/s] [m] [m] Fritt flöde genom osatt KBH manchett i djupaste sektionen KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E KBH E E Mätgräns E E KBH 2 KBH 2 K s [m/s] K s [m/s] 1.E-09 1.E-08 1.E-07 1.E-06 1.E-05 1.E-04 1.E-03 1.E-09 1.E-08 1.E-07 1.E-06 1.E-05 1.E-04 1.E m 10 Mätgräns

17 Uppdragsnr: (17) Korrektion av tryck och beräkning av dp Bernoulli + Colebrooke g 9.82 m/s 2 r 1.0 t/m 3 z1 1.9 m (my till höjd på manometer, ca 1 meter) slangtryck vid my Tryckhöjd my Strömningsförlust Lägeshöjd testsektion Tryckhöjd testsektion Initialtryck testsektion övertryc k P 1 P 1 /rg H f H f z 2 P 2 /rg P 2 /rg P 2i /rg dp sekt [kpa] [m] [kpa] [m] [m] [m] [kpa] [kpa] [kpa] Testerna är utförda som enstegstest i testsektioner om 6 m. Skapat övertryck i testsektionen (dp) har beräknats utifrån tryckmätning vid markytan och efterföljande korrektion för statiskt tryckskillnad mellan mätpunkt och testsektion jämte strömningsförluster i rörgång. För samtliga tester har rörgång utgjorts av en 75 m lång PEM-slang med innerdiameter 20 mm. Utrustningens ekvivalenta effektiva sandråhet (k) har genom tester beräknats till k=0,07. Nedre mätgräns för flöde har varit 0,01 L/min, medförande ett teoretiskt lägsta utvärderingsbart K-värde per testsektion inom intervallet K = 1, ,20E-09 m/s.