6 Ground Pressure in Underground Stopes
6.1 Caving Mechanics
Caving mechanics to a certain degree is an extension of the cavability features of the rock mass and it should be equally important for sub-level caving and block caving. The major attention is paid to mechanics, which controls the initiation and propagation of rock caving.
6.1.1 Rock Caving Initiation
The discussion in this subsection is mostly related to Mahtab amp; Dixon#39;s published work. The structural pattern of long angle failure, combined with steeply dipping fractures, could correspond to brick-shaped fabric of the ore, and under gravity the blocks will move. The mechanics of block vertical movement, lateral expansion and rotation have been studied and modeled by several authors. The model of block caving of jointed rocks is given in Figure 11.3.1. High strength of joints is exhibited when the asperities are inclined at angle lsquo;irsquo; to the average joint surface, and intimately locked. The shear stress under these circumstances is given by:
tau;= tan (Phi;j i) (6.1)
However, if the interlocking surface is sheared off, which is the case when the no stresses are higher than the residual shear strength, the shear stress which facilitates rock caving is given by:
tau;= Cj sigma;N tan Phi;j (6.2)
where:
Cj = cohesion of the rough fracture,
Phi;j = angle of residual sliding resistance of sheared failure.
The existence of favourable blocky fabric of rock mass is not itself sufficient to initiate caving of undercut block, because in-situ investigations and laboratory physical model studies clearly indicate that confined jointed (blocky) rock or model could reach a strength close to intact rock. It is obvious that the rock caving mechanism is in effect when there is a combination of a favourable fracture pattern with low shear strength and lack of lateral constraint.
Figure 6.1 Block Caving Model
The physical and geological features influencing caving mechanism have been analyzed and described by Mahtab amp; Dixon. The precise mechanism which controls the process of caving has, as yet, not been subjected to either analytical or experimental modeling. Physical measurements made in block-caving mines have also failed to provide sufficient information to explain the caving phenomenon. Consequently, there is no definitive analysis or test which indicates whether a given block or ore will or will not cave. It is widely thought, however, that the two basic types of rock failure - by tension and by shearing - are involved in the caving process. If this concept of failure is accepted, the caving tendency of an ore block can be evaluated by examining the tensile and shear stress zones which develop above the undercut slot. This evaluation can be achieved by comparing the intensity and distribution of tensile and shear stresses with the corresponding strengths of the rock mass.
Coates considered a stress field for initiation of caving with some theoretical concepts. First the shape in place of the undercut is significant with respect to the stresses that can be created to cause caving. The diagram 6.2 shows the effect of the shape of a plate uniformly loaded and simply supported on four sides. The variation of maximum bending movement (M) in the square plate (Ms) increases as the length of the plate enlarges. When the ratio of length (L) to the breadth (W) of the plate is 3, then M/Ms, reaches a maximum of 2.5. The stresses due to bending will vary directly with the bending moments.
The block caving geometry is such that the depth to space ratio of the stope is generally too great for a beam or plate calculation to be valid, but the variation of
Figure 6.2 Maximum bending moment in rectangular plate supported on four sides compared to square plate
stress with the geometry of the undercut will be similar to that which occurs in a plate. So if caving is not obtained with a square stope, one alternative would be to increase the length of the stope. With space being constant this can increase caving stresses by more than two-fold.
In order to increase caving stresses we can also increase the absolute dimensions of the stope. Figure 6.3 shows the effect of increasing the space of the opening in elastic ground where the length L to width W is larger i.e. greater than 3. Curves are shown for the case where the horizontal stress sigma;x is 1/3 of the vertical stress sigma;x. The portions in the top corners of the opening which represents the undercut, are assumed to have a radius of 1/6 of the height H. The magnitudes of the stresses are expressed as a multiple of the vertical stress in the ground, and the width of opening W is also expressed as a multiple of the height H. It can be seen for the case sigma;z = 3sigma;x, that the maximum surface stress sigma;z at the corner of the undercut is about 3sigma;z for small spans and increases almost linearly with an increase in the span reaching a value of 6 sigma;z where the span is little more than four times the height of the opening H (Figure 6.4). The surface stress in the centre of the back sigma;z for a W/H ratio of about 4. The stress becomes tensile for wide openings, and also insensitive to the magnitude of the space once the space exceeds the height opening. The depth from the rock surface for which tension exists is small, as is seen from Figure 6.3.
Figure 6.3 Variation of back stresses with span of opening (sigma;z=3sigma;x)
Figure 6.4 Variation of back stresses with span of opening ((sigma;z=1/3sigma;x)
Caving may be started by two different actions, the tensile stresses in the centre of the back, or high
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目录
6地下采场地压 1
6.1崩落机理 1
6.1.1岩石崩落的起始 1
6.1.2岩石崩落的传播 3
6.1.3崩落结构的应力状态 5
6.2拉伸力学及应力分析 7
6.2.1重力流原理 7
6.2.2重力流在次级护理中的应用 9
6.2.3分段崩落应力分析 11
6地下采场地压
6.1崩落机理
崩落机理在一定程度上是对岩体可崩性功能的延伸，它对于分段崩落和矿块崩落是同样重要的。岩石崩落的发生和传播受力学控制。
6.1.1岩石崩落的起始
在本节讨论的大多是该和狄克逊发表的作品。长角度破坏的构造模式与陡倾断裂相结合，可对应矿石的砖状结构，重力作用下块体移动。对块体垂直运动、侧向展开和转动的力学进行了研究和建模。节理岩块崩落模型图11.3.1给定。当接头强度高出凹凸角#39;i#39;的平均倾斜关节面，并密切相关。在这种情况下，剪应力为：
(6.1)
但是，如果互锁面被剪断，即在无应力高于残余剪应力的情况下，则有利于岩石崩落的剪应力：
(6.2)
其中： =粗裂缝的内聚性
=剪切破坏的残余滑动阻力角。
岩体的块状物有利的存在本身并不足以引发塌凹块，因为现场调查和实验室物理模型研究表明，在岩石或节理（块状）模型可以达到强度接近于完整岩石。很明显，当岩石的断裂模式与低剪切强度和缺乏侧向约束相结合时，岩石崩落机制是有效的。
图6.1块体崩落模型
图6.2矩形板支承的最大弯矩与方板之比
Mahtab和Dixon对影响崩落机理的物理和地质特征进行了分析和描述。迄今为止，控制崩落过程的精确机制还没有受到分析或实验模型的影响。在崩落采矿法中进行的物理测量也未能提供足够的信息来解释崩落现象。因此，没有一个明确的分析或测试表明某一块或矿石是否会塌陷。然而，普遍认为，在崩落过程中，有两种基本类型的岩石破坏——拉张和剪切。如果能接受这一破坏概念，可以通过研究切槽上方的拉应力和剪切应力来评价矿石块的崩落倾向。这种评价可以通过比较强度和分布的强度和剪切应力与相应的岩体强度来实现。
科茨考虑开始崩落法的一些理论概念的应力场。首先，在倒凹处形成的形状对于可以引起崩落的应力是很重要的。图6.2显示了板的形状均匀加载和简支四面的效果。随着板长的增大，方板最大弯曲运动（m）的变化增大。当板长（L）与宽度（w）之比为3时，M／Ms达到最大值2.5。弯曲引起的应力将随弯矩的变化而变化。
崩落法的几何特征是，对于梁板计算，采场的深空比一般太大，但应力的变化与底板的几何形状变化相似。因此，如果用方形采场开采崩落，则另一种方法是增加采场长度。在空间不变的情况下，增加了超过2倍的应力。
为了提高崩落应力，还可以提高采场的绝对尺寸。图6.3显示了在弹性地基上增加开口的空间，长度L到宽度w大于3。曲线显示的情况下，水平应力 垂直应力的1/3。在代表切开口的顶端部分，都有一个半径为高度H 的1/6的圆。应力的大小表示为地面垂直应力的倍数，开口宽度W也表示为高度H的倍数。它可以表示为 = 3，表面最大应力在咬边角约为3小跨度，且几乎呈线性增加，增加的时间跨度值6的跨度是开启高度小四倍以上（图6.4）。表面压力的中心回，W / H比值约为4。当空间超过高度开口时，应力就会成为宽开口的张力，并且对空间的大小也不敏感。从图6.3中可以看出，岩石表面的深度的张力是很小的。
图6.3变化的压力与跨度开放()
图6.4变化的压力与开放的跨度()
崩落可能由两种不同的动作开始，即背部中心的拉应力，或在下部的底部的高压缩应力可能超过岩石的强度并导致破坏。也有可能两个动作同时发生。
6.1.2岩石崩落的传播
崩落法开采矿石应区别于其他所有采矿方法，因为矿石回收利用的基础是利用岩体中的自然应力作为破碎的主要因素。如前所述，当联合岩体的剪切强度和抗拉强度被压下和回采边界的现有应力所克服时，就会产生崩落。在开始崩落后，一个渐进的破坏发生，破碎的矿洞通过开采和转移的提升被拉出。
Swaisgood 等人给出了分段崩落回采的应力分布的一般概念，如图6.5所示。崩落的发生和传播受到自然因素的影响和控制，如岩体中存在的应力、岩石的强度和弹性极限、节理的强度和减少的因素，如切底的宽度、块的边界槽、块边界的岩石弱化等。
图6.6说明了一个成功的分段崩落操作的案例，其中存在一个矛盾的情况，即在同一一般区域内同时存在失效和稳定条件，如Swaisgood等人所评论的那样。
（a）在低于底部的水平上，应力必须超过岩体强度，避免发生破坏。这种应力和强度之间的关系是通过增加应力水平或降低岩石强度来维持的。
（b）在下凹水平下，开孔设计和定位，使强度超过应力和稳定的条件。在大多数情况下，需要开启支撑系统来增加岩体的强度和抵消过度的应力。
分段崩落法成功与否取决于掏槽引起的下切应力增加。如图6.5所示，高压缩和剪应力集中在底面或外底壁上，只有当应力集中超过岩石强度并导致拐角处失效时，整个块体的崩落才能继续进行。如果水平应力小于垂直应力，则m稳定拱在张力下形成后会发生崩落。然而，如果水平应力等于或超过垂直应力，整个开挖将保持稳定而不发生拱。
图6.5分段崩落作业的应力分布模型
边缘应力的应力大小和方向取决于岩体的原始应力场和开口的大小。随着开口的增加，诱导应力也会增加，因为崩落行为不是总面积咬边的函数，并不像过去所认为的那样，是整个区域的一个功能。
如果诱导压力通过削弱打开不足以维持在屈服条件失败,那么压力增加矿体应该实现。通过发展边界开口槽边界漂移或附近的角落,压力可以增加现有之前他们发掘两到三倍。这些开口也削弱了块边界附近岩体的强度。通过钻孔和爆破长孔，可以达到岩体强度的退化和保持矿石块中心部位的失效状态。钻洞从角槽和边界漂移(图6.6)中钻成罗塞特模式。
图6.6分段崩落法的破坏和稳定条件
目前，岩石结构的稳定性分析和崩落力学可以通过物理和数值模型在现场和实验室进行研究和监测。岩石强度和原始应力场的估计为实际采矿作业的提前预测提供了依据。 所有这些研究都是为了找出复杂地质条件下的最佳几何形状和开口数量，并确定一个分段崩落序列，直到矿石提取完成后才会取得进展。
6.1.3崩落结构的应力状态
应该认识到，除了在崩落区存在一个应力场外，该块附近还存在一个应力场，对应于采矿应力。对于矿山稳定性而言，这种应力场是最重要的，因为它随着崩落法的发展而增加和扩大。冲击作用下采矿应力转移的动态性质会严重破坏矿井巷道。尤其是在矿块崩落法的情况下，有一个巨大的交叉的网络，漂移，运输，和存取方式，位于邻近的岩石到回采区域。通常在采空区的开拓和开采过程中，会遇到一个高度的应力集中，这可能超过围岩强度，有时甚至超过了人工支护的强度。在这种情况下，维修和保养这些漂浮物会增加生产成本，也会给人和设备带来安全隐患。为了提高矿井开口的稳定性条件，有必要了解开采应力场的范围，并确定其所在区域的平巷，这是在智利的El Teniente矿的布局图(图6.7)。在这一矿井中，在高应力区，直接在水平面上直接穿过地块边界线的交叉截割。这些削减被沉重的木材、维护成本高而削减了使用。将交叉切割移到应力集中边界以外的位置，新的交叉切割位置只需要有限的支撑，并且维护成本大大降低。
正如Swaisgood等在其出版物中所讨论的，另一种用于提高稳定性的方法是将子块的开口放置在较强的岩石中。这种方法在加州克恩县的詹妮弗矿区使用。在这个矿里，矿石带被一个低强度的、塑料的、可产的页岩所覆盖。为了将支持和维护成本降到最低，底层开发工作被放置在这个页岩之上的更强的区域的底部。然而，有时不可能在低应力区域或强岩石地区找到子块工作。在这种情况下，必须设计一个支撑系统来抵消应力或加强围岩。正确选择支持系统将导致初始成本和未来修理费用的最佳平衡。通过从木材到混凝土支架的转变，在蒙大拿州比尤特的阿纳康达凯莉矿中，矿区维修的费用减少了76%。在亚利桑那州迈阿密的迈阿密铜矿公司，矿区巷道的圆形钢套最终得到支持。该系统取代了传统的方形木材和钢支架的初始系统。在高地应力和维修费用高的情况下，初始支护变形，并迅速破坏。圆形的钢结构更符合应力条件，通常不会变形。维修费用减少，大多数机组可重复使用。
图6.7智利使用交叉切割搬迁的EI Teniente矿区
6.2拉伸力学及应力分析
这是散体物料重力流的典型代表，是次分段崩落采矿法的一个整体现象。对拉伸力学的分析主要考虑分段开采，同样适用于分段崩落。
6.2.1重力流原理
分段崩落作业的关键因素是破碎矿石和崩落岩层的重力流。重力流定律的基本推导可以简单地用料仓中颗粒物质的运动来表示。
当卸料口位于料仓底部时，整个散装部分只能运动。颗粒物质流动的区域称为活动区，而物质的静止部分形成被动区。活动区或重力流区表现出类似于拉长椭球体的形状，称为运动椭球。一般来说，在松散材料中产生的运动椭球是由其较小的半轴(b)、宽度(c)、主半轴(a)和椭球(H)的高度来定义的，如图6.8所示。
由给定材料形成的运动椭球，具有椭球体短半轴和长半轴的常比。运动椭球体的参数仅在松散材料和尺寸分布的行为特性的作用下发生变化。例如，细颗粒材料有一个细长的椭球体，但粗颗粒材料的运动椭球面更宽。运动椭球体的形状可以由它的偏心度来定义，如下所示:
(6.3)
其中： =椭球偏心率
b=短半轴
H=运动椭球高度
图6.9说明了运动椭球的高度和其体积(V)对晶粒大小的依赖关系，其平均值用符号“y”表示，并在相应的曲线上表示。从图示中看出，对于松散材料的一定尺寸(y)，可以得到运动的椭圆体的近似高度(H)和它的体积(V)，然后得短半轴的长度： (6.4)
图6.8运动参数与重力流参数
从料斗中不断流入的松散物料，也取决于排放孔的大小，应足够大，以防止物料在排放孔上拱起。在这方面，Kvapil进行了非常全面的研究。
颗粒状材料的流动没有粘结性，因为运动的椭圆体和周围的材料都是均匀的，所以没有形成空洞和经验拱。Janelid 和 Kvapil这一现象进行了分析，指出这和椭球的宽度可以计算：C = 2times;B使材料和过程遵循一个规律。他们评论说，这个椭球体的特征是它的大小，达到了一定的极限，因为材料运行的是椭圆体的运动。在椭球面形成的这个极限外，颗粒状物质保持静止。因此，运动的椭圆体被称为极限椭圆体EG，如图6.9所示。假设限制椭球如运动类似于椭球E，则由松动因子alpha;给出极限椭球体中颗粒物质的松动，如下所示：
(6.5)
EG和E是相应的椭球体的体积。
破碎材料松动系数的取值范围从1066到1100不等。极限椭球体的体积（由松动过程引起）与椭球体的体积成一定比例。这个比率可以用公式表示：
(6.6)
A是方程6.5中的松弛因子。
大多数粒状材料趋向于松弛系数1066以下。将这个数字应用到等式6.6中：
(6.7)
这意味着，极限椭球体的体积比运动椭球E的体积大十五倍左右。
极限椭球的近似高度可取作：
极限椭球的轮廓形成运动区域(在极限椭球内)和剩余的固定材料(在极限椭球外)之间的边界。当物料的排放停止时，由于颗粒物料的逐渐固结，松动现象会逐渐减少。
针对重力流的速度分布，作者对极限椭球体进行了进一步的理论考虑。
与重力物质流动有关的规律基本上是相同的，即使当重力流被阻止，使其充分对称地发展到垂直轴时，如出口处不位于料仓底部的中心，就在侧壁（图6.10）。椭球体的运动和椭球体的极限以图6.9中同样的
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