EXAMENSARBETE. Optimal pelardesign för lastning i Kiirunavaaragruvan

Transkript

1 EXAMENSARBETE 2005:46 HIP Optimal pelardesign för lastning i Kiirunavaaragruvan Helena Sturk Kerstin Viippola Luleå tekniska universitet Högskoleingenjörsprogrammet Bergteknik 120 p Institutionen för Samhällsbyggnad Avdelningen för Bergmekanik 2005:46 HIP - ISSN: ISRN: LTU-HIP-EX--05/46--SE

2 Förord Examensarbetet började som en tanke om att på ett enkelt sätt förändra skivlayouten för att på så sätt åstadkomma en produktionsökning. Tomas Savilahti på LKAB var positiv till vår idé och arbetet genomfördes då i LKAB:s regi. Arbetet har gett oss ett värdefullt tillfälle att tillämpa våra kunskaper i dels bergmekanik men även inom processtyrning. Många är de som hjälpt oss och som vi här vill tacka. Ett stort tack till våra handledare Thomas Savilahti och Håkan Krekula på LKAB som kommenterat våra idéer och praktiskt hjälp oss, Maria Ask, vår handledare vid Luleå Tekniska Universitet vill vi tacka för lusläsningen av arbetet och alla värdefulla tips. Ett särskilt tack också till Lars Malmgren, LKAB och Erling Nordlund, Luleå Tekniska Universitet som varit behjälpliga med programmen. Andra vid LKAB som varit till stor hjälp är Åke Öhrn, Kärnarkivet i Kiruna som tagit sig tid att guida oss i gruvan och gett oss information om bl.a. sprickor. Kari Niiranen, geolog i Kiruna som läst och kommit med synpunkter om geologidelen. Tommy Efraimsson och Mats Stömsten, Kiruna som hjälpt oss ta fram en beräkningsmodell för tidsvinsten i kurvan. Hans Backström och Marie Ekbäck på layoutavdelningarna i Kiruna och Malmberget som har svarat på våra frågor om ort- och skivlayouten. Angelique Bohm och Anders Boman, lastningen i Kiruna och de lastare i Malmberget som tagit sig tid att klarlägga de funderingar vi hade om lastningsprocessen. Tack för ett överlag positivt, öppet och trevligt bemötande! Kiruna i juni 2005 Kerstin Viippola Helena Sturk i

3 Sammanfattning Examensarbetet utgör en bergmekanisk analys av möjligheten till avrundning av pelarspetsar i infarterna till brytningsortarna i LKAB:s underjordsgruva i Kiruna i syfte att åstadkomma en mer optimal körväg vid lastningen. Förutom numeriska analyser i Unwedge, Examine 2D och Examine TAB där tendensen att kilar bildas och spänningssituationerna vid de olika pelarrundningarna studeras innefattas även beräkningar för tidsvinst och ökat utbyte vid en pelarrundning. I arbetet ingår även skadekarteringar där naturliga rundningar uppstått i syfte att få en bild av vilka skador som kan uppstå vid en pelarrundning. Skadekarteringen är också utförd på pelare som inte blivit avrundade för att se vilka brottyper som normalt förekommer. I arbetet har också intervjuer gjorts med lastare, tillredning och layoutpersonal för att få deras syn på avrundning och kunskap om vad dagens layout innebär. De numeriska analyserna visar att en rundning av pelarna förbättrar spänningssituationen eftersom utbredningen av höga spänningskoncentrationer minskar vilket resulterar i stabilare hörn. Skadekarteringen visar att tvärortarna överlag har en kil som faller ut på vänster sida om man tittar in i orten från fältorten. På den högra sidan är formen mer timglasformad vilket tyder på spjälkbrott som orsakas av höga spänningar. Kilanalysen i Unwedge visade att en större ortöppning som skulle skapas vid en avrundning av pelarhörnen leder till ökande kilstorlek. Om kilarnas storlek ökar krävs eventuellt extra förstärkning i form av någon extra bult. Vid intervjuerna framkom att lastarna var positiva till en rundning. Då de ibland uppstår naturligt rundade hörn visste lastarna av erfarenhet att det var lättare och gick fortare att köra om hörnen var rundare. För de som tillredningsborrar var det inget problem att strossa snett för att på så sätt få en rundning. Underlaget för beräkningen av körväg, hastighet och växling i kurvan är framtagen av Tommy Efraimsson i LDS, LUCS design system. LUCS står för LHD-underground-controlsystem där LHD är en beteckning för typen av lastmaskin, load-hoaul-dump. Mats Strömsten har utifrån de parametrarna sedan beräknat tidsvinsten i Excel. Våra beräkningar är baserade på tiden för kurvan och ett statistiskt underlag för lastmaskinerna under första kvartalet Beräkningarna var inte riktigt optimala då de parametrar vi använt oss av vid beräkningarna var från en tremånadersperiod med bara 52 % tillgänglighet. Beräkningarna är utförda på bara fjärrlastmaskiner och därför kan ge en underskattning av hur mycket det ökade utbytet kan bli. Svängen för kurvan vid fjärrlastningen skulle också den kunna förbättras ytterligare om designen för ortarna först ritades om. Tidsvinsten vid våra beräkningar blir då något underskattad men visade på en ökning av malmproduktionen med ton per år vilket innebär en vinst på 48 miljoner kr med ett råmalmspris på 170 kr/ton. I beräkningarna är inte medräknat kostnaderna för eventuell extra förstärkning eller eventuella kostnader för extra borrning och sprängning. ii

4 Summary This thesis is a rock mechanical analysis on the possibility to smooth the cross-sectional shape of pillar corners in the LKAB Kiruna underground mine, with the objective to optimize the driving route during loading. We started our investigation by interviewing LKAB personnel that are working with related mining operations. To evaluate the impact of more curved-shape pillar corners, we have conducted failure mapping, numerical analyses, and estimated time gains for loading along the new driving route. Failure mapping were made on pillars with the current sharp-cornered layout and on pillars that had been naturally rounded. For the naturally rounded pillars, we found that pre-existing rock structures are responsible for formation of wedges that result in the enlarged pillar corners. We have conducted numerical analyses using the programs Unwedge, Examine 2D and Examine TAB to investigate how an increasing cross-sectional shape of the drift, due to increased amount of roundness of pillar corners, influenced the state of stress and tendency for formation of wedges. The conclusions of the analysis are that the stress situation was improved by a lesser extension of high stresses when the pillar corner became more rounded more stabile corners should appear. In the failure mapping it became obvious that most of the fall outs by wedges were caused of structures. We could also see failure caused by high stressed in the pillar corners. The analyse in Unwedge showed that a larger opening such a rounded corner would cause also gave larger wedges because the roof gained size. anticipated maintaining a higher and more steady velocity through the curved pillar corners than currently possible. Tommy Efraimsson and Mats Strömsten assisted in calculating the time gain using the program LDS, LUCS design system and Excel. LUCS stands for LHDunderground-control-system were LHD is a term for the type of machine, load-hoaul-dump. However, the return with a rounded corner should the advantages outweigh the disadvantages like some extra bolting in the corners. Our results suggest that the ore production would increase with more than ton each year with the new design. Our calculations were made during a period of 3 months when the availability was low, only 52%. Therefore the calculations are a bit underestimated. The ore profit could be as much as million ton each year, which, with a raw ore price of 170 SEK/ton, corresponds to a profit of 48 million SEK. In our calculations no cost is estimated for possible extra bolting, drilling and blasting. iii

5 Innehållsförteckning Förord... i Sammanfattning... ii Summary... iii Innehållsförteckning... iv 1. Inledning Bakgrund Karakterisering av Kiirunavaara malmkropp Geologi Bergspänningar Primära spänningar Sekundära spänningar Utförda bergspänningsmätningar Strukturer och sprickor Bergmekaniska parametrar Laboratorieundersökningar Bergmasseklassificering Brottkriterier Brottorsaker Metod Intervjuer Tillredning och lastning i Kiruna Lastare i Malmberget Layout, Malmberget/Kiruna Numeriska Metoder Använda numeriska program Unwedge Examine 2D Examine TAB LDS, LUCS design system Resultat Skadekartering Unwedge Global modell Lokal modell Beräkningar för ny kurvradie iv

6 5. Diskussion Slutsats Bilagor Bilaga Bilaga Bilaga v

7 1. Inledning LKAB planerar för en 18-procentig produktionsökning under de närmaste fyra åren, från 24,5 miljoner ton år 2004 till 29 miljoner ton år Det är då viktigt att identifiera eventuella flaskhalsar för att ytterligare effektivisera brytningen. Syftet med vårt examensarbete har varit att titta närmare på lastningsprocessen i LKAB:s underjordsgruva i Kiruna. Den idé som ligger till grund för vårt arbete är att runda av ena pelarspetsen i infarterna till brytningsortarna för att underlätta körningen genom kurvan och därmed spara tid och öka på så sätt öka utbytet.(fig. 1.1), se Figur 1.2 som visar dagens skivlayout i Kiruna. Examensarbetet utgör en bergmekanisk analys av möjligheten till avrundning och innefattar även beräkningar av tidsvinsten i kurvan vid lastningen för den föreslagna layouten. Dessa beräkningar är förenklade men ger ändå en idé om vilken produktionsökning som kan åstadkommas. Examensarbetet är utfört på LKAB i Kiruna och de program som är använda vid den numeriska analysen är Unwedge student version, Examine 2D 6.05 och Examine TAB 2.14, alla från Rocscience i Toronto. För att beräkna tidsvinsten med den kortare sträckan fick vi hjälp av Tommy Efraimsson, LKAB som använde programmet LDS, LUCS design system för att rita den nya körvägen. Utifrån den kortare sträckan gjorde sedan Mats Strömsten, LKAB beräkningen för den nya tiden i Excel. tvärort tvärort Fältort Figur 1.1 Layout med rundade hörn. Beräkningarna görs på nuvarande nivån, 878 meters avvägning (m avv.) och på de kommande nivåerna, 907 och 935 m avv. I de numeriska programmen som används för analysen görs förenklade modeller av såväl raset som lastningsnivåerna. I lastningsprocessen finns många faktorer att ta hänsyn till vid beräkningar av effektiviteten. På grund av examensarbetets begränsade omfattning har vi valt att endast beakta en aspekt, tidsvinsten genom kurvan i lastningscykeln. Beräkningen för körvägen är förenklad genom att man räknar utifrån en tänkt centrumlinje i vägbanan medan det normala är att vid körningen gena i kurvan. Beräkningssättet innebär alltså en något underskattad körtid genom kurvan. 1

8 1.1 Bakgrund År 1902 startade brytningen i Kiirunavaara i samband med att malmbanan i sin helhet var klar. Fram till år 1962 drevs gruvan i dagbrottsform, därefter gick man över till underjordsbrytning. År 1997 togs KUJ (Kiruna under jord) 2000, med en huvudnivå på 1045 m avv. i drift är den sjätte huvudnivån och den är beräknad att ge ca 430 miljoner ton malm och säkrar gruvverksamheten fram till år I Kiirunavaara används brytningsmetoden storskalig skivrasbrytning. Metoden använd vid underjordsbrytning och kräver att hängväggen kan gå sönder och följa med raset vid brytningen och att malmens stupning är relativt brant. Brytningen i Kiruna innebär att man först driver en fältort längs med malmen och från fältorten drivs sedan tvärortar tvärs igenom malmen (Fig. 1.2). Figur 1.2 Skivlayout i Kiruna nivå 878 block 37 [LKAB Kiruna] Från dessa tvärortar borras solfjäderformade hålkransar i taket som laddas och skjuts ner en i taget. Den fragmenterade malmen och närliggande gråberg rör sig neråt och fyller ut de hålrum som har bildats (Fig. 1.3). Varje skjuten krans ger ca 8500 ton malm. Malmen körs ut men hjälp eldrivna lastmaskiner till störtschakt som mynnar på spårnivån på 1045 m avv. Här tappas malmen sedan i fjärrstyrda tåg för att vidare transporteras till krossarna. Efter att malmen har krossats förs den upp med skipar till förädlingsverken ovan jord. 2

9 Figur 1.3 Gruvlayout för skivrasbrytning [modifierat från Atlas Copco] 3

10 2. Karakterisering av Kiirunavaara malmkropp 2.1 Geologi Apatitjärnmalmen i Kiirunavaara bildades för ca 1,9 miljarder år sedan. Malmkroppen ligger i en geologisk region som kallas det sveokarelska orogena komplexet. Kiirunavaaras malmkropp har formen av en skiva som omges av trakyandesitiska vulkaniter, mestadels lavor, på liggväggssidan och ryodacit, ofta med pyroklastisk karaktär på hängväggssidan. Hur malmen en gång bildats är omdiskuterat men forskningen lutar åt ett magmatiskt eller ett hydrotermalt ursprung. Malmens textur och dess geokemi tyder dock på att ursprunget varit magmatiskt. Malmen i Kiirunavaara är en stor magnetitmalm, över 4 km lång med en medelbredd på meter (Fig. 2.1). Malmkroppens djup är idag känd ner till 1500m men magnetiska och magnetstereografiska mätningar indikerar att malmens fortsätter mot djupet. Malmkroppen stryker i ungefärlig nord-sydlig riktning. Den stupar ca mot öster och Kiruna stad ligger därmed på hängväggssidan. Figur.2.1 Horisontalkarta av Kiirunavaara. [Sjöberg, 2001] Kirunamalmen innehåller både hög- och lågfosformalm [Loberg, 1999]. Den är sammansatt av finkornig magnetit. Andra mineral som förekommer i malmen är apatit och i låga koncentrationer, hematit, amfibol, kalcit, biotit och pyroxen. Det är apatiten som är bärare av den fosfor som finns i malmen. I den malm som det finns mest fosfor i är apatiten ibland jämnt fördelad men det är vanligare att det förekommer sliror eller band av apatit med omväxlande mer eller mindre rena lager av magnetit. 4

11 Ekström och Ekström [1997] förespråkar att de gamla beteckningarna för liggbergsbergarten syenitporfyr bör bytas ut mot trakyt eller trakyandesit eftersom det rör sig om lavabergarter. Liggväggen består av olika typer av trakyt (Fig. 2.2, Tab. 2.1). Närmast malmen förekommer ofta trakyt med mandelstensstruktur men den finns inte representerad utefter hela malmen. Förutom dessa finns även grå trakyt och omvandlad och vittrad trakyt som skiljer sig åt gällande mineralinnehållet. Andra bergarter som förekommer i liggvägg, hängvägg och malm om än mer spritt är diabas och granofyr. Kontaktzonen på liggväggssidan utgörs på vissa ställen av aktinolitskarn. Bredden på zonen har en variation på 0,2 och 0,4 meter. Hängväggen består av olika typer av ryolit. Figur.2.2 Vertikal tvärprofil av hur fördelningen av bergarter i liggväggen kan se ut, ej skalenlig. [Sjöberg, 2001]. Tabell 2.1 Klassificering av sidobergarter i Kiirunavaara. [Sandstöm, 1999] Bergartsbeteckning Bergartsbeskrivning Tryckhållfasthet [MPa] (medelvärde) SP1 Trakyt SP2 Omv. Tät trakyt, flammig 400 SP3 Trakyt med mandelstensstruktur 210 SP4 Porfyr. Trakyt. Idiomorf (grå) 430 SP5 Vittrad trakyt 90 QP1 Ryodacit, flytstrukturer - QP2 Ryodacit - QP3 Ryodacit, amfibol/kl-rik - QP4 Ryodacit med epidot/pyroxen - QP5 Vittrad Ryodacit - Gp Gångporfyr 320 SP = Beteckningar för bergarter i liggväggen, tidigare benämning syenitporfyr. QP = Beteckningar för bergarter i hängväggen, tidigare benämning kvartsporfyr. Gp = gångporfyr 5

12 2.2 Bergspänningar Bergspänningar kan delas in i primära och sekundära spänningar. In-situ-spänningar som de primära spänningarna kallas är de som finns i bergmassan då den fortfarande är opåverkad av ingrepp. De sekundära spänningarna blir då de spänningar som verkar efter någon form av ingrepp i berget. De bakomvarande orsakerna till spänningar i berget är flera, i Tabell 2.2 ges en översikt av de olika spänningarnas uppkomst. Tabell 2.2 Bergspänningar [från Amadei och Stephansson, 1997] Inducerade Spänningar (sekundära) Spänningar som uppkommit genom mänsklig aktivitet (tex gruvbrytning, borrning, pumpning, etc.) In-situ-spänningar (primära) Tektoniska spänningar Aktiva tektoniska spänningar: storskaliga och lokala Remanenta tektoniska spänningar: kvarvarande spänningar i veck, förkastningar, sprickor och boudinage. Gravitationsspänningar Topografi Erosion Isavlagring Snabb avlagring Residualspännignar Kvarvarande spänningar från diagenes, metamorfos, metasomatos, magmaavkylning och portrycksvariationer. Terristiska spänningar Säsongsbundna temperaturvariationer, tidvattenspänningar, corioliskraft Primära spänningar In-situ-spänningarna uppstår främst av gravitativa och tektoniska spänningar som orsakats av vikten av överliggande material respektive plattektoniska rörelser (Tab. 2.2). En annan orsak till variation på spänningen i form av dess riktning orsakas av varierande topografi. Huvudspänningarna kan vara parallella respektive vinkelräta mot markytan vilket gör att de skiljer sig från de typiska horisontala och vertikala vid kuperad terräng. Då påverkan av markytan minskar med djupet minskar också betydelsen av eventuella berg och dalgångar. Residualspänningar är spänningar som blivit inlåsta i en avgränsad del av berget då det tidigare varit påverkat av högre spänningar än de nu rådande, exempelvis orsakade av tyngden från inlandsisen. Hur stor del av det primära spänningsfältet som utgörs av residualspänningarnas påverkan är inte utrett. Det primära spänningstillståndet är summan av de fysiska, kemiska och mekaniska processer som härrör ur de geologiska händelser som det utsatts för under dess existens. De geologiska processerna har även orsakat de sprickor, förkastningar och veckningar som nu gör att berget inte längre kan räknas som homogent. Berget består ju inte heller av bara en bergart utan flera som då också ger upphov till olika egenskaper. Bergegenskaperna kan variera även i olika 6

13 riktningar, dvs. anisotropa bergarter. Variationen beror ofta på bergets foliation, lagerföljd eller spricksystem och förekommer ofta hos gnejs, skiktsilikater och sedimentära bergarter som skiffrar och sandstenar. Berg med en eller flera regelbundna och intilliggande sprickgrupper kan också räknas som anisotropa. Stratigrafin orsakar även den inhomogen bergmassa. Spänningen kan variera betydligt från ett lager till ett annat. Stratigrafi är vanligast i sedimentära bergarter men uppträder även i vulkaniska bergarter. Allt detta orsakar att normala variationer uppstår i spänningsfältet och påverkar både spänningarnas storlek och riktning Sekundära spänningar Vid mätning av sekundärspänningarna måste olika hänsyn tas till vad som påverkar berget. I Kiruna där man använder sig av skivrasbrytning påverkas spänningstillståndet på flera sätt. Spänningsomlagringar sker när en ny nivå öppnas och successivt bryts ut. Den underliggande nivån är den som påverkas mest men ytterligare nivåer kan påverkas beroende på in-situ-spänningarnas storlek och bergmassans hållfasthet [Lundman, 1999] Ett materials styvhet definieras som dess motstånd mot hoptryckning [Nordlund et al., 1998]. Ju mer sprickor som finns i materialet desto mer kan materialet tryckas ihop och desto lägre är styvheten. Ett materials styvhet är då proportionell mot E, både enaxiellt och triaxellt. EA Axiell styvhet = [N/m] (2.1) L där E är elasticitetsmodulen, A, arean och L, längden. Rasmassorna från hängväggen har en väldigt låg styvhet. Den låga styvheten orsakar en omfördelning av spänningarna i bergmassan som orsakar höga spänningskoncentrationer vid brytningsfronten. Spänningarna runt ortarna kommer att öka och byta riktning. På nivån ovanför brytningsnivån kommer avlastning äga rum så länge pelaren är intakt. Spänningstillståndet är påverkat 200 m från brytningsfronten [Lundman 1999]. Den uppsprickning och de ras som sker vid brytningen förändrar hela tiden topografin runt raset. Stabilitetsproblemen i hängväggen orsakar uppsprickning av den och följden blir sättningar vid markytan. Ett uppsprucket berg tar inte upp spänningar på samma sätt som ett intakt berg och orsakar att spänningstillståndet förändras längre ner. Vid utbrytning i berget påverkas berget av flera saker som förändrar spänningstillståndet. Berget förskjuts inåt när ett tomrum bildas och den fria ytan gör att skjuvspänningarna parallellt och normalspänningen vinkelrätt med randen blir noll. Detta innebär att randen blir ett huvudspänningsplan som stör det ursprungliga spänningstillståndet genom att huvudspänningsriktningarna roteras. Bergutrymmet fungerar efter utbrytning som en brunn som vatten kan rinna in i och då sänka vattentrycket i berget runtomkring. Kirsch lag om spänningstillståndet runt ett cirkulärt hålrum visar att spänningarna är påverkade minst tre hålrumsdiametrar från randen. Längre ut är inte spänningskoncentrationen särskilt annorlunda än primärspänningarna [Nordlund et al 1998]. 7

14 Bergmassan består ofta av olika bergarter och genomkorsas av sprickor, sprickzoner, krosszoner, etc. Dessa naturliga diskontinuiteter påverkar ofta spänningarnas storlek och riktning. När spänningarna korsar en diskontinuitet sker en förändring av det primära spänningstillståndet. Hudson och Cooling, [1998] redovisade tre fall när detta inträffar: 1) Om diskontinuiteten är öppen kommer största huvudspänningen att vara orienterad parallellt med diskontinuiteten. 2) Om materialet i diskontinuiteten har ungefär samma materialegenskaper som det omgivande berget kommer huvudspänningarna att förbli oförändrade. 3) Om materialet i diskontinuiteten är styvare än det omgivande berget kommer största huvudspänningen att riktas vinkelrätt mot diskontinuiteten. I de flesta fall ligger spänningsförändringen någonstans mellan de två extremfallen Utförda bergspänningsmätningar LKAB har utförts bergspänningsmätningar sedan 1970-talet i syfte att analysera spänningarnas inverkan på ortstabiliteten och för att bestämma de primära spänningarnas variation med djupet [Sandström, 1999]. Vid mätningarna i Kiruna har man till största delen använt LUT cellen som är en överborrningsinstrument som vidareutvecklats ur Leemancellen i slutet av 70-talet på högskolan i Luleå [Leijon, 1988]. Metoden bygger på att beräkna spännigsförändringen vid avlastning av berget. Spänningarna relateras till de töjningar som avlastningen orsakar. Kunskapen är viktig för anläggning av framtida underjordsanläggningar och har också varit en hjälp för att identifiera brott och seismisk aktivitet som smällberg. Definitionerna av det primära spänningsfältet i gruvan har varierat över tiden beroende på de grunddata som funnits att tillgå men i samband med ett projekt med skivpallbrytning, OSKAR-projektet, föreslog Stephansson och Paganus [1989] följande spänningssamband för gruvan, malmen stryker 0 enligt högerregeln: [MPa] σ H = ,04z (Strykning vinkelrätt mot malmen, 90 ) (2.2) σ h = -8,9 + 0,036z (Strykning parallellt med malmen, 0 ) (2.3) σ v = ,027z (Vertikal spänning) (2.4) Ovanstående samband till trots så är spänningstillståndet fortfarande osäkert i Kiirunavaara då stora variationer förekommer i mätningarna. Resultaten visar på en stor spridning både på spänningarnas riktning och på deras storlek. Sandström [1999] menar att orsakerna kan vara en eller flera av följande faktorer: naturliga förändringar i bergmassan såsom diskontinuiteter och skiftande bergegenskaper, störningar som orsakats av brytningen och/eller fel orsakade av mätmetoden och fel i utvärderingsprocessen. Någon analys av orsakerna till variationerna är inte genomförd. Inte heller är påverkan från strukturer, brytning och geologi fullständigt utredda [Sandström, 1999]. En strykning vinkelrätt malmkroppen medför en orientering på 90 enligt högerregeln för den största horisontella spänningen då malmkroppen i sig självt stryker 0. Den mindre av de horisontella spänningarna har en strykning på 0, parallellt med malmen. 8

15 Stephansson et al [1991] föreslog att bergspänningstillståndet i Skandinavien följer: [MPa] σ H = 2,8 + 0,04z (Strykning 40 enligt högerregeln) (2.5) σ h = 2,2 + 0,024z (Strykning 130 enligt högerregeln) (2.6) σ v = ρgz (Vertikal spänning) (2.7) Skillnaden i strykning för spänningstillståndet i Kiirunavaaragruvan och det för Skandinavien uppmätta kan bero av rasmassorna lägre styvhet men också av variation i bergartsegenskaper för sidoberget, malmen och kontaktzonerna dem emellan. Orsaker kan också vara en eller flera av dem som nämnts i avsnitt som topografins påverkan. Spänning är en fiktiv storhet som inte går att mäta. Man är därför hänvisad till att mäta parametrar som med hjälp av konstitutiva samband går att härleda till spänning. Oftast störs berget på något sätt och man mäter sedan reaktionen på störningen, töjning, deformation eller hydrauliskt tryck. Töjningen ger ett mått på spänningsförändringen. Bergspänningsmätningar utförs oftast i borrhål, där de idag vanligaste metoderna är hydraulisk spräckning och överborrning. Vid användandet av hydraulisk spräckning utsätts en tätad del av ett borrhål för ett vätsketryck ökas tills borrhållsväggen spricker. Proceduren upprepas vanligen 3 ggr efter dränering av området mellan de två gummimanschetterna för att sprickan ska propagera tillräckligt långt. Det vätsketryck som krävs för att åstadkomma en spricka på ett visst djup mäts. Vid överborrningsmätningar installeras deformationsgivare i ett borrhål som avlastas genom att berget runt borrhålet avskärs från yttre laster. Deformationen som uppstår är ett mått på differensen mellan det ursprungliga spänningstillståndet och det som råder vid avlastningen. Med hjälp av konstitutiva samband kan sedan det absoluta spänningstillståndet bestämmas. Det lättaste sättet att åstadkomma avlastning är med hjälp av friborrning. Genom att göra antaganden om bergets konstitutiva samband kan en beräkning av spänningarna göras. Mätplatsen bör ligga tillräckligt långt ifrån brytningsfronten och naturliga förkastningar som kan påverka primärspänningarna och mätningen ska göras i homogent berg. Hur väl mätresultatet stämmer med det verkliga spänningstillståndet är till en del beroende av förhållandet mellan töjning och spänning i bergmassan, att bergartsparametrarna är riktigt bestämda och att en tillräckligt känslig instrumentering används för att kunna registrera små töjningar. Att berget är sprickfritt där man mäter är dock den viktigaste parametern. En osäkerhet vid spänningsmätningar är hur väl det uppmätta värdet stämmer då det inte finns något värde att jämföra med. Genom laboratorietestning kan man få ett säkert värde på spänningen genom att jämföra den uppmätta spänningen med applicerad belastning. Vid överborrningsmetoden finns följande felkällor och osäkerheter som kan påverka resultatet: teoretiska antaganden om att berget är homogent, isotropt och linjärt elastiskt vilket sällan stämmer med verkliga bergförhållanden, de mättekniska faktorerna som något fel på utrustningen eller handhavandefel, bestämningen av de elastiska parametrarna E och ν där t.ex. dragsprickor kan initieras i provbiten vid själva trycktillfället vilket kan ge onormalt höga värden på tvärkontraktionstalet och hur utvärderingsprocessen med dataanalys gjorts. [Sandström, 1999] 9

16 2.3 Strukturer och sprickor Det är viktigt att kartera strukturer och sprickor eftersom de leder till nedsatt hållfasthet i bergmassan. Man antar att det är plannära strukturer, vilket gör att deras orientering kan beskrivas med två parametrar, strykning och stupning, alternativt stupningsriktning och stupning (Fig. 2.3). Om man använder sig av hela cirkelns 360 för att ange strykningen måste man ange åt vilket håll sprickplanet stupar. Med högerregeln stupar en spricka alltid åt höger i förhållande till strykningen. Strykningen är här relaterad till kartnorr, 0. Sprickplanet som stryker 30 mot öst och har en stupning på 50 skrivs enligt denna metod och högerhandsregeln 210/50. Om man i stället vill ange stupningsriktning lägger man 90 på strykningen, stupningen blir med detta system oförändrad. Figur ] Definition av strykning, stupningsriktning och stupning. [från Nordlund et al., I Kiirunavaaragruvan finns det två huvudtyper av strukturer plastiska skjuvzoner och spröda förkastningszoner (Fig. 2.4). Plasticering innebär att man får en bestående formändring som involverar hela bergmassan och eventuellt kan leda till segt brott. En bergart som utsätts för de tryck och temperaturförhållanden som råder på många kilometers djup i jordskorpan reagerar ytterst långsamt med plastisk deformation när den utsätts för riktat tryck. De plastiska zonerna uppträder i form av meterbreda zoner av skivigt alternativt gnejsigt berg. Den dominerande orienteringen på de plastiska strukturerna är nord-sydlig med brant stupning mot öster. Förkastningar är en typ av sprickor vilka bildas genom olika processer, till exempel från olika spänningstillstånd som orsakar isärdragning eller skjuvning, och från termala effekter (materialet krymper vid nedkylning). Olika spänningstillstånd orsakar olika spricktyper [Lawn och Wilshap, 1975]: dragspricka, skjuvspricka och dragtöjningsspricka. Se avsnitt Vid en förkastning har bergförskjutning skett längs brottytan. Spröda brott sker utan någon 10

17 formförändring längs avgränsande plan. Brottytorna passar ihop efter brottet; dessa brott bildas vanligtvis vid relativt litet djup i jordskorpan. Sjöberg [2001] samanställde huvudlineamentens orientering i Kiirunavaara (Fig.2.4, Tab 2.3). Den dominerande lineamenten, grupp 1,2 och 4 (Fig. 2.4) har en subparallell orientering med malmkroppen och har sitt ursprung i den regionala lagringen och förskiffringen. De spröda förkastningarna uppvisar påtagliga förskjutningar i malmen och sidoberget. Det finns också förkastningar som ligger nästan vinkelrätt malmen, grupp 6 och 5 i (Fig. 2.4.). Grupp 6 kallas Kaptensförkastningen och finns i södra delen av gruvan. Förkastningens orientering förekommer i hela gruvan och även regionalt utanför gruvområdet och kallas Kaptensorienteringen. Den är den mest dominerande spröda förkastningsriktningen. Sprickriktningarna skiljer sig något mellan malm och liggvägg. Figur 2.4 Huvudlineament i Kiirunavara. [Sjöberg et al 2001] Heldragna linjer visar spröda förkastningsplan, streckade linjer visar plastiska skjuvzoner. 11

18 Tabell 2.3 Huvudsprickgrupper för liggväggen i Kiirunavaaragruvan Nivå Schaktgrupp Strykning Stupning

19 2.4 Bergmekaniska parametrar Laboratorieundersökningar Sjöberg et al [2001] presenterar en sammanfattning på olika bergmekaniska studier i Kiirunavaaragruvans malmkropp och sidoberg. Testerna omfattar laboratorietester på intakta bergprover från malm, hängvägg och liggvägg. De parametrar som har bestämts är bland annat de elastiska konstanterna, elasticitetsmodulen, E, tvärkontraktionstalet, ν och enaxiell tryckhållfasthet, σ c. Dessa tre parametrar bestäms under enaxiella trycktester. Vid dessa tester belastas borrkärnor med planparallella ändytor med ökande axiellt tryck tills brott sker (Fig. 2.5). Figur 2.5 Principen för enaxiell trycktestning. [Nordlund, 1998] Kraften registreras normalt som en funktion av axiell och tangentiell töjning. När storleken på brottlasten är känd kan den enaxiella tryckhållfastheten, σ c, beräknas enligt Bienavski och Benede [1979]: (Ekv. 2.8) 4Pmax σ c = (2.8) 2 πd där P max = Brottlasten (N) och d = Provets initiella diameter (m 2 ) Sambanden mellan spänning och töjning kallas materialsamband eller konstitutiva samband och de visar materialets egenskaper. De materialparametrar som ingår i sambanden, E-modulen, E och tvärkontraktionstalet, ν möjliggör att modeller av ett verkligt material kan tecknas. Hookes lag (Ekv. 2.9) används vid beräkningen av E där E erhålls ur den linjära, det vill säga den elastiska delen av spännings-töjningsdiagrammet från enaxiella tester och har dimensionen N/m 2. Spänningen, σ är proportionell mot töjningen, ε. Ju högre värde E antar ju styvare är materialet och desto mindre blir töjningen. σ Ε = (2.9) ε Deformation sker inte bara i en riktning. Om något deformeras i en längdriktning måste det även resultera i en deformation i tvärled, ε tvär. Om man drar i något så att det blir längre måste 13

20 samtidigt dess tvärarea minska. Töjningen i tvärled, tvärkontraktionen, ν är proportionell mot töjningen, ε, i längdriktningen (Ekv 2.10). ε tvär υ = (2.10) ε Enligt Nordlund et al [1998] registreras den axiella kraften och de axiella och tangentiella töjningarna under testet för att bedöma E och ν. Spänning-töjningskurvorna blir inte helt perfekt linjära och olika metoder finns för utvärdering av E och ν (Fig. 2.6): 1. Tangentiella elasticitetsmodulen, E t, beräknas vid en spänningsnivå motsvarande ca 50 % av den enaxiella tryckhållfastheten. 2. Medelvärdesmodulen, E av, beräknas från lutningen på den linjära delen av spänningstöjnings-kurvan. 3. Sekantmodulen, E s, beräknas från lutningen av linjen mellan nollpunkten och vanligtvis ca 50 % av den enaxiella tryckhållfastheten. 4. Initiella elasticitetsmodulen, E ini, beräknas från lutningen av linjen som tangerar spännings-töjningskurvan initiellt. Figur 2.6 Metoder för utvärdering av enaxiellt trycktest. [Nordlund et al 1998] 14

21 Tvärkontraktionstalet, ν, beräknas sedan oberoende av vilken metod som används som: (Ekv 2.11) υ = σ / ε a σ / a a ε θ (2.11) Där ε θ = Tangentiella töjningen (µstrain), ε a = Axiella töjningen (µstrain), och σ a = Axiell spänning (MPa). En del av värdena från rapporterna och studierna som nämns ovan finns sammanställda i en testdatabas vid Avd för Bergmekanik, Ltu men det inkluderar inte alla tester som är utförda. De värden vi använder oss av i analysen är värden beskrivna i [Sjöberg et al 2001] Det är medelvärden från olika publikationer av Stephansson et al [1978]; Paganus och Stephansson [1990]; samt Holmstedt [1990, 1994, 1995]. För liggvägg, hängvägg och malm finns enaxiella tester utförda av Paganus och Stephansson [1990]. Värden för elastiska konstanter och densitet redovisas i Tabell 2.4. Hållfasthetsvärden redovisas i Tabell 2.5. För hängväggen och malmen finns endast medelvärden för hela enheten medan det för liggväggen finns värden för respektive bergart. Medelvärdet för liggväggen är uppskattat då ett exakt medelvärde inte kunnat beräknas då antalet utförda tester inte är känt för alla bergarter. Holmstedt [1995] redovisade medelvärden för liggväggen använde värden tagna per 100-meters block ovan 750 m avv. Medelvärden kan vara missvisande eftersom variationerna kan vara större än vad tabellerna visar och berget kan lokalt vara både svagare och starkare. 15

22 Tabell 2.4 Densitet och elastiska konstanter för bergarter i Kiirunavaara. Ρ E E ν ν Bergart Medelvärde Min Max Medelvärde Min Max [kg/m 3 ] [GPa] [GPa] [-] [-] Hängvägg Malm Sp Sp Sp Sp Liggvägg - alla Ρ = Densitet, E = Elasticitetsmodul, ν = Tvärkontraktionstal Tabell 2.5 Bergart Hållfasthetsvärden för bergarter i Kiirunavaara. σ c Medelvärde [MPa] σ c Min Max [MPa] Hängvägg Malm Sp Sp Sp Sp Liggvägg medelvärde σ c = Enaxiell tryckhållfasthet 16

23 2.4.2 Bergmasseklassificering Alla uppgifter angående RMR med tillhörande tabeller för poängsättning och slutlig bedömning av RMR-värdet är hämtade ur Nordlund et al [1998]. De mekaniska egenskaperna kan förutom att bestämmas genom laboratorietestning även uppskattas genom indirekta metoder och bergmasseklassificering. Ett exempel på bergmasseklassificering är RMR eller det Geomekaniska klassificeringssystemet. Det utvecklades av Bieniawski [1973]. RMR baseras på fem parametrar. 1. Bergartens enaxiella tryckhållfasthet,σ c 2. Borrkärnans kvalité, RQD (Rock Quality Designation) 3. Sprickavstånd 4. Spricktillstånd 5. Grundvattenförhållanden Varje parameter bedöms/mäts och poängsätts enligt olika tabeller. Poängen i tabellerna är resultat av empiriska observationer. Ju högre RMR-värde, desto bättre berg. För beräkning av Bergartens enaxiella tryckhållfasthet,σ c se avsnitt RQD är ett mått på sprickfrekvensen vilket visar bergets kvalitet, se Tabell 2.6. Värdet bestäms genom att summera längden för de kärnbitar som är större än 10cm och dividera med totala borrlängden. Bara de ursprungliga sprickorna ska räknas, inte de som är orsakade av borrningen. Diametern på borrkärnan bör inte vara mindre än 46 mm för att minimera sprickbildning vid borrningen. Kvoten multipliceras med hundra för att få RQD uttryckt i procent. (Ekv. 2.8) längder > 10cm RQD = 100 (2.12) Borrlängd total Tabell 2.6 RQD och bergkvalitet RQD (%) Kvalitet 0-25 Mycket dåligt Dåligt Bra Mycket bra Utmärkt RQD är inte bara en parameter i Bergmasseklassificeringssystemet RMR utan är i sig själv också ett mått på bergkvalitén om än ofullständigt för en fullständig beskrivning av bergmassan. Vid beräkning av sprickavstånd mäts det vinkelräta avståndet mellan sprickorna. Spricktillstånd och vattenförhållanden bedöms utifrån Tabell 2.10 och

24 Vid klassificering med RMR ges de olika parametrarna poäng, se Tabell , som sedan räknas ihop till en totalsumma som visar bergkvalitén, Tabell 2.13 enligt Bieniawski [1974], Hoek och Brown [1980]. Tabell 2.7 Delpoäng för RQD RQD (%) Poäng Tabell 2.8 Delpoäng för enaxiell tryckhållfasthet Punktlast- Enaxiell Poäng index [MPa] tryckhållfasthet [MPa] * * * > 8 > * Vid denna låga hållfasthet kan inte punktlasttest användas. Tabell 2.9 Delpoäng för sprickavstånd Sprickavstånd [m] Poäng < 0,05 5 0,05-0,3 10 0, > 3 30 Tabell 2.10 Delpoäng för spricktillstånd Spricktillstånd Poäng Mjukt sprickfyllnadsmaterial, tjocklek > 5mm 0 Eller öppna sprickor, spricköppning > 5 mm, kontinuerliga sprickor Glidrepade sprickytor 6 Eller Sprickfyllningens tjocklek < 5 mm Eller Öppna sprickor, spricköppning 1 5 mm, kontinuerliga sprickor Råa sprickytor, separation < 1mm, mjuka sprickytor 12 Råa sprickytor, <1, hårda sprickytor 20 Mycket råa sprickytor, inte kontinuerliga, ingen separation, hårda sprickytor 25 18

25 Tabell 2.11 Delpoäng för grundvattenförhållanden. Inflöde per 10 m eller Vattentryck i spricka eller Generella Poäng tunnellängd (l/min) Största huvudspänningen förhållanden > 125 >0,5 Allvarliga 0 Vattenförhållanden ,2 0,5 Vatten med måttligt tryck 4 <25 0,0 0,2 Endast fukt 7 Inget 0 Fullständigt torrt 10 Tabell 2.12 Delpoäng för klassificering av sprickornas orientering i förhållande till drivningsriktningen. Strykning/drivningsriktning Stupning Klass Strykning vinkelrätt mot tunnelaxeln Drivning i stupningsriktningen Mycket gynnsam Gynnsam Strykning vinkelrätt mot tunnelaxeln Drivning mot stupningsriktningen Acceptabel Ogynnsam Strykning parallell med Tunnelaxeln Mycket ogynnsam Acceptabel Oavsett Strykning 0-20 Ogynnsam Tabell 2.13 Delpoäng för sprickorientering i förhållande till drivningsriktningen. Sprickorientering Poäng Klass Tunnlar Fundament Slänter Mycket gynnsam Gynnsam Acceptabel Ogynnsam Mycket ogynnsam Tabell 2.14 Geomekanisk klassifikation, RMR. Totalpoäng Klass Beskrivning Mycket bra Bra Acceptabelt Dåligt < 20 5 Mycket dåligt I Tabell 2.14 ovan beskrivs bergmasseklasser enligt RMR och deras mening. Ett annat sätt att bedöma RMR är genom omräkning med Q-systemet. Q-systemet utvecklades av Barton et al [1974] vid Norges geotekniska Institut. Metoden är empirisk och är baserad på mer än 200 praktikfall av tunnlar och bergrum i framförallt Skandinavien. Q-systemet är en utvärdering av sex parametrar som är indelade i tre faktorer som tillsammans ger ett mått på bergmassans kvalitet. 19

26 Q-värdet varierar enligt en logaritmisk skala mellan 0,001 till det maximala på 1,000 och definieras som: (Ekv. 2.9) RQD J r J w Q = (2.13) J J SRF n a RQD J n J r J a J w SRF = Rock Quality Designation = Sprickgruppstal = Sprickråhetstal = Sprickomvandlingstal = Sprickvattental = Spänningsreduceringsfaktor Det första förhållandet (RQD/J n ) är en grov uppskattning av block- eller partikelstorleken. Den andra (J r /J a ) representerar råheten och friktionen på sprickytor eller sprickfyllning. Det tredje förhållandet (J w /SRF) visar spänningsförhållandet [Hoek et al 2000]. Q värdet är också ett värde på bergkvalité och används även vid bedömning av den förstärkning som behövs. (Tab.2.15) Tabell 2.15 Q värde och bergkvalité. Q-värde Bergkvalitet 0, Exceptionellt dåligt 0,01 0,1 Extremt dåligt 0,1 1,0 Mycket dåligt 1 4 Dåligt 4 10 Acceptabelt Bra Mycket bra Extremt bra > 400 Exceptionellt bra Q-värdena kan omräknas till motsvarande RMR-värden med hjälp av sambandet [Hoek et al 1995]: (Ekv 2.10) RMR = 9lnQ + 44 (2.14) I Kiirunavaaragruvan finns bara ett fåtal hållfasthetstester utförda på sprickytor från gruvan. Det är tester utförda i samband med OSKAR-projektet och omfattar bara sprickor i malmen. [Barton, 1988; Paganus & Stephansson, 1990] De övriga sprickornas egenskaper kan då bara uppskattas. De bergmekaniska egenskaperna kan inte bestämmas genom direkt testning. Man är i stället hänvisad till indirekta metoder som den ovan med omräknig från Q. Vi har valt att använda de RMR-värden som är framtagna av [Sjöberg1999] för liggväggen. Tabell 2.16 RMR för liggvägg Bergart RMR medel RMR min-max Referens Liggvägg-Sp Sjöberg (1999) 20

27 Häng- och liggväggskontakterna har den sämsta bergkvalitén. Dessa områden är av begränsad storlek och påverkar inte förhållandena i bergmassan i stort. En lokal spridning i bergkvalité finns dock, vilken inte återspeglas i bergmassans medelvärden [Sjöberg et al 2001] Brottkriterier Uppgifterna om de olika brottkriterierna är hämtade ur [Nordlund et al 1998]. Ett brottkriterium består av samband som gör det möjligt att beräkna när brott ska inträffa. För att avgöra bergmassans hållfasthet används vanligen empiriska metoder. Flera brottkriterier finns men de mest använda i kristallint berg är: 1. Griffiths brottkriterium 2. Mohr-Coulombs brottkriterium 3. Hoek-Browns brottkriterium Griffiths brottkriterium förutsätter att godtyckligt orienterade mikrosprickor existerar i materialet. Teorin gäller för sprött brott och plant spänningstillstånd. Fallet motsvaras matematiskt av en tunn skiva belastad med två huvudspänningar, σ 1 och σ 2. I skivan finns ett antal elliptiska hålrum på ett avstånd från varandra så att det lokala spänningsfältet inte påverkas. Griffith antar i sin teori att det uppkommer dragspänningar nära ellipsens mest krökta delar och att de då kan ge upphov till en dragspricka (Fig. 2.7). Brottutbildnigen är bestämd av den tangentiella spänningens storlek och tecken. Figur 2.7 Griffiths sprickmodell. [Nordlund et al 1998] Ellipsens mest ogynnsamma orientering är: (σ 1 σ 2 ) 2 + 8σ 1 (σ 1 σ) = 0, σ 1 + 3σ 2 > 0 (2.15) σ 1 σ t = 0, σ 1 + 3σ 2 < 0 (2.16) eller där τ σ n σ t τ 2 = -4 σ t (σ n σ t ) (2.17) = Skjuvspänningen som verkar i sprickans längdriktning. = Normalspänningen som verkar vinkelrätt sprickans ländriktning. = Enaxiella draghållfastheten. 21

28 Brottkriteriet kan visas grafiskt som en krökt kurva i ett σ n τ - diagram eller i ett σ 2 σ 1 - diagram (Fig. 2.8). I teorin antas den enaxiella tryckhållfastheten vara 8 gånger större än draghållfastheten. I verkligheten varierar detta förhållande mellan 2 och 30. Figur 2.8 Grafisk presentation av Griffiths brotteori. [Nordlund et al 1998] Mohr-Coulombs brottkriterium gäller för berg- och jordmaterial. Coulombs teori innebär att skjuvhållfastheten för berg- och jordmaterial består av en konstant komponent, kohesionen och en komponent som är beroende av att normalspänningen verkar vinkelrätt mot det antagna brottplanet, glidplanet (Fig. 2.9). Definitionen av brottlinjen är den linje som anpassas till de Mohr cirklar som erhållits vid enaxiella och triaxiella tryck- och dragtester. Skjuvhållfastheten längs ett potentiellt glidplan kan definieras som c = kohesionen φ = inre friktionsvinkeln τ s = c + σ n tanφ (2.18) Figur 2.9 Grafisk presentation av Mohr-Coulombs brottkriterium. [Nordlund et al 1998] Fast Mohr-Coulombs brottkriterium är det mest använda finns betydande brister med kriteriet som att en skjuvspricka antas existera då spänningen i det belastade materialet uppnår sitt maximala värde, så är det inte alltid. I kriteriet antas också en skjuvriktning som inte alltid stämmer med det som iakttas. 22

29 Hoek-Browns brottkriterium är det mest kompletta för isotropa bergmassor. Det utvecklades Det formuleras vanligen som huvudspänningssambandet vid brott 1 ' ' ' s σ 3 + ( mσ cσ 3 sσ c ) σ = + (2.19) ' σ = Största huvudspänningen vid brott 1s [MPa] σ = Minsta huvudspänningen vid brott [MPa] ' 3 σ c = Det intakta bergets enaxiella tryckhållfasthet m, s = Parametrar som beskriver bergart och kvalité [MPa] Den enaxiella tryckhållfastheten för bergmassan kan beräknas genom att sätta σ 3 till 0: σ c = sσ c (2.20) Parametern s varierar mellan 1.0 för intakt berg till 0 för ett helt uppsprucket berg. För s = 0 är hållfastheten noll. Vid en uppdatering 1988 infördes begreppen ostörd eller störd bergmassa. Med en ostörd bergmassa menas förhållandena vid underjordstillämpningar och störd bergmassa representerar förhållandena vid ytliga konstruktioner och slänter. Med hjälp av bergmasseklassificering och Hoek-Browns brottsvillkor kan man uppskatta bergmassans hållfasthet. Hoek-Browns brottkriterium är det mest kompletta empiriska brottkriteriet för isotopa bergmassor. Vid beräkningarna av parametrarna m och s för brottvillkoret har antagandet om ostört berg gjorts, vilket kan antas gälla för en bergmassa i liten till medelstor skala belägen på stora djup under markytan. Detta ger följande uttryck i ett samband med RMR: RMR m = m i e (2.21) RMR s = e (2.22) m i = m-värdet för intakt berg Genom att utnyttja sambandet mellan de två bergmasseklassificeringssystemen som Bieniawski [1976] föreslog kan även m och s beräknas trots att endast Q är känt. Se avsnitt Det har visat sig att varken RMR eller Q är ideala index vid beskrivning av hur bergmassans kvalitet påverkar hållfastheten. Hoek och Brown [1998] har i syfte att minska bristerna gett rekommendationer för beräkning av RMR- och Q-värden som sedan skall användas för att bestämma parametrarna m och s. Det m i -värde vi använder oss av i beräkningarna för m är m i = 16. Värdet gäller för hela liggväggen och är hämtat från [Sjöberg et al 2001]. 23

30 2.4.4 Brottorsaker Uppgifterna om de olika spänningssituationerna med åtföljande brottmekanismer är hämtade i Nordlund et al [1998]. Variationen av de naturliga sprickornas storlek, typ och antal är stor mellan olika bergarter. Två eller flera grupper av sprickor är vanligt i de svenska bergarterna graniter och gnejser. Det har visat sig att de brott som sker ner till 500m oftast är strukturstyrda medan det när bergtäckningen ökar också sker en ökning av primärspänningarna och normalspänningen på sprickytorna vilket gör att skjuvhållfastheten ökar. Det är inte säkert att de brott som då sker beror på glidning längst sprickplan, på större djup kan brott förekomma i intakt berg. Segt och sprött brott är de olika brottyperna man brukar skilja på. Ett segt brott utvecklas under stor plastisk deformation medan det vid ett sprött brott inte sker någon plasticering. Bergarter är vanligen spröda men graden av sprödhet varierar kraftigt bergarterna emellan. Inom bergmekaniken används två hållfasthetsbegrepp, maximal hållfasthet och residualhållfasthet. Ett bergmaterial kan i ett inspänt tillstånd ha en hållfasthet även efter att den maximala hållfastheten överskridits. Även om berg blivit fragmenterat till grus bär det fortfarande last. Den maximala hållfastheten benämns flytgräns och den residuala bestäms genom tillämpning av plasticitetsteoretiska modeller på det uppspruckna materialet. Se Figur 2.10 nedan. Figur 2.10 Spännings-töjningskurva för ett triaxiellt test. [Nordlund, 1998] Brottmekanismer beskriver de fysiska processer som äger rum vid belastningsökning som kan leda till brott. Det som styr brottprocessen är bergets mekaniska egenskaper, de kinematiska möjligheterna och det tredimensionella spänningstillståndet. I intakt homogent berg är den viktigaste faktorn det tredimensionella spänningsfältet och beroende av spänningstillståndet kan fyra olika typer av brottmekanismer urskiljas enligt Feder [1986]. (Figur 2.11) 24

31 Brottmekanism: -dragbrott -spjälkbrott (dragtöjningsbrott) -skjuvbrott -stukning Spänningssituation: -dragspänningar i en eller flera riktningar -enaxlig tryckbelastning -treaxligt anisotropt spännigstillstånd -hydrostatisk belastning Figur 2.11 Brottmekanismer vid olika spänningstillstånd efter Feder [Nordlund et al 1998] Vid dragbrott bildas först dragsprickor pga. inhomogeniteter och defekter i berget som orsakat spänningskoncentrationer. När de bryggor av intakt berg som finns mellan sprickorna brister bildas en makroskopisk rå brottyta. Spjälkbrott sker under enaxiell tryckbelastning eller triaxiell tryckbelastning men då med låga σ 2 och σ 3. Oftast sker en uppsprickning som är parallell med den största huvudspänningens riktning. De defekter som finns aktiveras och små mikrosprickor bildas. Orsaken är inhomogeniteter i bergarten med olika styvhet som ger ett kraftflöde lokalt som skiljer sig från den övriga kraftriktningen. Tvärspänningar uppstår som leder till mikrosprickor i belastningsriktningen. En annan orsak till öppna sprickor parallella med största huvudspänningen är glidning längst kornkontakter och mikrosprickor som ger upphov till dragspänningskoncentrationer i kontaktzonernas ändar där dragsprickor utvecklas. [e.g.kemeny och Cook, 1987; Li, 1993] Vid skjuvbrott är belastningen treaxlig och brottet initieras genom en aktivering av existerande defekter som ger dragsprickor parallellt med belastningsriktningen, σ 1 :s riktning. Brottförloppet är snarlikt det vid spjälkbrott men här hindras den makroskopiska spjälkningen av σ 2 och σ 3. I stället utbildas en eller två skjuvband, områden där skjuvrörelser sker. Bredden på dessa beror på bergarten och det rådande spänningstillståndet. Stukning är den brottyp som är minst farlig. Berg som innehåller porer och där det tredimensionella spänningstillståndet närmar sig ett hydrostatiskt tillstånd kan ge upphov till stukning. Följden blir en kollaps av materialets porer som ger pulveriserade zoner vinkelrätt mot den största huvudspänningens riktning. Zonernas tjocklek kan öka vid tilltagande stukning men påverkar inte bärförmågan hos berget. 25