Tidig hållfasthet för sprutbetong ochcementingjuten bergbult EXAMENSARBETE

EXAMENSARBETE

Tidig hållfasthet för sprutbetong och

cementingjuten bergbult

Erik Swedberg

2013

Civilingenjörsexamen Väg- och vattenbyggnadsteknik

Luleå tekniska universitet

Civilingenjörsprogrammet Väg- och vattenbyggnad Luleå tekniska universitet

Tidig hållfasthet för sprutbetong

och cementingjuten bergbult

Förord

Examensarbetet som presenteras i denna rapport utgör avslutningen på min

civilingenjörsutbildning vid Luleå Tekniska Universitet. Arbetet har utförts på uppdrag av LKAB, där Lars Malmgren tog initiativ till att genomföra detta projekt. Jag vill rikta ett stort tack till alla inom och utanför LKAB som på olika sätt gjort arbetet möjligt.

Många har under projektets gång bidragit med idéer, kunskap och synpunkter. Hos LKAB har bland andra Thomas Savilahti och Lars Malmgren ställt upp med sin långa erfarenhet av bergförstärkning och alltid svarat på mina funderingar. Johan Bergström har varit en ovärderlig hjälp vid alla möjliga praktiska frågor kring fältförsöken. Vidare är det tack vare Benjamin Krutrök och Bengt-Göran Mikko på LKAB Berg & Betong som

sprutbetongförsöken varit genomförbara.

Andreas Eitzenberger vid LTU har, i egenskap av handledare, svarat på frågor, diskuterat och kommenterat under arbetets gång, vilket har varit till mycket stor hjälp.

Till sist vill jag tacka familj och vänner som ställt upp under våren. Utan er hade arbetet varit alltför tungt!

Sammanfattning

I takt med de ökade brytningsdjupen i LKABs underjordsgruvor i Kiruna och Malmberget har även behovet av bergförstärkning, i syfte att upprätthålla säkra och tillgängliga

produktionsområden, ökat. För att möta detta har LKAB tagit fram ett förstärkningssystem som bland annat innefattar fiberarmerad sprutbetong och cementingjuten modifierad Kirunabult. Dessa förstärkningselement måste härda en tid innan önskad

förstärkningsfunktion uppnås. I föreliggande rapport redovisas en utredning av den tidiga hållfastheten för tidigare nämnda förstärkningselement.

Vad gäller den modifierade Kirunabulten har två serier med utdragningsförsök genomförts. Den första utfördes i hårt berg i Kirunagruvan och den andra i mjuk biotitskiffer i

Malmberget. I båda fallen installerades ett antal bultar med bultrigg, varefter provdragning skedde successivt under ett antal timmar efter blandning av injekteringsbruket. Resultatet visar att en modifierad Kirunabult uppnår sin brottlastkapacitet efter ungefär 19 timmar, om ingjutningen håller god kvalitet. Vid svåra bergförhållanden är spridningen i utdragskraft stor, och hållfastheten kan vara mycket låg.

För sprutbetong har böjsegheten bestämts genom laboratorieprovning av cirkulära plattor enligt ASTM C1550. Plattornas tryckhållfasthet under laboratorieförhållanden jämfördes med sprutbetong i fält genom provning med spikpistolmetoden. Efter 15 timmar uppnåddes 468 J energiupptagande förmåga i fält, vilket är lägre än kravet på 650 J. Från litteraturen erhålls en lägre gräns för enaxiella tryckhållfastheten på 1,6 MPa för att betongen ska kunna

Abstract

In order to maintain stable and accessible production areas in LKABs underground mining operations in Kiruna and Malmberget, the amount of rock support has increased in recent years. Support is installed systematically, with fibre-reinforced shotcrete and cement-grouted modified Kiruna bolts as two of the main support elements. Since both of these are based on cement, the full design bearing capacity is only achieved some time after installation.

Therefore, an understanding of the strength development process of these elements is essential in order to determine safe times for re-entry into supported drifts.

Two series of field pull-out tests have been performed with modified Kiruna bolts, in two separate geological environments. For both series of tests, the rock bolts were installed using bolting rigs and then pulled successively after a number of hours. The results show that a modified Kiruna bolt achieves its designed bearing capacity after approximately 19 hours of curing during favorable rock conditions. However, the pull-out resistance showed significant scatter when performed in lower-quality rock.

The development of flexural toughness for round shotcrete panels has been determined according to the standard ASTM C1550 under laboratory conditions. A stud driver was used to measure the uniaxial compressive strength for panels in the laboratory as well as for newly applied shotcrete in the field. After 15 hours of curing, 468 J of energy absorption was

Innehållsförteckning

3.1 BÖJSEGHET  FÖR  BETONG  -­‐  ASTM  C1550-­‐12  ...  11

3.2 SPIKPISTOLMETODEN  ...  13

4 BERGFÖRSTÄRKNING  INOM  LKAB  ...  15

4.1 GEOLOGISKA  OCH  BERGMEKANISKA  FÖRUTSÄTTNINGAR  ...  15

4.2 FÖRSTÄRKNINGSSYSTEM  ...  16

4.3 SPRUTBETONG  ...  17

4.4 BERGBULT  ...  17

5 HÅLLFASTHETSUTVECKLING  -­‐  TIDIGARE  FÖRSÖK  ...  19

5.1 UTDRAGNINGSFÖRSÖK  I  MALMBERGSGRUVAN  ...  19

5.2 INGJUTNINGSMASSANS  EFFEKT  PÅ  UTDRAGSKRAFTEN  ...  20

5.3 SAMMANSTÄLLNING  AV  TIDIGARE  BULTDRAGNINGSFÖRSÖK  ...  21

5.4 SKJUVHÅLLFASTHETENS  UTVECKLING  FÖR  FIBERARMERAD  SPRUTBETONG  ...  21

6 HÅLLFASTHETSKRAV  I  INSTALLATIONSSKEDET  ...  23

6.1 RIKTLINJER  FRÅN  LITTERATUREN  ...  23

6.2 KONTROLL  AV  BÄRFÖRMÅGA  ...  23

7 FÖRSÖKSUPPSTÄLLNING  ...  27

7.1 UTDRAGNINGSFÖRSÖK  AV  BERGBULTAR  I  FÄLT  ...  27

7.2 LABFÖRSÖK  PÅ  SPRUTBETONG  ...  31

7.3 FÄLTFÖRSÖK  PÅ  SPRUTBETONG  ...  32

8 RESULTAT  ...  33

8.1 UTDRAGNINGSFÖRSÖK  AV  BERGBULTAR  I  FÄLT  ...  33

8.2 LABFÖRSÖK  PÅ  SPRUTBETONG  ...  38

8.3 FÄLTFÖRSÖK  PÅ  SPRUTBETONG  ...  41

9 DISKUSSION  OCH  SLUTSATSER  ...  43

9.1 BERGBULT  ...  43

9.2 SPRUTBETONG  ...  44

9.3 HÅLLFASTHETSKRAV  I  INSTALLATIONSSKEDET  ...  45

9.4 SLUTSATSER  ...  45

9.5 FÖRSLAG  TILL  FORTSATT  ARBETE  ...  46

1

1 Inledning

Luossavaara-Kiirunavaara Aktiebolag (LKAB) har bedrivit järnmalmsbrytning i Kiirunavaara och Malmberget i över 100 år. Produktionen uppgår sammanlagt till omkring 50 miljoner ton råmalm årligen.

I såväl Kiirunavaara som Malmberget (vilka internt benämns KUJ respektive MUJ) är den primära brytningsmetoden storskalig skivrasbrytning, vilket visas schematiskt i Figur 1. Produktionen genomförs i horisontella skivor, eller nivåer. För varje skiva drivs tvärorter genom malmkroppen, en process som kallas “tillredning”. Från tvärorterna utförs sedan borrning av vertikala kransar, vilka används för att losshålla malmen som därefter kan lastas ut. Brytning pågår i dagsläget på som lägst på 1022 meters avvägning och några huvudmått relaterade till brytningsmetoden presenteras i Tabell 1. För en mer ingående beskrivning hänvisas till exempelvis Quinteiro m. fl. (2001).

Tillredningen av en skiva utförs genom en salvcykel, där bergförstärkning ingår som ett integrerat delmoment. En fördröjning i någon del av cykeln påverkar direkt den totala

drivningstakten, något som i förlängningen slår mot produktionen. Av den anledningen är det naturligtvis önskvärt att fortsätta drivningen så fort som möjligt efter förstärkning, samtidigt som arbetsförhållandena under alla omständigheter måste vara säkra. Därför finns det intresse av att utreda hållfasthetutvecklingen för de förstärkningselement som används av LKAB.

Figur 1: Illustration av skivrasbrytning efter Page & Bull (2001). Bilden till vänster visar en sektion vinkelrätt genom malmkroppen, och den högra visar en sektion längs med malmkroppen.

. . .

CHAPTER 47

Sublevel Caving:

A

Fresh Look at this Bulk Mining Method

C.H. Page* and G. Bullt

47.1 INTRODUCTION

By some, sublevel caving is considered to be a development- intensive, high-dilution, and low-recovery mining method. Results from some recent operations, however, and changes the Scandinavians are making to very high level intervals would tend to contradict these assumptions. The clear advantage of sublevel caving is that it is a very predictable “factory”-type method with high production potential, reasonable costs, low up-front capital, and very little risk to the ore at any one time (a few thousand tonnes in an individual ring).

Sublevel caving seems to suffer from significant contradictions. The possibility of drawing a slice of broken material relatively cleanly while surrounded by broken waste (Figure 47.1) apparently defies logic. However, experience shows that it is possible. When a ring is blasted (typically on the order of 2,000 tonnes), the first part of the draw is reasonably clean. Waste from above and in front of the ring then starts to come into the drawpoint, and a mixture of ore and waste is drawn. The proportion of waste increases until a cut-off amount is reached. When the drawpoint is shut off, there will be ore left behind. This mixes with previous ore and waste in the cave, and the waste increases in grade as the cave matures. The objective is to keep the waste out for as long as possible, but to try to make the most out of the zones of higher grade dilution. For this reason, it is very important that a practical, common-sense model of how and why the method works should be agreed upon. This model will then be the basis for determining critical design and operating aspects.

The bases for any model are-

1.

2.

3.

As ore is pulled from the blasted ring, it will be replaced by broken waste.

This waste will be mixed with some of the ore as the choked material is moving.

All design and operational efforts are directed toward extracting as much of the ore as clean as possible, delaying the appearance of dilution, and continuing the draw of an economic mixture of ore and waste for as long as possible.

The knowledge base for sublevel caving is comparatively small as very few mines use or have used the method. Most theory comes out of Scandinavia, is many years old, and is based on model studies and classical bin theory. Data on draw behavior are difficult to come by, and most of the data that are available comes from experience in iron mining. A major problem with applying such experience to other operations is that the dilution can carry very high iron grades, so it is difficult to assess the amount of true dilution. Here, by “true” dilution is meant the tonnage drawn from outside the current ring regardless of grade. The problem of determining true dilution is also true for the current Australian “choke” method mines (Mt. Lyle, Mt.

FIGURE 47.1 Overview of sublevel caving

Charlotte, Heller, Redeemer, and Perseverance), where very high recoveries and grade factors are quoted, but where the figures are not adjusted for the grade in the diluting material. A related problem in this regard is that many mines judge themselves

* SRK Consulting, Vancouver, BC, Canada.

‘f SRK Consulting, West Perth, Western Australia, Australia.

. . .

CHAPTER 47

Sublevel Caving:

A

Fresh Look at this Bulk Mining Method

C.H. Page* and G. Bullt

47.1 INTRODUCTION

By some, sublevel caving is considered to be a development- intensive, high-dilution, and low-recovery mining method. Results from some recent operations, however, and changes the Scandinavians are making to very high level intervals would tend to contradict these assumptions. The clear advantage of sublevel caving is that it is a very predictable “factory”-type method with high production potential, reasonable costs, low up-front capital, and very little risk to the ore at any one time (a few thousand tonnes in an individual ring).

Sublevel caving seems to suffer from significant contradictions. The possibility of drawing a slice of broken material relatively cleanly while surrounded by broken waste (Figure 47.1) apparently defies logic. However, experience shows that it is possible. When a ring is blasted (typically on the order of 2,000 tonnes), the first part of the draw is reasonably clean. Waste from above and in front of the ring then starts to come into the drawpoint, and a mixture of ore and waste is drawn. The proportion of waste increases until a cut-off amount is reached. When the drawpoint is shut off, there will be ore left behind. This mixes with previous ore and waste in the cave, and the waste increases in grade as the cave matures. The objective is to keep the waste out for as long as possible, but to try to make the most out of the zones of higher grade dilution. For this reason, it is very important that a practical, common-sense model of how and why the method works should be agreed upon. This model will then be the basis for determining critical design and operating aspects.

The bases for any model are-

1.

2.

3.

As ore is pulled from the blasted ring, it will be replaced by broken waste.

This waste will be mixed with some of the ore as the choked material is moving.

All design and operational efforts are directed toward extracting as much of the ore as clean as possible, delaying the appearance of dilution, and continuing the draw of an economic mixture of ore and waste for as long as possible.

The knowledge base for sublevel caving is comparatively small as very few mines use or have used the method. Most theory comes out of Scandinavia, is many years old, and is based on model studies and classical bin theory. Data on draw behavior are difficult to come by, and most of the data that are available comes from experience in iron mining. A major problem with applying such experience to other operations is that the dilution can carry very high iron grades, so it is difficult to assess the amount of true dilution. Here, by “true” dilution is meant the tonnage drawn from outside the current ring regardless of grade.

The problem of determining true dilution is also true for the current Australian “choke” method mines (Mt. Lyle, Mt.

FIGURE 47.1 Overview of sublevel caving

Charlotte, Heller, Redeemer, and Perseverance), where very high recoveries and grade factors are quoted, but where the figures are not adjusted for the grade in the diluting material. A related problem in this regard is that many mines judge themselves

* SRK Consulting, Vancouver, BC, Canada.

‘f SRK Consulting, West Perth, Western Australia, Australia.

Tabell 1: Några data för skivrasbrytningen som används i LKABs underjordsgruvor.

Kiirunavaara (KUJ) Malmberget (MUJ) Skivhöjd 28,5 m 20 - 30 m

Tvärortavstånd 25 m 25 m

Tvärortsdimensioner 7 m bredd, 5 m höjd 7 m bredd, 5 m höjd

Produktionsnivå 964 - 1022 m avv Varierar

Transportnivå 1045 m avv 600, 1000 och 1250 m avv

1.1 Mål

Målet med projektet som beskrivs i denna rapport är att, utifrån de förhållanden som råder i Kiirunavaara- och Malmbergsgruvorna, utreda den tidiga hållfastheten som funktion av tid vid given temperatur för förstärkningselementen

• fiberarmerad sprutbetong • cementingjuten bergbult.

Dessutom skall projektet definiera vad som är tillräcklig hållfasthet i installationsskedet för ovanstående förstärkningselement, tillsammans med tider som krävs vid givna förutsättningar för att uppnå denna hållfasthet.

1.2 Avgränsningar

Detta projekt har avgränsats till att endast behandla två förstärkningselement; cementingjutna bergbultar av typen modifierad Kirunabult samt fiberarmerad sprutbetong.

Vidare beaktas endast förstärkningens funktion i installationsskedet. Det antas att förstärkningssystemet är tillräckligt dimensionerat för att fungera som permanent förstärkning.

1.3 Metod

2 Förstärkningselement

Det finns ett stort antal bergförstärkningselement tillgängliga och vilka som används för en given tillämpning beror på såväl krav som tradition. En övergripande indelning ges av Nordlund m.fl. (2013) enligt följande.

• Bergbult • Sprutbetong • Nät

• Stålbågar

• Betongbågar/lining • Stöttor (engelska: props) • Lacing

Ett av de vanligaste elementen är olika varianter av bergbultar. De kompletteras ofta med ytförstärkning i form av sprutbetong och/eller armeringsnät. Om bergförhållandena

karakteriseras av stora deformationer kan istället betong- eller stålelement användas. Vissa typer av brytningsmetoder, exempelvis longwall mining, använder hydrauliska stöttor (engelska: props) för att kunna förflytta arbetsområdet i takt med att brytningen fortgår. I områden med extrema problem med smällberg, framför allt djupa gruvor, kan “lacing” (stålvajrar som knyter samman bergbultarna) kombineras med sprutbetong och bult.

I följande avsnitt ges en mer ingående beskrivning av bergbultar och sprutbetong, vilka utgör de två huvudgrupper av förstärkningselement som studeras i detta projekt.

2.1 Bergbultar

På marknaden finns idag ett stort antal typer av bergbultar tillgängliga. Enligt Nordlund m.fl. (2013) kan de klassificeras efter mekaniskt verkningssätt som

• fullständigt ingjutna kamjärnsbultar, • förspända bultar och

• friktionsbultar.

Det finns även bultar som använder en kombination av dessa mekanismer. Vidare har ett flertal bultar, så kallade dynamiska bultar eller smällbergsbultar, utvecklats speciellt för bergförhållanden med stor risk för smällberg eller seismiskt inducerade laster. Som exempel kan nämnas konbulten, Durabar, D-bulten och den modifierade Kirunabulten (Li, 2008; Malmgren, 2011; Nordlund m.fl., 2013).

I följande avsnitt ges en översiktlig beskrivning av de vanligaste typerna av bergbultar. Dessutom beskrivs den modifierade Kirunabulten mer ingående.

2.1.1 Fullständigt ingjutna kamjärnsbultar

Den vanligast förekommande bergbulten i världen är den fullständigt ingjutna

kamjärnsbulten. Bulten består av ett kamjärn som gjuts in helt med antingen cement- eller resinbruk (se Figur 2). Ingen förspänning utförs efter installation och bulten tar därför last först när deformationer uppstår i bergmassan. Enligt Hoek (1997) innebär detta att bulttypen lämpar sig exempelvis när brytningsinducerade spänningsförändringar förväntas i en gruva, eller då installation kan göras nära gaveln. Dock begränsas förmågan att ta upp stora

Figur 2: Principritning av en fullständigt ingjuten kamjärnsbult (Nordlund m.fl., 2013).

Figur 3: Den aktiva delen av en fullständigt ingjuten kamjärnsbult vid belastning (Nordlund m.fl., 2013).

2.1.2 Förspända bultar

Vid förstärkning av en bergmassa där den huvudsakliga brottmekanismen kan förväntas vara strukturrelaterade utfall kan stabiliteten förbättras genom att öka sprickornas normalspänning (Hoek, 1997). Detta kan göras med hjälp av förspända bergbultar. En förspänd bult

ändförankras antingen mekaniskt med bergkil eller expander, eller genom ingjutning med snabbhärdande resinbruk. Figur 4 visar tre av de vanligaste förankringsmetoderna

schematiskt. En ändförankrad bult (som inte gjutits in) kan som regel hantera större

deformationer än ingjutna bultar, eftersom hela bultens längd aktiveras vid belastning. Om bulten ska fungera som permanent förstärkning måste dock stålet skyddas mot korrosion, antingen genom ytbehandling eller fullständig injektering av bulten med cement- eller resinbruk.

Ett exempel på en bult av den här typen är den cementingjutna Kirunabulten, som

ändförankras med kil enligt princip a) i Figur 4. Kilen är monterad i ett krysspår i änden av kamjärnet, och gör att bulten kan förspännas med ca 20 kN omedelbart efter installation.

13-2

the resin and the hardener. The advantage with the resin grout is the short hardening time, which results in load carrying capabilities almost immediately (hours compared to days for the cement grout), seeFigure 13.2. The resin grout is however not accepted as grout for permanent bolting in civil engineering constructions in Sweden due to lack of knowledge about the long term behaviour of the resin. In Norway however, the resin is allowed also in road tunnels. Since the load applied to the bolt is transferred through the grouting, the fully grouted rock bolts are quite stiff and their ability to sustain deformations is limited. This means that this kind of bolt is probably not the best choice for squeezing and rock burst conditions.

Figure 13.1 Fully grouted rebar without tensioning.

The adhesion strength for the cement grout is according to Figure 13.3 around 10 MPa for a cube strength of 20 MPa. The failure is assumed to take place between the bolt and the grout. The anchoring length can then be estimated using the relation

b y A f d f L 4 (Eq. 11.1)

where fy is the tensile strength and d are the tensile strength of the and the diameter of the bolt,

respectively. The anchoring length for resin grouted bolts has been determined by (Savilahti, 1986)) for hard rock conditions and is presented in Table together with the anchoring length for cement grouted rebars and for Swellex.

Nut and Face plate Grouting

Reinfocement bar 11-23

The kinetic energy of the block is defined as

2

2

mV

Wk (11.40)

where m is the weight of the block and V is the ejection velocity (the same particle velocity in the whole block) of the block. Ejection of the block will occur if

bolt k W

W ! (11.41)

where Wbolt is the energy dissipated by the bolt. The pull-out force-displacement relation of a

bolt determines the effectiveness of the energy dissipation. Bolts can be divided into groups depending on the mechanical performance under tensile and shear loading.

The most common type of bolt is the fully grouted rebar. The energy that the bolt can carry can be determined from a stress-strain curve for the specific steel quality. The energy can also be estimated considering the active zone around the joint where the block is released from the rock mass, see Figure 11.15.

Figure 11.15 The active part of a fully grouted rebar. The strain of the active length is defined as

Figur 4: Olika metoder att förankra förspända bergbultar; a) kil, b) expander och c) snabbhärdande resinbruk (Nordlund m.fl., 2013).

2.1.3 Friktionsbultar

En friktionsbult får sin bärförmåga ifrån friktionkraften mellan bulten och berget. De två vanligaste typerna är Swellex- och Split Set-bultarna (Nordlund m.fl., 2013). Swellex-bulten expanderas med högt (300 bar) vattentryck efter att ha monteras i ett borrhål med större diameter än bulten. Split Set-bulten, å andra sidan, trycks in i ett något underdimensionerat borrhål. På grund av Split Set-bultens begränsade bärförmåga (omkring 50 kN) är det endast Swellex som används i Sverige i dagsläget. Figur 5 illustrerar funktionen för de två typerna av friktionsbult.

2.1.4 Dynamiska bultar

Om förstärkningen kommer utsättas för dynamiska laster måste de ingående elementen kunna absorbera den rörelseenergi som lasten orsakar. Därför har ett antal bultar med hög

energiupptagande förmåga tagits fram. Några förekommande typer är konbulten, Durabar, D-bulten och den modifierade KirunaD-bulten. I huvudsak finns det två principer för att uppnå målet med hög energiupptagande förmåga. Den första innebär att bulten eller dess förankring tillåts glida innan stålets brottgräns uppnås, vilket är fallet för konbulten och Durabar

(Nordlund m.fl., 2013). Ett annat alternativ är att endast förankra delar av bulten i

ingjutningsmassan och därigenom aktivera en större del av bultstålet vid belastning. D-bulten (Li, 2010) och den modifierade Kirunabulten (Malmgren, 2011) fungerar enligt denna princip.

13-6 a) b)

Figure 13.4 Anchored bolts a) wedge and slot anchored, b) expansion shell anchored, c) resin anchored.

Friction bolts

Friction bolts are tubular and get their load carrying capacity by the friction between the bolt and the rock. The two most common types are the Swellex and the Split-Set, see Figure 13.5. The Split-Set bolt has a diameter which is somewhat greater than the diameter of the

borehole. A longitudinal slot allows a tangential deformation of the bolt. The Split-Set bolt is installed using, for instance, a drilling machine. The bolt is pressed into the borehole with the aid of for instance the drill string. Since the diameter of the borehole is slightly smaller than the diameter of the Split Set bolt, a normal pressure will be induced between the bolt and the borehole wall which results in a friction resistance. The Split Set bolt has a load bearing capacity of about 50 kN which is too low according to the Swedish mining companies and therefore not used.

Figur 5: Illustration av a) Swellex-bulten och b) Split Set-bulten (Nordlund m.fl., 2013).

2.1.5 Modifierad Kirunabult

Den modifierade Kirunabulten är en ingjuten och ändförankrad kamjärnsbult utvecklad för att uppnå hög energiupptagande förmåga. Den är i grunden en Kirunabult som försetts med plasthylsa för att begränsa ingjutningslängden. Huvudmåtten och de viktigaste

komponenterna framgår av Figur 6. Vid installation förankras bulten mekaniskt med en kil i änden på kamstålet (ej utritad i figuren).

Figur 6: Skiss av en modifierad Kirunabult. Mått enligt Malmgren (2011).

Vid en rörelse i bergmassan belastas brickan och det ingjutna partiet närmast bergytan. Lasten förs sedan vidare via bultstålet till förankringen längst in mot borrhålsbotten. Mellan bergytan och förankringen är bulten isolerad från ingjutningsmassan med en plasthylsa, vilket innebär att kamstålet här kan töjas till stålets brottgräns uppnås. Detta medför att bulten kan förlängas betydligt mer än en vanlig, fullständigt ingjuten kamjärnsbult. Tekniska data för Kirunabulten visas i Tabell 2.

Ingjutningslängden är 80 cm för en modifierad Kirunabult av den typ som används av LKAB. För att kunna jämföra försök genomförda med olika ingjutningslängder kan utdragskraften divideras med bultens ingjutna mantelarea. Därmed erhålls ett mått på skjuvmotståndet (i

drag). Det skjuvmotstånd !_! som måste uppnås mellan ingjutningsmassa och kamstål för att

förankringen skall uppta bultstålets brottlast kan beräknas som

!_! = !!

!_!=

199

0,8 • ! • 20= 3,95 ≈ 4,0  MPa, (1)

där Ab är bultens mantelarea och Fb bultens brottlast.

13-7

a) b)

Figure 13.5 Friction bolts a) Swellex and b) Split Set.

The installation of the Swellex bolt is done in two steps: (i) push the bolt into the borehole and (ii) expand the Swellex bolt by pumping water under high pressure into the bolt. Due to the high water pressure the friction between the borehole wall and the bolt may become so high that bolt steel failure will be more critical than sliding. Table 13.3 shows data for some Swellex bolts. The advantages with Swellex is rapid installation (no need to use grouting) and full bearing capacity immediately. Since the thickness of the steel in Swellex and Split Set bolts is small, these bolt types are more sensitive to corrosion than bolts made of a steel bar. The Swellex bolt is also available with corrosion protection coating. Since these bolts rely on the friction between the bolt and the borehole wall, they will be sensitive to borehole diameter variations.

Table 13.3 Swellex bolts, technical data according to www.swellex.com. Swellex type Failure load in tension

[kN]

Appropriate borehole diameter [mm] Optimum borehole diameter [mm]

Mn12 120 32 – 39 35 – 38 Mn16 160 43 – 52 45 – 51 Mn24 240 43 – 52 45 - 51

Tabell 2: Tekniska data för modifierad Kirunabult, enligt Malmgren (2011). Material B500BT armeringsjärn Diameter 20 mm diameter Längd 3 000 mm Energiupptagande förmåga 30 kJ 1) Flytgränslast 170 kN Brottgränslast 199 kN Ingjutningslängd 80 cm 1) Uppmätt i drag genom dynamiskt fallprov

2.2 Sprutbetong

Den första maskinen för sprutad applicering av cementbruk anses allmänt ha patenterats i USA år 1911 av Carl E. Akeley (Austin & Robins, 1995). Sedan dess har tekniken utvecklats för användning inom en rad olika tillämpningsområden, såväl för nykonstruktion som

reparation av betongstrukturer. För underjordskonstruktioner har sprutbetong applicerad direkt på bergytan kommit att bli ett av de viktigaste förstärkningselementen, både vid tunnelprojekt och i gruvor.

För applicering av sprutbetong finns i huvudsak två olika principer, vilka kallas för torr- respektive våtsprutning. Vid torrsprutning blandas cement och ballast torrt och transporteras till sprutmunstycket med tryckluft. I munstycket tillsätts vatten och (i moderna system) flytande accelerator. Våtsprutning, å andra sidan, utförs genom att betongen proportioneras och blandas färdigt med vatten. Blandningen pumpas därefter till sprutmunstycket, där tryckluft och flytande accelerator tillsätts. De efterföljande styckena kommer behandla våtsprutning, då metoden är helt dominerande i Sverige.

Materialen som används vid tillverkning av sprutbetong är i grund och botten liknande de som används för gjuten betong. Portlandcement används som huvudsakligt bindemedel för de flesta sprutbetongtillämpningar (Spearing, 2001). Dessutom tillsätts ofta silikastoft (även kallat mikrosilika), vilket ger förbättringar i den färska betongens stabilitet och därigenom minska återstuds av material vid sprutning (Austin & Robins, 1995).

Flyttillsatsmedel (även kallat vattenreducerande- eller superplasticerande medel) används vanligtvis vid våtsprutning i syfte att kunna minska vattencementtalet, utan att förändra betongens konsistens (Spearing, 2001). Beroende på typ av tillsatsmedel kan mängden blandningsvatten reduceras med upp till ungefär 40 %.

2.2.1 Acceleratorer

För att uppnå en nära nog omedelbar minskning av betongens sättmått, och därigenom kunna våtspruta tunneltak och öka lagertjockleken, tillsätts en accelerator i sprutmunstycket (Melbye & Holtmon, 1995). I huvudsak kan de accelererande tillsatmedlen indelas i tre grupper; natriumsilikatbaserade-, aluminatbaserade- samt alkalifria acceleratorer. De två förstnämnda brukar även kallas för alkalibaserade acceleratorer, på grund av sin relativt höga halt

alkalimetaller.

ökar nämnvärt. Den effekten fås däremot med acceleratorer baserade på alkalialuminat, med vilkas hjälp tryckhållfastheter på 1 - 2 MPa kan uppnås inom de första två timmarna efter sprutning (Melbye & Holtmon, 1995). Nackdelarna med de alkalibaserade acceleratorerna är framför allt att betongens hållfasthet minskar på lång sikt efter sprutning samt att de, på grund av pH-värde överstigande 12, kan orsaka skador på hud och ögon i samband med hanteringen. I Figur 7 illustreras tryckhållfasthetens utveckling för sprutbetong med mellan 0 % och 12 % dosering av kalciumaluminatbaserad accelerator. Under de första 24 timmarna uppnås väsentligt högre hållfasthet med ökande dosering, men 28-dygnshållfastheten påverkas omvänt. Vid 12 % dosering blir hållfastheten efter ett dygn i det närmaste fördubblad jämfört med betong utan accelerator. Dock minskar 28-dygnshållfastheten med ungefär 30 %.

Figur 7: Utveckling av tryckhållfastheten för olika dosering av kalcium-aluminatbaserad accelerator, efter Lukas m.fl. (1995).

De senaste 20 åren har ett antal alkalifria acceleratorer utvecklats, vilka ger en snabb

Figur 8: Utveckling av tryckhållfastheten för olika dosering alkalifri accelerator, efter Lukas m.fl. (1995).

2.2.2 Fiberarmerad sprutbetong

Under 1970-talet och framåt utvecklades sprutbetong förstärkt med stålfibrer istället för konventionell armering (Morgan, 1995). Syftet med armering av sprutbetong är detsamma som vid armering av gjuten betong, nämligen att öka betongens draghållfasthet och seghet. Spearing (2001) nämner dock ett antal specifika fördelar för armering med fibrer kontra nät eller stänger i kontexten av underjordskonstruktioner:

• Fibrerna sprider sig jämnare genom sprutbetongen. • Nät- eller stångarmering är arbetskrävande att applicera.

• Fiberarmerad sprutbetong följer tunnelkonturen bättre än med nätarmering. • Armering med nät kan öka återstuds av betong vid sprutning.

De två vanligaste materialen för fibertillverkning är idag stål och plast (polypropylen), men även en mängd andra material förekommer (Spearing, 2001). Stålfibrer tillverkas i ett antal olika former (Figur 9) och har traditionellt varit det mest använda fibermaterialet för sprutbetong. Plastfibrer har dock vunnit allt mer mark, mycket på grund av lägre vikt och

enklare hantering. Generellt sett är fiberdoseringen 30 - 50 kg/m3 för stålfibrer och 9 - 18

kg/m3 för plastfibrer (Spearing, 2001).

Ett exempel på lastkapaciteten för oarmerade respektive fiberarmerade sprutbetongplattor illustreras i Figur 10. Även om den maximala lasten ökar då fibrer tillsätts är det framför allt deformationskapaciteten, eller segheten, som påverkas positivt. Detta är viktigt vid

10

Figur 9: Några olika former av stålfibrer för sprutbetongarmering (Hoek, 1997).

Figur 10: Lastkapacitet för sprutbetongplattor utan armering samt med två olika doseringar av Dramix-stålfibrer (Hoek, 1997).

Shotcrete support 193

Figure 15.3: Bagged pre-mixed dry shotcrete com- ponents being delivered into a hopper feeding a

screw conveyor, fitted with a pre-dampener, which discharges into the hopper of a shotcrete machine.

Figure 15.4. Steel fibre types available on the north Ameri- can market. After Wood et al.

(1 993). (Note: all dimensions

are in mm).

Figure 15.4 shows the steel fibre types which are currently avail- able on the north American market. In addition to their use in shot- Crete, these fibres are also widely used in concrete floor slabs for buildings, in airport runways and in similar concrete applications,

Shotcrete support I95

Figure 15.5: Load deflection curves for unreinfarced and steel fibre reinforced shot- Crete slabs tested in bending. After Kompen (1989).

Kirsten also concluded that the quality control, required to obtain a consistent dosage and uniform distribution of fibres in shotcrete, is more easily achieved in civil engineering than in mining applica- tions. This is a reflection of the multiple working headings and the difficulties of access which are common problems associated with many mines. Under these circumstances, more reliable reinforcement will be obtained with mesh reinforced rather than fibre reinforced shotcrete. However, in large mines, in which many of the ‘perma- nent’ openings are similar to those on large civil engineering sites, these problems of quality control should not arise.

315.3 Shotcrete application

The quality of the final shotcrete product is closely related to the ap- plication procedures used. These procedures include: surface prepa- ration, nozzling technique, lighting, ventilation, communications, and crew training.

Shotcrete should not be applied directly to a dry, dusty or frozen rock surface. The work area is usually sprayed with an air-water jet to remove loose rock and dust from the surface to be shot. The damp rock will create a good surface on which to bond the initial layer of shotcrete paste, The nozzleman commonly starts low on the wall and moves the nozzle in small circles working his way up towards the back, or roof. Care must be taken to avoid applying fresh materials

3 Provningsmetoder

Det finns ett stort antal tillgängliga metoder och standarder för att kontrollera och utvärdera bergförstärkning, såväl vid uppföljning av redan installerad förstärkning som för provning av nya förstärkningselement. I följande avsnitt behandlas två metoder som är aktuella för detta projekt:

• böjseghet för cirkulära betongplattor (ASTM C1550) • tryckhållfasthet för ung betong med spikpistolmetoden.

3.1 Böjseghet för betong - ASTM C1550-12

I den amerikanska standarden ASTM C1550 (ASTM International, 2012) beskrivs en metod för att prova fiberarmerade betongplattors hållfasthet. Praktiskt utförs provet genom att plattor med 800 mm diameter och 75 mm tjocklek gjuts eller sprutas i formar (Figur 11). Efter

härdning läggs plattorna upp på tre lagrade punkter i en belastningsrigg (Figur 12) och provtrycks med konstant hastighet om 4 mm/minut (Figur 13). Betongens sprickkapacitet uppnås vid små deformationer, varvid tre böjsprickor utbildas genom plattan. Därefter beror den kvarvarande lastkapaciteten på armeringen och dess samverkan med betongen.

Under hela försöket registreras kraft och deformation kontinuerligt. Den energiupptagande förmågan, vilken beräknas som integralen av kraft och deformation, blir måttet på plattans hållfasthet. Ett exempel på hur en belastningskurva kan se ut efter genomfört plattprov visas i Figur 14.

Motivet till valet av cirkulära plattor och tre upplagspunkter är, enligt standarden, att dessa förhållanden leder till mer konsekventa och repeterbara brottformer än vad som är fallet för rektangulära plattor.

Figur 12: Belastningsutrustning för plattprov enligt ASTM C1550-12.

Figur 13: Provbelastning av betongplatta.

Figur 14: Exempel på en belastningskurva från ett plattprov enligt ASTM C1550-12, med kraft i rött och energiupptagande förmåga i blått.

3.2 Spikpistolmetoden

Spikpistolmetoden används för att mäta enaxiella tryckhållfastheten för ung betong. Principen innebär att spik skjuts in i betongen med en bultpistol. Spikarnas penetration används sedan för att beräkna tryckhållfastheten.

Metoden finns i flera varianter. Enligt svensk standard (SS-EN 14488-2) skall såväl

penetration som utdragsmotstånd för spikarna mätas. En något modifierad metod utvecklad av SIKA (2010) innebär att endast penetrationen mäts. LKAB Berg och Betong använder SIKA-metoden, som därför även använts i detta arbete. Genom försök med provkuber har

kalibreringskurvor mellan tryckhållfasthet och penetration tagits fram (Figur 15). Två typer av patroner med olika laddning har använts för kalibreringen. Metoden är användbar för

tryckhållfastheter mellan 1 - 13 MPa med vita patroner eller 2 - 26 MPa med gröna patroner.

4 Bergförstärkning inom LKAB

Det har tidigare nämnts att skivrasbrytning innebär omfattande tillredning innan produktion kan påbörjas på en nivå. Under områdets hela livslängd (från påbörjad tillredning till avslutad produktionslastning) måste de tillredda ortarna vara säkra och tillgängliga för de

arbetsmoment som utförs där. Därför förstärks berget systematiskt som en del av salvcykeln. Följande avsnitt är tänkta att ge läsaren en inblick i förutsättningarna för och utformningen av den bergförstärkning som utförs för tillredningen inom LKAB. Bergarbeten vid fasta

anläggningar och infrastruktur under jord utförs under delvis andra förutsättningar och berörs inte direkt i detta arbete.

4.1 Geologiska och bergmekaniska förutsättningar

Malmkroppen i Kiirunavaara består av en 4 km lång skiva med en genomsnittlig tjocklek på 80 meter. Skivan stupar 60°, och är känd till ett djup av ungefär 2 km. Liggväggen består av syenitporfyr, medan hängväggen utgörs av kvartsporfyr. Malmkroppen består av magnetit, med varierande innehåll av apatit. Berget är generellt sett hårt, med enaxiell tryckhållfasthet i intervallet 90 - 430 MPa för sidoberget och 115 - 190 MPa för malmen (Quinteiro m.fl., 2001).

I Malmbergets gruva är järnmalmsreserven spridd mellan ett 20-tal större och mindre malmkroppar. Malmen består i huvudsak av magnetit, men även hematit förekommer. Sidoberget består främst av metamorfa bergarter såsom röd och grå leptit. Överlag är berget hårt, den enaxiella tryckhållfastheten för malmen är mellan 85 och 140 MPa och för den röda och gråa leptiten varierar denna mellan 70 och 220 MPa (Quinteiro m.fl., 2001). Dock finns områden med betydligt svagare bergarter, såsom biotitskiffer.

Vid skivrasbrytning sker en omfördelning av de naturliga in-situspänningarna på grund av rasmassornas lägre styvhet jämfört med det omgivande berget, vilket illustreras i Figur 16. Spänningstillståndet för en ort eller ett schakt i liggväggen vid olika brytningsdjup har analyserats av bland andra Edelbro m.fl. (2012) och Sjöberg m.fl. (2001). Resultaten kan sammanfattas som att spänningarna i en punkt nära malmkroppen ökar vid brytning ovanför punktens läge, för att sedan minska igen när brytningsfronten når punktens nivå. Riktningen för största huvudspänningen förändras också, från att vara i det närmaste horisontell till att följa malmkroppens stupning. Detta får konsekvenser vid dimensionering av bergrum i nära anslutning till malmen, vilka kommer att utsättas för betydande spänningsförändringar över sin livslängd.

Under det senaste decenniet har såväl Kiirunavaara som Malmberget upplevt ett ökat antal skador på installerad bergförstärkning och bergutfall som kan härledas till seismiska

Figur 16: Rasmassornas relativt låga styvhet medför omfördelning av in-situspänningarna (Sjöberg m.fl., 2001).

4.2 Förstärkningssystem

LKAB har tagit fram standarder för hur bergförstärkning skall utföras i olika delar av gruvan för såväl Kiirunavaara (Jacobsson, 2012) som Malmberget (LKAB, 2012). Den

grundläggande principen är att förstärkningen i samverkan med berget ska förhindra bergutfall. Förstärkningen måste dimensioneras för olika bergförhållanden, statiska lastförändringar orsakade av brytningen, samt dynamisk last från seismiska händelser om sådana kan förväntas i aktuellt område. I svaga bergarter, till exempel biotitskiffer, måste förstärkningen kunna hantera stora deformationer. Vid dynamiska laster krävs tillräcklig energiupptagande förmåga.

Ett antal typförstärkningar finns definierade, vilka utgör minimikrav på hur berget skall förstärkas i olika situationer. De vanligaste typerna sammanfattas i Tabell 3. I följande avsnitt beskrivs de huvudsakliga förstärkningselementen som används i Kiirunavaara och

Malmberget.

Tabell 3: Typförstärkningar för olika lastfall i Kiirunavaara och Malmberget (Jacobsson, 2012; LKAB, 2012).

Lastfall Fiberarmerad _sprutbetong Typ av bult Bultavstånd Armeringsnät Statisk MUJ/KUJ

(tvärort) 70 mm - - - Statisk MUJ/KUJ 70 mm Kirunabult eller _{friktionsbult} c/c 1,5 m -

Statisk, massiva

biotitzoner MUJ 150 mm

Kirunabult eller

friktionsbult c/c 1,5 m -

Dynamisk KUJ 100 mm Dynamisk bult c/c 1,0 m ⌀ 5,5 mm c/c 75 mm

17

4.3 Sprutbetong

Fiberarmerad sprutbetong används som ytförstärkning i både Kiirunavaara och Malmberget, och utförs som första bergförstärkningsåtgärd efter avslutad skrotning. Ett flertal aktörer, såväl interna som externa, utför betongsprutning i gruvorna. Inom tillredningen i Kiirunavaara utför LKAB Berg & Betong största delen av sprutningarna, medan Malmbergets tillredning har egna resurser för betongsprutning. I samtliga fall används våtsprutningsmetoden (se avsnitt 2.2) tillsammans med sprutrobotar.

Vid tillverkning av betongen tillsätts retarder i betongfabriken, vilket förskjuter härdningen med ungefär sex timmar och möjliggör transport med betongbil till gruvan. Fiberdoseringen

uppgår vanligtvis till 40 kg/m3 stålfiber (se avsnitt 2.2.2). Annan typ av fiber och dosering kan

användas om en energiupptagande förmåga på minst 490 J vid 40 mm deformation uppmäts vid prov med sprutade betongplattor enligt ASTM C1550. Om gjutna plattor provas skall istället den energiupptagande förmågan uppgå till 650 J, vilket erfarenhetsmässigt har visat sig motsvara 490 J om plattan istället sprutas från motsvarande betongblandning.

En alkalifri accelerator tillsätts vid sprutmunstycket för att uppnå en snabb hållfasthetstillväxt. Doseringen väljs av sprutrobotens operatör, som regel inom intervallet 6 - 9 procent. Den högre doseringen används exempelvis för sprutning av orttak, eller vid stort vatteninläckage i orten.

4.4 Bergbult

Ett antal olika typer av bergbult används i Kiirunavaara och Malmberget. Vid tillredning av produktionsområden installeras framför allt modifierad Kirunabult, vilken beskrivits närmare i avsnitt 2.1.5. Dessutom förekommer Kirunabult och friktionsbult (Swellex) i vissa områden. Bultarna gjuts in med ett cementbruk som blandas vid arbetsplatsen från torr byggcement (Portlandcement typ II) med vct ≈ 0,32. Installationen utförs mekaniserat med

bultningsaggregat för såväl borrning som injektering och bultning.

Bultning utförs systematiskt efter betongsprutning av bergytan. En typritning av det bultsättningsmönster som används visas i Figur 17. I detta exempel är avståndet mellan bultarna 1,5 meter, men som nämnts i avsnitt 4.2 förekommer även andra bultavstånd.

Figur 17: Typritning av det bultsättningsmönster som tillämpas vid förstärkning av orter (Jacobsson, 2012).

5 Hållfasthetsutveckling - tidigare försök

Följande avsnitt sammanfattar ett antal tidigare studier av hållfasthetsutveckling för de studerade förstärkningselementen.

5.1 Utdragningsförsök i Malmbergsgruvan

I Malmberget gjordes på 80-talet en serie utdragningsförsök med främst plastingjuten

bergbult (Savilahti, 1986). Här ingick även en jämförelse med cementingjuten bult. Försöken genomfördes med kamjärn av motsvarande typ som används för tillverkning av Kirunabulten idag. Kamjärnens ingjutningslängd var 20 cm, och diametern var 20 mm. Försöken utfördes i bergarten leptit på nivån Upland 500 i Malmbergsgruvan. Figur 18 visar

hållfasthetsutvecklingen under nio dygn efter ingjutning. De plastingjutna bultarna uppnår en hållfasthet motsvarande stålets brottlast efter 6 timmar, något som dröjer 9 dygn för de cementingjutna bultarna. Skillnaden i brottlast beror på att bultarna som cementingjöts belastades vid gängpartiet, vilket har något lägre hållfasthet. Noteras kan också att

hållfastheten för de cementingjutna bultarna inte ökar i någon nämnvärd omfattning efter tre dygn.

Figur 18: Utdragskraft som funktion av härdningstid för plast- respektive cementingjutna kamjärn (Savilahti, 1986).

Tabell 4: Utvecklingen av skjuvmotståndet för cementingjutna kamjärn beräknade från utdragskraft uppmätt av Savilahti (1986). Härdningstid Utdragskraft [kN] Skjuvmotstånd [MPa] 6 timmar 12 1,0 24 timmar 55 4,4 2 dygn 110 8,8 3 dygn 160 12,7 9 dygn 195 15,5

5.2 Ingjutningsmassans effekt på utdragskraften

Vid Çukurova University i Turkiet har laboratorieförsök genomförts på cementingjutna kamjärnsbultar, bland annat med olika härdningstider (Kılıc, Yasar, & Celik, 2002). En sammanställning av de försöken visas i Tabell 5. Cementbruket som användes i den här studien har dock andra hållfasthetsegenskaper jämfört med det som LKAB använder (se Tabell 6).

Det framgår inte hur tryckhållfastheten för cementbruket tagits fram, men kvalitén på bruket verkar i allt väsentligt vara lägre än det LKAB använder.

Tabell 5: Utdragskraft som funktion av härdningstid för 242 mm långa bultar med 12 mm diameter, efter Kılıc m.fl. (2002).

Härdningstid

[dygn] Utdragskraft [kN] Skjuvmotstånd [MPa]

Tabell 6: Jämförelse av egenskaper för cementbruket som användes av Kılıc m.fl. (2002) och det som används av LKAB.

Kılıc m.fl. (2002) LKAB Vattencementtal 0,40 0,32

Tryckhållfasthet vid

28 dygn 32 MPa (vid 21 dygn) 55 MPa (Cementa AB, 2013)

5.3 Sammanställning av tidigare bultdragningsförsök

Från de resultat som nämnts i avsnitt 5.1 och 5.2 kan några slutsatser av vikt vid försöksplaneringen inför fältförsöken i detta projekt noteras. För det första kan

skjuvmotstånden mellan bergbult och cementbruk uppskattas till mellan 7 MPa och 16 MPa, vilket kan ses i Tabell 7. Spridningen är ganska stor, vilket bland annat kan bero på

variationer i cementbruk och typ av kamstål, men ger ändå en uppfattning om storleksordningen.

Tabell 7: Sammanställning av uppmätt skjuvmotstånd i tidigare utdragningsförsök.

Studie Skjuvmotstånd _[MPa]

Savilahti (1986) 15,5 (efter 9 dygn)

Kılıc m.fl. (2002) 7,85 (efter 7 dygn)

Utifrån Figur 18 kan noteras att den största delen av hållfasthetsutvecklingen sker under de första tre dagarna, varefter härdningen går avsevärt långsammare.

5.4 Skjuvhållfasthetens utveckling för fiberarmerad sprutbetong

I en australiensisk studie (Bernard, 2008) undersöktes skjuvhållfastheten för ung fiberarmerad sprutbetong. Såväl lab- som fältförsök utfördes för att fastställa ett samband mellan

skjuvhållfasthet och enaxiell tryckhållfastheten, som enkelt kan mätas i fält. Ett uttryck för

skjuvhållfastheten ! som funktion av den enaxiella tryckhållfastheten !_! presenteras som

! = 0,28!_!!,!− 0,11. (2)

Såväl plast- som stålfiberarmerad betong används i försöken. Författaren noterar att ingen systematisk skillnad mellan plast- respektive stålfiberförstäkt sprutbetong kan observeras vad gäller skjuvhållfasthetens utveckling.

Vidhäftningens utveckling undersöktes också, både för sprutbetong applicerad på betong respektive på berg. Figur 19 visar uppmätt vidhäftning som funktion av enaxiell

Figur 19: Vidhäftning som funktion av tryckhållfasthet enligt Bernard (2008).

resembled failures observed in earlier trials within the lab-oratory (Fig. 8). The earliest punching failures involved a cone with a relatively steep inclination angle (u ! 50!) while the later failures involved a larger punched out zone and angle (u ! 70!).

All of the pull-out tests resulted in load-deflection curves revealing load resistance as a function of deformation. The data indicated that peak load resistance increased quite rapidly as a function of time but that post-crack capacity was characterized by abrupt strain-softening behaviour. The peak load resistance was the main parameter of inter-est in the present invinter-estigation as this was related to the development of shear strength with time, as shown in

Fig. 10 for one trial. When combined with information on the development of UCS with time after spraying (for example,Fig. 11) the relation between shear strength and compressive strength could be determined.

The adhesion test method proved very successful in that the majority the adhesion ‘plugs’ failed at the FRS-sub-strate boundary in the manner intended and none failed in shear. The adhesion failures involved a mix of clean adhesion loss at the immediate rock-concrete boundary, tensile failure within the concrete, and separation of pieces of rock from the remaining substrate. Using information on UCS gathered concurrently with the bond tests, it is possible to plot bond strength development as a function of UCS (Fig. 12). This data revealed that bond strength commenced from a low starting point and developed as a function of UCS up to a maximum of approximately 0.2 MPa by 24 h. However, numerous data points fell well below the maximum bond strength achieved at each level of compressive strength indicating that some factors may have interfered with bond strength development. More-over, average bond strength was markedly lower for some rock types than others. Observations during spraying indi-cated that incorporation of rebound and coating of the rock substrate with FRS residues and set accelerator mist

all occurred at some point throughout the trials. Inspection of several of the poorer performing bond specimens indi-cated that poorly consolidated material existed over at least some portion of the supposedly bonded area. Given the confines of the cylindrical specimen and the nature of remotely controlled spraying, it is estimated that the pres-ent results represpres-ent a relatively conservative estimate of the adhesion developed between shotcrete and a rock sub-strate over the first 24 h.

7. Discussion

7.1. Punching shear as the governing early-age failure mode The preliminary tests and underground trials both dem-onstrated that early-age shotcrete fails primarily in a

Fig. 10. Peak load resistance as a function of time after spraying for punching failures one in situ trial.

Fig. 11. Compressive strength as a function of time after spraying for a typical trial.

6 Hållfasthetskrav i installationsskedet

Att fastslå en viss hållfashet som installerad bergförstärkning ska uppnå innan arbete kan återupptas på platsen är naturligtvis vanskligt, bland annat eftersom lasterna förstärkningen kommer utsättas för är svåra att uppskatta i förväg. I följande avsnitt redovisas några riktlinjer från litteraturen, tillsammans med beräkningar för kontroll av bärförmågan.

6.1 Riktlinjer från litteraturen

För sprutbetong finns två huvudsakliga aspekter av tidig hållfasthet. Betongen skall dels klara av påkänningarna i samband med genombultning, och dels uppnå en viss bärförmåga.

Hållfastheten avseende genombultning har studerats av Rispin m.fl. (2006). Utifrån försök med bultning genom olika mogna sprutbetongskikt observerades inga skador på betong med enaxiell tryckhållfashet överstigande 1 MPa. Även O’Toole & Pope (2006) noterar 1 till 1.6 MPa som en allmänt accepterad lägsta hållfasthet för att sprutbetongen skall klara genombultning. Vad gäller sprutbetongens bärförmåga finns en erfarenhetsbaserad riktlinje för lägsta tryckhållfasthet på 4 MPa som bland annat tillämpas av Boliden (Sandström, 2013). Detta värde nämner även Dufour m.fl. (2003) som tillämpad i kanadensiska gruvor.

Författaren har inte funnit några källor i litteraturen avseende riktlinjer för bergbultars hållfasthet i installationsskedet.

6.2 Kontroll av bärförmåga

Vid tvärortdrivning inom LKAB görs, i samband med skrotning, en bedömning av

förstärkningsbehovet. Behövs förstärkning före drivning av nästa salva kan detta ske på två sätt.

• Betongsprutning (om större lösa block saknas och endast ytförstärkning behövs). • Betongsprutning och bultning (större lösa block).

Här definieras “större block” som block med sida > 1,5 m, vilket motsvarar c/c-avståndet för bultarna. För att kunna uppskatta lasterna på bergförstärkningen i installationsskedet görs en indelning i tre lastfall;

1. långsträckt kil med sida < 1,5 m, statiskt last 2. långsträckt kil med sida < 1,5 m, dynamisk last 3. kilar med sida > 1,5 m.

Lastfall ett och två förväntas förstärkas med enbart sprutbetong, medan lastfall tre förstärks med sprutbetong och bult. De tre fallen beskrivs närmare i efterföljande avsnitt.

6.2.1 Lastfall 1: långsträckt kil med bredd < 1,5 m, statisk last

Tabell 8: Indata för beräkning av ett sprutbetongskikts statiska bärförmåga.

Densitet !   4,0 t/m3 Kil i malm

Sprickstupning !   60° Vanligt förekommande i _KUJ/MUJ

Sprutbetongskiktets tjocklek ts 70 mm Standardtjocklek

Säkerhetsfaktor SF 1,3

Figur 20: Definitioner av bergkilen för kontroll av ett sprutbetongskikts bärförmåga i installationsskedet.

Med värden enligt Tabell 8 kan kilens tyngd per meter (!_!) beräknas som

!_! = !"# = 4,0 •1,5 •

1,5

2 tan 60°

2 • 10 = 39  kN/m. (3)

Skjuvspänningen i sprutbetongen (!_!) blir då

!! =

!_!!_!

2!_! =

39 • 1,3

2 • 0,070= 361,8  kPa = 0,3618  MPa. (4)

Ur ekvation (2) kan den tryckhållfasthet vid vilken sprutbetongens skjuvningskapacitet (!_!)

överstiger 0,36 MPa beräknas som

!_! = !!+ 0,11

0,28

! !,!

= 2,386  MPa ≈ 2,4  MPa. (5)

Denna bärförmåga i skjuvning förutsätter dock att betongen närmast kilen kan bära upp lasten. Före genombultning kan sprutbetongens vidhäftning mot berget antas vara den primära lastupptagande mekanismen. I försök utförda av Holmgren (1979) visades att endast ett smalt band, omkring 30 till 50 mm, är aktivt då ett sprutbetongskikt utsätts för skjuvning. Om vidhäftningen antas ligga inom intervallet 0,05 - 0,20 MPa (se Figur 19) erhålls därmed en bärförmåga mellan 3 och 20 kN/m, vilket är lägre än lasten från bergkilen. Följdaktligen kan ett vidhäftningsbrott förväntas innan betongen skjuvas.

6.2.2 Lastfall 2: långsträckt kil med bredd < 1,5 m, dynamisk last

mindre seismisk händelse. Den dimensionerande partikelhastigheten har beräknats utifrån en seismisk händelse med den lokala magnituden 1,00 som inträffar 15 meter (hälften av skivhöjden) från arbetsområdet.

Tabell 9: Indata för beräkning av ett sprutbetongskikts dynamiska bärförmåga.

Densitet !   2,7 t/m3 Smällberg förekommer huvudsakligen i gråberg

Lokal magnitud ML   1,00 _{signifikant seismisk händelse} Mindre men fortfarande

Avstånd till händelse 15 m Hälften av skivhöjden

PPV 0,3 m/s Figur 21 (ML = 1, d = 15 m)

Säkerhetsfaktor SF 1,3

Figur 21: Samband mellan avstånd, magnitud och PPV (Kaiser, McCreath, & Tannant, 1996). Med värden från Tabell 9 beräknas först massan för kilen som

! =  ! • ! = 2,7 •1,5 •

1,5

2 tan 60°

2 = 2,63  t/m.

Därefter kan den seismiskt inducerade rörelseenergin beräknas. Kilen är 1,5 meter bred, vilket innebär att energin sprutbetongen måste absorbera per kvadratmeter blir

UTREDNING!

5(31)

Kiruna

TG/Lars Malmgren, 0980-711 14/ELW

2010-04-21

10-793

! Skadekartering av skador och utfall i KUJ, skadekarteringsmall !"#

framtagen och skall godk!$$%&'#&(#Bilaga 1.

! Hustrulid m fl (2009) f)"(&*+,#%--#&.%/+"#0*+--%&#01#(tt s k

magnitud-avst1$/-ppv-diagram, Figur 1. Skadorna och/eller utfallen markeras

i diagrammet med symbolerna R1-R5 och/eller S1-S5. R betecknar

utfallets storlek, medan S betecknar skadan p1#2)"&-!".$3$,($'#&(#

vidare Bilaga 1, sista sidan. Det praktiska arbetet startar i b)"4%$#%5#

2010.

! I MSRAP kan ppv (Peak Particle Velocity) ber!.$%&#+67#

visualiseras. Ppv-v!"/("$%#,("#($#3$/3.%-3+$#+8#5%"#/(#&-)"&-%#

h!$/(*&("$%#!"#%--#23$$%9#:("!.$3$,%"$%#;%&("%&#01#73&-+"3&.%#

h!$/(*&($#3#(--#.*<&-("9#=($#&-)"&-%#2)"5!$-%/(#7!$/(*&($#3#.*<&-"(-#

ber!.$%&#8(/#74!*0#%5#>367-("-Gutenberg-sambandet. Arbetet med

MSRAP har p1;)"4%-&9#

!! = !!!_! ! 2! = 2,63 • 0,3!_{• 1,3} 2 • 1,5 = 0,1519  kJ/m! ≈ 150  J/m!.

6.2.3 Lastfall 3: kilar med sida > 1,5 m

7 Försöksuppställning

I detta projekt har ett flertal försök utförts med såväl bergbult som sprutbetong. För bult genomfördes utdragningsförsök, vilket innefattade följande två huvudpunkter.

• En förserie med 6 st provkuber gjutna från cementbruk i syfte att uppskatta vilket tidsintervall som är intressant då hållfasthetsutvecklingen skall studeras (avsnitt 7.1.1). • Två serier med utdragningsförsök av provbultar, i skilda geologiska miljöer (avsnitt

7.1.2 - 7.1.3).

Vad gäller sprutbetong utfördes både plattprov enligt ASTM C1550 i labb samt fältförsök med spikpistolmetoden.

• Fyra förserier med totalt 26 gjutna provkuber av fiberarmerad betong för att uppskatta det intressanta tidsintervallet för efterföljande plattprov (avsnitt 7.2.1).

• Två serier plattprov på fiberarmerad betong enligt ASTM C1550 (avsnitt 7.2.2 - 7.2.3).

• En serie fältförsök i Kiirunavaara med mätning av enaxiella tryckhållfastheten enligt spikpistolmetoden (avsnitt 7.3).

7.1 Utdragningsförsök av bergbultar i fält

Bultdragningsförsöken genomfördes med en provutrustning bestående av trefot/stativ, gängstång med mutter, hydraulcylinder, handpump och manometer. Bulten belastades med handpumpen via hydraulcylindern. Trycket avlästes från manometern och räknades om till kraft enligt utrustningens kalibreringstabell. Cylinderns maximala kapacitet var 320 kN. Hur utrustningen ställdes upp framgår av Figur 22 till och med Figur 24.

Figur 23: Handpumpen som används till provdragningsutrustningen.

Figur 24: Provdragningsutrustningen från sidan.

7.1.1 Förserier - kuber

För att få en uppfattning om vilka härdningstider som bör provas i bultdragningsförsöken genomfördes en förserie med tryckhållfasthetstester på cementkuber. 6 st provkuber (100 mm sida) gjöts från cementbruk blandat på en bultrigg. Efter härdning mellan 6 och 24 timmar provbelastades kuberna enligt SS-EN 12390 (SIS, 2002), med omräkning till 150 mm våtlagrade standardkuber enligt SS 13 72 07 (SIS, 2002). Den exakta tidpunkten när

provningen startade valdes utifrån en bedömning om när cementbruket härdat nog för att över huvud taget ge ett användbart resultat under provtryckningen.

7.1.2 Fältförsök serie 1 - Kiruna

ingjutningsländen valdes för att kunna testa ingjutningens hållfasthet utan att alltför tidigt uppnå bultstålets flytgräns. Enligt studierna i avsnitt 5.3 uppgår skjuvmotståndet för

cementbruket till mellan 7 och 16 MPa, vilket resulterar i ingjutningslängder på 20 - 40 cm enligt Tabell 10. Eftersom en väldigt kort aktiv ingjutning blir mer känslig för exempelvis sprickor i berget valdes 40 cm som ingjutningslängd för den första serien

bultdragningsförsök.

Tabell 10: Uppskattning av ingjutningslängd som krävs för att uppnå stålets flytgräns.

Skjuvmotstånd [MPa] Flytgräns [kN] (Malmgren, 2011) Ingjutningslängd [m] 7 170 0,39 16 170 0,17

Figur 25: Provbultar med reducerad ingjutningsländ som användes i fältförsöken.

Resultaten från förserien (se avsnitt 8.1.1) gav att huvuddelen av hållfasthetstillväxten sker mellan 6 och 12 timmar efter blandning i laboratoriemiljö vid +20° C. Temperaturen i Kiirunavaara är som regel lägre, mellan 10 och 15° C. Enligt Figur 26 kan därför

härdningstiden förväntas bli fördubblad. Därför valdes det intressanta tidsspannet för den första serien till mellan 5 och 48 timmar. De specifika härdningstider som valdes, samt antalet bult för varje enskild tid, kan ses i Tabell 11. För att inte riskera att skada utrustningen på grund av brott i bultstålet begränsades lasten till 140 kN. Gängpartiets brottlast uppgår dock till ca 170 kN, och om utrustningen säkras med kätting kan bultarna dras till denna last. I praktiken tog monteringen av domkraften såpass lång tid att bultarna i stället drogs en och en. Efter 24 timmar uppnåddes gränsen på 140 kN och provdragningar efter 36 och 48 timmar genomfördes därför inte.

Försöken genomfördes i tvärort 113 på block 12, nivå 907 m avv. i kontaktzonen mellan liggvägg och malm. Berget betod av syenitporfyr och mandelstensporfyr med magnetitinslag. För att installera bergbultarna användes en av LKABs bultriggar. Cementbruket blandades enligt normalt förfarande, med 28 liter vatten till 75 kg cement vilket gav ett

Under bultningen upplevdes berget som ganska bra, en bult var dock svår att få i och ett par hål behövde rensas. Mandelstensporfyren är generellt uppsprucken och att betrakta som en svaghetszon.

Ett 0,5 m långt blindhål borrades för en temperaturgivare. Denna anslöts, tillsammans med givare insatta i fem av bulthålen till en betongdator, ConReg 706 (CMT International AB, 2013). Under försöket registrerades sedan temperaturen kontinuerligt.

Tabell 11: Härdningstider för första serien bultdragningsförsök.

Härdningstid [tim] Antal bult

5 2 7 2 9 2 12 2 15 2 24 2 36 2 48 2 Summa 16

Figur 27: Testområdet i tvärort 113 på block 12, 907 m avv. med ingjutna testbultar.

7.1.3 Fältförsök serie 2 - Malmberget

Den andra serien fältförsök genomfördes i tvärort 4230 på Alliansen nivå 1022 m avv. i Malmberget. Syftet med försöksserien var att prova tidig hållfasthet i ett område med sämre bergförhållanden. Berget i området är biotitskiffer, vilket är en svag och ofta kraftigt

uppsprucken bergart.

Försöken genomfördes enligt den metodik som användes vid Kirunaförsöken (se avsnitt 7.1.2). Eftersom betongdator inte fanns tillgänglig mättes bergtemperaturen med vanlig utomhustermometer i ett borrhål. Under försöket uppmättes en stabil temperatur på 13,5 °C. Cementbruket blandades med vct 0,34 i tre omgångar, då en blandning inte räckte till samtliga bultar. En provkub med 150 mm sida gjöts och provbelastades efter 11 dygn i syfte att

kontrollera kvaliteten på cementbruket.

Jämfört med den första omgången försök upplevdes större problem vid bultningen. En av bergbultarna gick ej att installera fullständigt, troligtvis på grund av att borrhålet rasat ihop. Dessutom fjädrade några bultar tillbaka ungefär en decimeter och var därmed svåra att installera. Även här är det troligt att hålet har rasat efter borrningen, vilket gjort att plasthylsan kunnat haka i berget. Totalt installerades 18 provbultar med 40 cm ingjutningslängd (se Figur 25), varav 17 stycken kunde provdragas.

7.2 Labförsök på sprutbetong

Hållfasthetsutvecklingen för sprutbetongen testades genom plattprover utförda enligt ASTM C1550 (se avsnitt 3.1) vilket är den standard LKAB Berg & Betong använder för

kvalitetskontroll av sprutbetong. För att en betongblandning skall vara godkänd för

användning som sprutbetong skall en sprutad platta uppnå en energiupptagande förmåga av minst 490 J vid 40 mm efter 28 dygns lagring. Om plattan i stället har gjutits är kravet 650 J. Försöken som genomförts i detta projekt utfördes av praktiska skäl på gjutna provplattor. I praktiken har det visat sig att betong med tryckhållfasthet under ca 2 MPa inte kan provas i denna typ av försök. Kuber gjutna från samma betongblandning som plattorna har därför använts för att avgöra när provningen kan inledas.

7.2.1 Förserier - kuber

För att kunna uppskatta vid vilka brinntider plattproverna skulle genomföras gjordes fyra förserier med totalt 26 gjutna provkuber. Betongen togs ut från plastfiberarmerad sprutbetong avsedd för Kiirunavaaragruvan. Provtryckningen utfördes enligt Svensk standard för