de - accueil | infoterreinfoterre.brgm.fr/rapports/rr-33442-fr.pdf · adaro de investigaciones...

BRGML'ENTREPRISE AU SERVICE DE LA TERRE

COMMISSION DES COMMUNAUTES EUROPEENNESDGXIIC5

200, rue de la Loi - 1049 BRUXELLES

contrat n° MA1 M/0055-C (CD)

Stabilité et confortementd'ouvrages miniers

développement de méthodes dedimensionnement fondées sur l'étude

géostatistique de la fracturation etsur la méthode des blocs-clés

application au boulonnage par câbles

rapport final

R.J. PineF. Wojtkowiak

R 33 442septembre 1991

CAMBORNE SCHOOL OF MINESPoil, Redruth, Cornwall TR 1 5 3SEUnited Kingdom - Tél. : (0209) 71 .48.66

BRGMSERVICES SOL ET SOUS-SOL

Département Ingénierie GéotechniqueB.P. 6009 - 45060 ORLÉANS CEDEX 2 - France - Tél. : (33) 38.64.34.34


COMMISSION DES COMMUNAUTES EUROPEENNESDGXIIC5

200, rue de la Loi - 1049 BRUXELLES

contrat n° MA1 M/0055-C (CD)

Stabilité et confortementd'ouvrages miniers

développement de méthodes dedimensionnement fondées sur l'étude

géostatistique de la fracturation etsur la méthode des blocs-clés

application au boulonnage par câbles

rapport final


R 33 442septembre 1991

CAMBORNE SCHOOL OF MINESPoil, Redruth, Cornwall TR 1 5 3SEUnited Kingdom - Tél. : (0209) 71 .48.66


Département Ingénierie GéotechniqueB.P. 6009 - 45060 ORLÉANS CEDEX 2 - France - Tél. : (33) 38.64.34.34

Stabilité et confortement d'ouvrages miniers

Contrat CCE MAIM - 0055 - C

STABILITÉ ET CONFORTEMENT D'OUVRAGES MINIERSDéveloppement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude

géostatistique de la fracturation et sur la méthode des blocs-clés

Application au boutonnage par câbles Rapport fínal

R.J. Pine et F. Wojtkowiak

RESUME

Ce rapport final a été établi dans le cadre du contrat CCE n'MAlM/OOSSC (CD) intitulé"Stabilité et confortement d'ouvrages miniers. Développement de méthodes de dimensionnementfondées sur l'étude géostatistique de la fracturation et sur la méthode des blocs-clés. Applicationau boulonnage par câbles". Il fait le point de l'ensemble des travaux et recherches réalisés de débutmai 1988 à fin avril 1991, c'est-à-dire pendant une période de 36 mois correspondant à la duréeglobale du projet.

Ce rapport rassemble les contributions des deux partenaires principaux dans ce projet àsavoir celles de Camborne School of Mines (CSM) et du BRGM, département IngénierieGéotechnique. Pour réaliser un certain nombre de tâches, le BRGM a fait appel à trois sous-traitants : en France, à l'Ecole Nationale Supérieure des Techniques Industrielles et des Minesd'Alès (ENSTIMA) et, en Espagne, à la société minière Almagrera S.A. et à Empresa NacionalAdaro de Investigaciones Mineras S.A. (ENADIMSA).

Pendant le déroulement du projet, trois rapports d'avancement des travaux ont été rédigéspour les périodes allant respectivement du 1er mai 1988 au 30 avril 1989 (rapport BRGMn°89 BEL 083 GEG, avril 1989), du 1er mai 1989 au 31 décembre 1989 (rapport BRGM R30 645GEG 4S 90, mars 1990) et du 1er janvier au 31 décembre 1990 (rapport BRGM R 32 318 de février1991).

Ces trois précédents rapports et ce rapport final présentent en premier lieu, les codes decalcul et les modèles, élaborés par Camborne School of Mines (Cornwall-U.K.) et le BRGM pouraméliorer les méthodes d'évaluation de la stabilité des ouvrages miniers au rocher et dedimensionnement du soutènement par boulonnage. Ces codes s'appuyent notamment sur unemodélisation géométrique réaliste et à trois dimensions de la fracturation naturelle des massifsrocheux en faisant appel aux techniques de la géostatistique et aux méthodes d'analyseprobabil istes. Un algorithme de reconnaissance de blocs (générateur de blocs 3D) a été développé àcette occasion par le BRGM. La stabilité des blocs, délimités par les plans de fractures finies et lessurfaces libres représentant les excavations souterraines ou à ciel ouvert, est ensuite analyséesuivant la théorie des blocs-clés développée par Goodman et Shi.

Ces codes ont été en partie validés dans la mine souterraine d'étain de South Crofty et ontpermis de dimensionner le boulonnage des galeries d'accès et des chantiers ouverts. Une formuledonnant la longueur des boulons à mettre en oeuvre est d'ailleurs proposée à partir de cetteapproche. Lorsqu'il s'agit de boulonner les terrains sur de grandes longueurs, plusieurs dizaines demètres, l'utilisation de câbles d'ancrage est préférée à celle de tiges plus rigides. Mais avec ce typede soutènement, des questions se posent toujours : quels sont les efforts qui s'exercent sur cescâbles et comment se comportent-ils en conditions réelles d'exploitation ? Pour apporter un débutde réponse à ces questions, à l'aide d'un dispositif de mesure original mis au point par l'Université

Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


Contrat CCE MAIM - 0055 - C

STABILITÉ ET CONFORTEMENT D'OUVRAGES MINIERSDéveloppement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude

géostatistique de la fracturation et sur la méthode des blocs-clés

Application au boutonnage par câbles Rapport fínal

R.J. Pine et F. Wojtkowiak

RESUME

Ce rapport final a été établi dans le cadre du contrat CCE n'MAlM/OOSSC (CD) intitulé"Stabilité et confortement d'ouvrages miniers. Développement de méthodes de dimensionnementfondées sur l'étude géostatistique de la fracturation et sur la méthode des blocs-clés. Applicationau boulonnage par câbles". Il fait le point de l'ensemble des travaux et recherches réalisés de débutmai 1988 à fin avril 1991, c'est-à-dire pendant une période de 36 mois correspondant à la duréeglobale du projet.

Ce rapport rassemble les contributions des deux partenaires principaux dans ce projet àsavoir celles de Camborne School of Mines (CSM) et du BRGM, département IngénierieGéotechnique. Pour réaliser un certain nombre de tâches, le BRGM a fait appel à trois sous-traitants : en France, à l'Ecole Nationale Supérieure des Techniques Industrielles et des Minesd'Alès (ENSTIMA) et, en Espagne, à la société minière Almagrera S.A. et à Empresa NacionalAdaro de Investigaciones Mineras S.A. (ENADIMSA).

Pendant le déroulement du projet, trois rapports d'avancement des travaux ont été rédigéspour les périodes allant respectivement du 1er mai 1988 au 30 avril 1989 (rapport BRGMn°89 BEL 083 GEG, avril 1989), du 1er mai 1989 au 31 décembre 1989 (rapport BRGM R30 645GEG 4S 90, mars 1990) et du 1er janvier au 31 décembre 1990 (rapport BRGM R 32 318 de février1991).

Ces trois précédents rapports et ce rapport final présentent en premier lieu, les codes decalcul et les modèles, élaborés par Camborne School of Mines (Cornwall-U.K.) et le BRGM pouraméliorer les méthodes d'évaluation de la stabilité des ouvrages miniers au rocher et dedimensionnement du soutènement par boulonnage. Ces codes s'appuyent notamment sur unemodélisation géométrique réaliste et à trois dimensions de la fracturation naturelle des massifsrocheux en faisant appel aux techniques de la géostatistique et aux méthodes d'analyseprobabil istes. Un algorithme de reconnaissance de blocs (générateur de blocs 3D) a été développé àcette occasion par le BRGM. La stabilité des blocs, délimités par les plans de fractures finies et lessurfaces libres représentant les excavations souterraines ou à ciel ouvert, est ensuite analyséesuivant la théorie des blocs-clés développée par Goodman et Shi.

Ces codes ont été en partie validés dans la mine souterraine d'étain de South Crofty et ontpermis de dimensionner le boulonnage des galeries d'accès et des chantiers ouverts. Une formuledonnant la longueur des boulons à mettre en oeuvre est d'ailleurs proposée à partir de cetteapproche. Lorsqu'il s'agit de boulonner les terrains sur de grandes longueurs, plusieurs dizaines demètres, l'utilisation de câbles d'ancrage est préférée à celle de tiges plus rigides. Mais avec ce typede soutènement, des questions se posent toujours : quels sont les efforts qui s'exercent sur cescâbles et comment se comportent-ils en conditions réelles d'exploitation ? Pour apporter un débutde réponse à ces questions, à l'aide d'un dispositif de mesure original mis au point par l'Université

Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


Laval de Québec, l'évolution et la répartition des efforts s'exerçant sur des câbles à ancrageréparti, soutenant la couronne d'une chambre de la mine souterraine de Sotiel (Espagne), ont étémesurées au fur et à mesure de la progression de l'exploitation. Les résultats obtenus permettentd'une part de valider le principe de mesure retenu et le dispositif utilisé pour cela et, d'autre part,de mieux comprendre le mode de fonctionnement des câbles d'ancrage. Des expérimentationscomplémentaires dans des conditions géologiques structurales et d'exploitation différentes sonttoutefois indispensables pour améliorer notre compréhension des interactions entre le massifrocheux fracturé et les armatures que constituent les câbles. On rejoint là le concept de rochearmée cher à Pierre Londe.

Ont activement participé à ces travaux et à la rédaction des différents rapports d'avance¬ment et final :

- pour BRGM-4S, Département Ingénierie Géotechnique :

MM. J.-F. Ouvry, J.-M. Matifat, D. Thibodeau, et F. Wojtkowiak

- pour Camborne School of Mines (C.S.M.)MM. R.J. Pine, R. Trueman et D.B. Tyler et Mlle S. Williamson

- pour l'Ecole Nationale Supérieure des Mines d'Alès :

M. M. Vinches

- pour la société minière ALMAGRERA S.A. :

MM. C. Alvarez et J.A. Ros

- pour ENADIMSA:M. L. Aramburu

Rapport BRGM n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


Laval de Québec, l'évolution et la répartition des efforts s'exerçant sur des câbles à ancrageréparti, soutenant la couronne d'une chambre de la mine souterraine de Sotiel (Espagne), ont étémesurées au fur et à mesure de la progression de l'exploitation. Les résultats obtenus permettentd'une part de valider le principe de mesure retenu et le dispositif utilisé pour cela et, d'autre part,de mieux comprendre le mode de fonctionnement des câbles d'ancrage. Des expérimentationscomplémentaires dans des conditions géologiques structurales et d'exploitation différentes sonttoutefois indispensables pour améliorer notre compréhension des interactions entre le massifrocheux fracturé et les armatures que constituent les câbles. On rejoint là le concept de rochearmée cher à Pierre Londe.

Ont activement participé à ces travaux et à la rédaction des différents rapports d'avance¬ment et final :

- pour BRGM-4S, Département Ingénierie Géotechnique :

MM. J.-F. Ouvry, J.-M. Matifat, D. Thibodeau, et F. Wojtkowiak

- pour Camborne School of Mines (C.S.M.)MM. R.J. Pine, R. Trueman et D.B. Tyler et Mlle S. Williamson

- pour l'Ecole Nationale Supérieure des Mines d'Alès :

M. M. Vinches

- pour la société minière ALMAGRERA S.A. :

MM. C. Alvarez et J.A. Ros

- pour ENADIMSA:M. L. Aramburu



SOMMAIRE

Pages

RÉSUMÉ 1

1- DESCRIPTION DU PROJET INITIAL 4

1.1- OBJECTIFS 4

1.2 - INTÉRÊT DU PROJFIT POUR LA PROFESSION MINIÈRE 4

1.3 - ORGANISATION DU PROJET 4

1.4- DÉROULEMENT DU PROJET 5

2- SYNTHÈSE DES TRAVAUX RÉALISÉS ET DES RÉSULTATS OBTENUS 6

2.1- INTRODUCTION 6

2.2 - PRÉSENTATION DU MODÈLE CONCEPTUEL 7

2.2.1 - MODÉLISATION DE LA FRACTURATION PAR LES TECHNIQUESGÉOSTATISTIQUES 7

2.2.2- GÉNÉRATION CONDITIONNELLE DES CHAMPS DE FRACTURES 8

2.2.3 - DÉTERMINATION DES BLOCS DÉFINIS PAR LES INTERSECTIONSDES FRACTURES SIMULÉES 8

2.2.4- ANALYSE DE LA STABILITÉ DES BLOCS 10

2.2.5- RÈGLES D'ACTION 10

2.3- VALIDATION SUR SITES DES CODES DE CALCUL 11

2.3.1- ACQUISITION DES DONNÉES DE TERRAIN 11

2.3.2 - APPLICATION DE LA MÉTHODE DES BLOCS-CLÉS À LA MINEDE SOUTH CROFTY 12

2.4 - INSTRUMENTATION ET COMPORTEMENT DE CÂBLES D'ANCRAGEDANS UN CHANTIER MINIER 15

3- CONCLUSION 19

BIBLIOGRAPHIE 21

ANNEXE A - comportement de câbles à ancrage réparti soutenant la couronned'un chantier d'exploitation de la mine de sotiel (Andalousie - Espagne) 23

ANNEXE B- Dimensionnementdu boulonnage à partir d'une approcheprobabiliste de l'analyse de stabilité de blocs-clés 69

Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


SOMMAIRE

Pages

RÉSUMÉ 1

1- DESCRIPTION DU PROJET INITIAL 4

1.1- OBJECTIFS 4

1.2 - INTÉRÊT DU PROJFIT POUR LA PROFESSION MINIÈRE 4

1.3 - ORGANISATION DU PROJET 4

1.4- DÉROULEMENT DU PROJET 5

2- SYNTHÈSE DES TRAVAUX RÉALISÉS ET DES RÉSULTATS OBTENUS 6

2.1- INTRODUCTION 6

2.2 - PRÉSENTATION DU MODÈLE CONCEPTUEL 7

2.2.1 - MODÉLISATION DE LA FRACTURATION PAR LES TECHNIQUESGÉOSTATISTIQUES 7

2.2.2- GÉNÉRATION CONDITIONNELLE DES CHAMPS DE FRACTURES 8

2.2.3 - DÉTERMINATION DES BLOCS DÉFINIS PAR LES INTERSECTIONSDES FRACTURES SIMULÉES 8

2.2.4- ANALYSE DE LA STABILITÉ DES BLOCS 10

2.2.5- RÈGLES D'ACTION 10

2.3- VALIDATION SUR SITES DES CODES DE CALCUL 11

2.3.1- ACQUISITION DES DONNÉES DE TERRAIN 11

2.3.2 - APPLICATION DE LA MÉTHODE DES BLOCS-CLÉS À LA MINEDE SOUTH CROFTY 12

2.4 - INSTRUMENTATION ET COMPORTEMENT DE CÂBLES D'ANCRAGEDANS UN CHANTIER MINIER 15

3- CONCLUSION 19

BIBLIOGRAPHIE 21

ANNEXE A - comportement de câbles à ancrage réparti soutenant la couronned'un chantier d'exploitation de la mine de sotiel (Andalousie - Espagne) 23

ANNEXE B- Dimensionnementdu boulonnage à partir d'une approcheprobabiliste de l'analyse de stabilité de blocs-clés 69



1 - DESCRIPTION DU PROJET INITIAL

1.1 -OBJECTIFS

Les travaux de recherche menés dans le cadre de ce projet visent d'une part à améliorer lesméthodes d'évaluation de la stabilité des exploitations minières à ciel ouvert et souterraines enmassif rocheux par une meilleure prise en compte de la fracturation naturelle des terrains et,d'autre part, à contribuer au développement de moyens de soutènement appropriés aux ouvragesde grandes dimensions tels que le boulonnage au câble en particulier. Plus précisément, nousavions envisagé de :

- développer une approche permettant de dimensionner des ouvrages miniers et/ou leursoutènement à partir d'une description et d'une modélisation de la fracturation du massifrocheux (analyse structurale sur affleurements, carottes de sondages ou parements degaleries). La stabilité des blocs délimités par les fractures naturelles et l'excavation estensuite analysée suivant la méthode des "blocs-clés",

- valider, sur un chantier minier mettant en oeuvre le boulonnage au câble, une jauged'extensométrie permettant de mesurer en différents points les efforts qui s'excercent surces câbles.

1.2 - INTÉRÊT DU PROJET POUR LA PROFESSION MINIÈRE

La recherche réalisée doit fournir aux exploitants des outils leur permettant de mieuxdimensionner, aux différents stades de développement d'un projet minier et en phase d'exploi¬tation, aussi bien les ouvrages miniers que leur soutènement. Le premier de ces outils correspondà la mise au point de programme de calculs modulaires, d'utilisation la plus simple possible, pourle dimensionnement des ouvrages et du soutènement et d'une méthodologie spécialement adaptéeaux besoins et moyens des exploitants miniers pour le recueil des données nécessaires à cedimensionnement (techniques de levé de la fracturation en particulier). Une fois validé, ledispositif de mesure des efforts sera l'outil indispensable qui permettra d'étudier de manièresystématique la façon dont travaillent effectivement les câbles d'ancrage et de déduire des règlesde dimensionnement pour ce type de soutènement.

Ces deux outils contribueront sans aucun doute à améliorer la sécurité dans les chantiersd'exploitation ainsi que la rentabilité des exploitations par une optimisation du soutènement.

1.3 - ORGANISATION DU PROJET

Le projet est dirigé par le BRGM (département Ingénierie Géotechnique) auquel est associéel'Ecole des Mines de Camborne du Royaume-Uni (Camborne School of Mines, C.S.M. , Cornwrall -

U.K.). D'autre part, interviennent également dans le projet ;

- l'Ecole Nationale Supérieure des Techniques Industrielles et des Mines d'Alès(ENSTIMA) - France,

- l'Institut pour l'Initiation à la Recherche dans le Bâtiment (IRBAT) - France,

- Empresa Nacional ADARO de Investigaciones Mineras S.A. (ENADIMSA) - Espagne,

- ALMAGRERA S.A. -Espagne.

Ce sont des sous-traitants et assistent le BRGM dans les tâches suivantes :

- approche théorique et développement de modèles de calcul de stabilité d'excavations enmassif rocheux : Ecole des Mines d'Alès (ENSTIMA). C'est par l'intermédiaire de



1 - DESCRIPTION DU PROJET INITIAL

1.1 -OBJECTIFS

Les travaux de recherche menés dans le cadre de ce projet visent d'une part à améliorer lesméthodes d'évaluation de la stabilité des exploitations minières à ciel ouvert et souterraines enmassif rocheux par une meilleure prise en compte de la fracturation naturelle des terrains et,d'autre part, à contribuer au développement de moyens de soutènement appropriés aux ouvragesde grandes dimensions tels que le boulonnage au câble en particulier. Plus précisément, nousavions envisagé de :

- développer une approche permettant de dimensionner des ouvrages miniers et/ou leursoutènement à partir d'une description et d'une modélisation de la fracturation du massifrocheux (analyse structurale sur affleurements, carottes de sondages ou parements degaleries). La stabilité des blocs délimités par les fractures naturelles et l'excavation estensuite analysée suivant la méthode des "blocs-clés",

- valider, sur un chantier minier mettant en oeuvre le boulonnage au câble, une jauged'extensométrie permettant de mesurer en différents points les efforts qui s'excercent surces câbles.

1.2 - INTÉRÊT DU PROJET POUR LA PROFESSION MINIÈRE

La recherche réalisée doit fournir aux exploitants des outils leur permettant de mieuxdimensionner, aux différents stades de développement d'un projet minier et en phase d'exploi¬tation, aussi bien les ouvrages miniers que leur soutènement. Le premier de ces outils correspondà la mise au point de programme de calculs modulaires, d'utilisation la plus simple possible, pourle dimensionnement des ouvrages et du soutènement et d'une méthodologie spécialement adaptéeaux besoins et moyens des exploitants miniers pour le recueil des données nécessaires à cedimensionnement (techniques de levé de la fracturation en particulier). Une fois validé, ledispositif de mesure des efforts sera l'outil indispensable qui permettra d'étudier de manièresystématique la façon dont travaillent effectivement les câbles d'ancrage et de déduire des règlesde dimensionnement pour ce type de soutènement.

Ces deux outils contribueront sans aucun doute à améliorer la sécurité dans les chantiersd'exploitation ainsi que la rentabilité des exploitations par une optimisation du soutènement.

1.3 - ORGANISATION DU PROJET

Le projet est dirigé par le BRGM (département Ingénierie Géotechnique) auquel est associéel'Ecole des Mines de Camborne du Royaume-Uni (Camborne School of Mines, C.S.M. , Cornwrall -

U.K.). D'autre part, interviennent également dans le projet ;

- l'Ecole Nationale Supérieure des Techniques Industrielles et des Mines d'Alès(ENSTIMA) - France,

- l'Institut pour l'Initiation à la Recherche dans le Bâtiment (IRBAT) - France,

- Empresa Nacional ADARO de Investigaciones Mineras S.A. (ENADIMSA) - Espagne,

- ALMAGRERA S.A. -Espagne.

Ce sont des sous-traitants et assistent le BRGM dans les tâches suivantes :

- approche théorique et développement de modèles de calcul de stabilité d'excavations enmassif rocheux : Ecole des Mines d'Alès (ENSTIMA). C'est par l'intermédiaire de



riRBAT, association qui assure la promotion de la recherche dans le domaine du géniecivil, que le BRGM a financé la thèse et rémunéré Mr Marc Vinches, stagiaire communBRGM - Ecole des Mines d'Alès ;

- équipement de câbles d'ancrage avec des jauges d'extensométrie et installation dans unchantier d'exploitation de la mine souterraine de Sotiel (Andoulousie, Espagne) ; suivi duchantier expérimental et maintenance de l'ensemble des dispositifs de mesure pendant laprogression de l'exploitation (Almagrera S.A. et ENADIMSA).

1.4 - DÉROULEMENT DU PROJET

En pratique, le BRGM avec la collaboration de l'ENSTIMA, a plus spécifiquement travaillésur l'application combinée de l'analyse structurale et des études géostatistiques à la modélisationgéométrique de la fracturation des massifs rocheux (M. Vinches, 1988; M. Vinches etF. Wojtkowiak, 1989).

Ces travaux ont abouti en particulier à la mise au point d'un algorithme de reconnaissancedes blocs à partir de réseaux de fractures simulés (F. Davias, 1991). Parallèlement et en étroitecollaboration, le BRGM et Camborne School of Mines ont appliqué la théorie des "blocs-clés" déve¬loppée par R.E. Goodmann et G.H. Shi (1985) à l'analyse de stabilité des blocs finis c'est-à-direparfaitement délimités les parements des excavations souterraines ou à ciel ouvert et les fracturesqui recoupent le massif rocheux. Une fois les blocs-clés définis et localisés avec précision, il estalors facile de choisir et de dimensionner le soutènement à mettre en oeuvre pour assurer lastabilité et la sécurité des chantiers miniers. Camborne School of Mines a d'ailleurs utilisé etvalidé cette approche pour analyser la stabilité de chantiers ouverts et des galeries d'accès à ceschantiers dans la mine souterraine d'étain de South Crofty (Cornwall, U.K.).

Un dispositif de mesure locale des efforts s'exerçant sur les câbles d'ancrage mis au pointpar l'Université Laval de Québec (Canada) a été testé dans un chantier d'exploitation de la minesouterraine de Sotiel en Andalousie (Espagne) appartenant à la société minière Almagrera S.A.

L'équipement des câbles d'ancrage à l'aide de ces dispositifs a été effectué par une équipe duBRGM. La foration des trous, l'installation des câbles d'ancrage dans ces trous et leur scellementpar injection de coulis de ciment ont été effectués par le personnel de la mine. La mine a égalementapporté son concours à l'équipe BRGM pour l'installation au fond de l'ensemble des appareils demesure et d'acquisition automatique de données au fond et leur connexion aux dispositifs demesure fixés sur les câbles d'ancrage. Le suivi du chantier expérimental, au fur et à mesure de laprogression de l'exploitation, et la maintenance de l'ensemble des dispositifs de mesure et d'acqui¬sition de données avaient été initialement confiées à ENADIMSA. Pour diverses raisons, qu'iln'est pas nécessaire de développer ici, ces tâches ont été rapidement et directement prises encharge par la mine elle-même qui s'en est d'ailleurs acquittée avec beaucoup de soin et de profes¬sionnalisme. Pendant toute la durée de l'expérimentation, le BRGM est intervenu de nombreusesfois pour assister la mine et rétablir le bon fonctionnement du système, notamment après chaquetir d'abattage dans ou à proximité immédiate du chantier d'exploitation expérimental.

La présentation de la mine de Sotiel et de l'ensemble de l'expérimentation menée dans undes chantiers d'exploitation constitue l'annexe A de ce rapport. On y trouvera également lesrésultats des mesures effectuées sur les câbles d'ancrage pendant toute la durée de cetteexpérimentation, l'interprétation et les enseignements que nous pouvons en tirer.

L'annexe B de ce rapport est consacrée à une présentation de la mine de South Crofty et destravaux réalisés par Camborne School of Mines sur le dimensionnement du soutènement parboulonnage des galeries d'accès et des chantiers ouverts, à partir d'une analyse de stabilité par laméthode des blocs-clés.

Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


riRBAT, association qui assure la promotion de la recherche dans le domaine du géniecivil, que le BRGM a financé la thèse et rémunéré Mr Marc Vinches, stagiaire communBRGM - Ecole des Mines d'Alès ;

- équipement de câbles d'ancrage avec des jauges d'extensométrie et installation dans unchantier d'exploitation de la mine souterraine de Sotiel (Andoulousie, Espagne) ; suivi duchantier expérimental et maintenance de l'ensemble des dispositifs de mesure pendant laprogression de l'exploitation (Almagrera S.A. et ENADIMSA).

1.4 - DÉROULEMENT DU PROJET

En pratique, le BRGM avec la collaboration de l'ENSTIMA, a plus spécifiquement travaillésur l'application combinée de l'analyse structurale et des études géostatistiques à la modélisationgéométrique de la fracturation des massifs rocheux (M. Vinches, 1988; M. Vinches etF. Wojtkowiak, 1989).

Ces travaux ont abouti en particulier à la mise au point d'un algorithme de reconnaissancedes blocs à partir de réseaux de fractures simulés (F. Davias, 1991). Parallèlement et en étroitecollaboration, le BRGM et Camborne School of Mines ont appliqué la théorie des "blocs-clés" déve¬loppée par R.E. Goodmann et G.H. Shi (1985) à l'analyse de stabilité des blocs finis c'est-à-direparfaitement délimités les parements des excavations souterraines ou à ciel ouvert et les fracturesqui recoupent le massif rocheux. Une fois les blocs-clés définis et localisés avec précision, il estalors facile de choisir et de dimensionner le soutènement à mettre en oeuvre pour assurer lastabilité et la sécurité des chantiers miniers. Camborne School of Mines a d'ailleurs utilisé etvalidé cette approche pour analyser la stabilité de chantiers ouverts et des galeries d'accès à ceschantiers dans la mine souterraine d'étain de South Crofty (Cornwall, U.K.).

Un dispositif de mesure locale des efforts s'exerçant sur les câbles d'ancrage mis au pointpar l'Université Laval de Québec (Canada) a été testé dans un chantier d'exploitation de la minesouterraine de Sotiel en Andalousie (Espagne) appartenant à la société minière Almagrera S.A.

L'équipement des câbles d'ancrage à l'aide de ces dispositifs a été effectué par une équipe duBRGM. La foration des trous, l'installation des câbles d'ancrage dans ces trous et leur scellementpar injection de coulis de ciment ont été effectués par le personnel de la mine. La mine a égalementapporté son concours à l'équipe BRGM pour l'installation au fond de l'ensemble des appareils demesure et d'acquisition automatique de données au fond et leur connexion aux dispositifs demesure fixés sur les câbles d'ancrage. Le suivi du chantier expérimental, au fur et à mesure de laprogression de l'exploitation, et la maintenance de l'ensemble des dispositifs de mesure et d'acqui¬sition de données avaient été initialement confiées à ENADIMSA. Pour diverses raisons, qu'iln'est pas nécessaire de développer ici, ces tâches ont été rapidement et directement prises encharge par la mine elle-même qui s'en est d'ailleurs acquittée avec beaucoup de soin et de profes¬sionnalisme. Pendant toute la durée de l'expérimentation, le BRGM est intervenu de nombreusesfois pour assister la mine et rétablir le bon fonctionnement du système, notamment après chaquetir d'abattage dans ou à proximité immédiate du chantier d'exploitation expérimental.

La présentation de la mine de Sotiel et de l'ensemble de l'expérimentation menée dans undes chantiers d'exploitation constitue l'annexe A de ce rapport. On y trouvera également lesrésultats des mesures effectuées sur les câbles d'ancrage pendant toute la durée de cetteexpérimentation, l'interprétation et les enseignements que nous pouvons en tirer.

L'annexe B de ce rapport est consacrée à une présentation de la mine de South Crofty et destravaux réalisés par Camborne School of Mines sur le dimensionnement du soutènement parboulonnage des galeries d'accès et des chantiers ouverts, à partir d'une analyse de stabilité par laméthode des blocs-clés.

Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


Rappelons que l'ensemble du projet a été réalisé sur une période de 36 mois, allant du1er mai 1988 au 30 avril 1991, et que trois rapports d'avancement des travaux ont été rédigéspendant cette période. Il s'agit des rapports BRGM suivants :

- 89 BEL 083 GEG d'avril 1989, pour la période allant du 1er mai 1988 au 30 avril 1989,

- R 30 645 GEG 4S 90 de mars 1990, pour la période allant du 1er mai au 31 décembre1989,

- R 32 318 GEG 4S 91 de février 1990, pour la période allant du 1er janvier au 31 décembre1990.

2- SYNTHESE DES TRAVAUX REALISES ETDES RÉSULTATS OBTENUS

2.1 -INTRODUCTION

Une connaissance aussi complète que possible de la fracturation naturelle des massifsrocheux est fondamentale pour, au préalable, évaluer les risques et les types d'instabilité auxquelselle peut donner lieu dans les excavations à ciel ouvert ou souterraines et, dans un second temps,définir les mesures à prendre pour y faire face et assurer ainsi la sécurité des chantiers.

L'amélioration des méthodes d'évaluation de la stabilité des ouvrages au rocher et dedimensionnement du soutènement suppose donc une description et une modélisation géométriqueréaliste de la fracturation des massifs rocheux. C'est avec ce souci que le BRGM, l'Ecole des Minesd'Alès et Camborne School of Mines ont élaboré un code de calcul combinant l'étude géostatistiquede la fracturation à l'analyse de stabilité des blocs qu'elle délimite fondée sur la théorie des blocs-clés proposée par R.E. Goodman et G.H. Shi (1985).

L'application des techniques de la géostatistique à l'étude et à la modélisation de lafracturation permet non seulement de prendre en compte les caractéristiques statistiques de lafracturation mais également son caractère plus ou moins structuré ans l'espace ("régionalisation").A partir des champs de fractures simulés à l'aide des outils géostatistiques, la mise en oeuvre d'unalgorithme de calcul, fondé sur les résultats de la topologie combinatoire, permet d'identifier et dedéfinir la géométrie parfois complexe des différents types de blocs délimités par le réseau defractures. La stabilité des blocs situés au voisinage immédiat des excavations est ensuite analyséesuivant une approche de type "blocs-clés".

Ce type d'approche est particulièrement bien adaptée à l'analyse de stabilité desexploitations minières situées dans un environnement tel que les contraintes naturelles ouinduites par l'exploitation restent faibles et/où les ruptures de type "bloc" sont également les plusprobables.

L'identification de ces blocs-clés, la connaissance de leurs dimensions et de leurs formes surla base de données statistiques sont fondamentales pour définir et dimensionner au jour le jour lesoutènement à mettre en oeuvre pour assurer leur stabilité. Une telle approche a d'ailleurs étévalidée avec succès sur le site de la mine de South Crofty par Camborne School of Mines.

Parmi les différentes dispositifs de soutènement envisageables, le boulonnage notammentpar câbles d'ancrage est particulièrement bien adapté au renforcement des massifs rocheuxfracturés. Mais le dimensionnement d'un tel soutènement est encore très empirique et gagnerait àêtre rationalisé. Ceci suppose des observations et des mesures en vraie grandeur visant à éluciderle comportement mécanique des câbles à ancrage réparti.

Dans le cadre de ce projet de recherche, l'évolution et la répartition des efforts s'exerçant surdes câbles soutenant la couronne d'une chambre d'exploitation de la mine souterraine de Sotiel

Rapport BRGM n' R33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


Rappelons que l'ensemble du projet a été réalisé sur une période de 36 mois, allant du1er mai 1988 au 30 avril 1991, et que trois rapports d'avancement des travaux ont été rédigéspendant cette période. Il s'agit des rapports BRGM suivants :

- 89 BEL 083 GEG d'avril 1989, pour la période allant du 1er mai 1988 au 30 avril 1989,

- R 30 645 GEG 4S 90 de mars 1990, pour la période allant du 1er mai au 31 décembre1989,

- R 32 318 GEG 4S 91 de février 1990, pour la période allant du 1er janvier au 31 décembre1990.

2- SYNTHESE DES TRAVAUX REALISES ETDES RÉSULTATS OBTENUS

2.1 -INTRODUCTION

Une connaissance aussi complète que possible de la fracturation naturelle des massifsrocheux est fondamentale pour, au préalable, évaluer les risques et les types d'instabilité auxquelselle peut donner lieu dans les excavations à ciel ouvert ou souterraines et, dans un second temps,définir les mesures à prendre pour y faire face et assurer ainsi la sécurité des chantiers.

L'amélioration des méthodes d'évaluation de la stabilité des ouvrages au rocher et dedimensionnement du soutènement suppose donc une description et une modélisation géométriqueréaliste de la fracturation des massifs rocheux. C'est avec ce souci que le BRGM, l'Ecole des Minesd'Alès et Camborne School of Mines ont élaboré un code de calcul combinant l'étude géostatistiquede la fracturation à l'analyse de stabilité des blocs qu'elle délimite fondée sur la théorie des blocs-clés proposée par R.E. Goodman et G.H. Shi (1985).

L'application des techniques de la géostatistique à l'étude et à la modélisation de lafracturation permet non seulement de prendre en compte les caractéristiques statistiques de lafracturation mais également son caractère plus ou moins structuré ans l'espace ("régionalisation").A partir des champs de fractures simulés à l'aide des outils géostatistiques, la mise en oeuvre d'unalgorithme de calcul, fondé sur les résultats de la topologie combinatoire, permet d'identifier et dedéfinir la géométrie parfois complexe des différents types de blocs délimités par le réseau defractures. La stabilité des blocs situés au voisinage immédiat des excavations est ensuite analyséesuivant une approche de type "blocs-clés".

Ce type d'approche est particulièrement bien adaptée à l'analyse de stabilité desexploitations minières situées dans un environnement tel que les contraintes naturelles ouinduites par l'exploitation restent faibles et/où les ruptures de type "bloc" sont également les plusprobables.

L'identification de ces blocs-clés, la connaissance de leurs dimensions et de leurs formes surla base de données statistiques sont fondamentales pour définir et dimensionner au jour le jour lesoutènement à mettre en oeuvre pour assurer leur stabilité. Une telle approche a d'ailleurs étévalidée avec succès sur le site de la mine de South Crofty par Camborne School of Mines.

Parmi les différentes dispositifs de soutènement envisageables, le boulonnage notammentpar câbles d'ancrage est particulièrement bien adapté au renforcement des massifs rocheuxfracturés. Mais le dimensionnement d'un tel soutènement est encore très empirique et gagnerait àêtre rationalisé. Ceci suppose des observations et des mesures en vraie grandeur visant à éluciderle comportement mécanique des câbles à ancrage réparti.

Dans le cadre de ce projet de recherche, l'évolution et la répartition des efforts s'exerçant surdes câbles soutenant la couronne d'une chambre d'exploitation de la mine souterraine de Sotiel

Rapport BRGM n' R33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


(Espagne) ont été mesurées, au fur et à mesure de la progression de l'abattage, à l'aide d'undispositif original mis au point par l'Université Laval de Québec (Canada). Les résultats obtenuspermettent de mieux comprendre le mode de fonctionnement des câbles et les interactions avec lemassif rocheux fracturé.

2.2 - PRÉSENTATION DU MODELE CONCEPTUEL

Les différentes étapes du modèle proposé sont schématisées sur la figure 1 (M. Vinches,1988).

2.2.1 - MODELISATION DE LA FRACTURATION PAR LES TECHNIQUESGÉOSTATISTIQUES

La démarche complète permettant d'aboutir à une modélisation géométrique réaliste de lafracturation d'un massif se décompose en trois étapes principales.

THÉORIE DESBLOCS-CLÉS

ÉTUDE GÉOSTATISTIQUEDE LA FRACTURATION

SIMULATION DERÉSEAUX DE FRACTURES

DETERMINATIONDE BLOCS FINIS

DÉTERMINATION

DE BLOCS-CLÉS

RÈGLES D'ACTION :

SOUTÈNEMENT,GÉOMÉTRIE DE L'EXCAVATIONORIENTATION DES OUVRAGES

Figure 1 Organigramme du modèle conceptuel de traitement des données defracturation des massifs rocheux

La première étape consiste à recueillir sur le terrain les données de base à partir de relevéssystématiques de fractures sur les parements d'excavations (fouilles, tranchées, galeries) ou, suraffleurements. Les stations de mesure font généralement plusieurs dizaines de mètres delongueur. Outre la direction et le pendage des fractures, des paramètres tels que la longueur,l'ouverture, la morphologie du plan, la nature du matériau de remplissage.... sont égalementdécrits et codifiés sur un bordereau spécialement conçu à ces fins.

Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


(Espagne) ont été mesurées, au fur et à mesure de la progression de l'abattage, à l'aide d'undispositif original mis au point par l'Université Laval de Québec (Canada). Les résultats obtenuspermettent de mieux comprendre le mode de fonctionnement des câbles et les interactions avec lemassif rocheux fracturé.

2.2 - PRÉSENTATION DU MODELE CONCEPTUEL

Les différentes étapes du modèle proposé sont schématisées sur la figure 1 (M. Vinches,1988).

2.2.1 - MODELISATION DE LA FRACTURATION PAR LES TECHNIQUESGÉOSTATISTIQUES

La démarche complète permettant d'aboutir à une modélisation géométrique réaliste de lafracturation d'un massif se décompose en trois étapes principales.

THÉORIE DESBLOCS-CLÉS

ÉTUDE GÉOSTATISTIQUEDE LA FRACTURATION

SIMULATION DERÉSEAUX DE FRACTURES

DETERMINATIONDE BLOCS FINIS

DÉTERMINATION

DE BLOCS-CLÉS

RÈGLES D'ACTION :

SOUTÈNEMENT,GÉOMÉTRIE DE L'EXCAVATIONORIENTATION DES OUVRAGES

Figure 1 Organigramme du modèle conceptuel de traitement des données defracturation des massifs rocheux

La première étape consiste à recueillir sur le terrain les données de base à partir de relevéssystématiques de fractures sur les parements d'excavations (fouilles, tranchées, galeries) ou, suraffleurements. Les stations de mesure font généralement plusieurs dizaines de mètres delongueur. Outre la direction et le pendage des fractures, des paramètres tels que la longueur,l'ouverture, la morphologie du plan, la nature du matériau de remplissage.... sont égalementdécrits et codifiés sur un bordereau spécialement conçu à ces fins.

Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


L'analyse structurale de ces données constitue la deuxième étape de notre démarche etpermet de définir les principales caractéristiques statistiques de la fracturation : famillesdirectionnelles de fractures, pendages, longueurs, espacements... Mais les investigations deterrain, aussi fines soient-elles, ne permettent pas de connaître le champ de fractures réel en toutpoint d'un massif. A l'aide des outils géostatistiques, il est par contre possible de prendre en comptele caractère plus ou moins structuré dans l'espace de la fracturation.

Dans une troisième étape, la modélisation proprement dite de la fracturation est réalisée.Ceci suppose, en premier lieu, le choix d'un modèle pour les lois de distribution des différentsparamètres caractéristiques de la fracturation réelle, puis, la mise en place d'une méthoded'estimation des paramètres du modèle et, enfin, la réalisation d'une série de tests pour vérifier labonne adéquation des paramètres du modèle à ceux de la réalité décrite (Massoud, 1987). Lamodélisation de la fracturation par un schéma de salves poissoniennes à densité régionalisée ounon, peut être une des modélisations prises en compte.

2.2.2 - GÉNÉRATION CONDITIONNELLE DES CHAMPS DE FRACTURES

Les programmes de génération de champs de fractures utilisés ont été développés auLawrence Berkeley Laboratory (LBL) en collaboration avec le BRGM (J.P. Chiles, 1987).

En configuration tridimensionnelle, chaque fracture, modélisée par un disque, est identifiéepar sa position (coordonnées du centre de fracture), son orientation (direction et pendage), sonrayon et éventuellement son ouverture. A deux dimensions, elle est rerpésentée par un segment dedroite.

Dans les deux cas, les fractures sont engendrées de façon déterministe ou statistique,famille par famille, indépendamment les unes des autres, puis elles sont ensuite superposées(fig. 2). L'originalité de cette approche est de pouvoir introduire à ce niveau la structuration de lafracturation mise en évidence à partir des relevés de terrain par les techniques géostatistiques :

densités variables de germes ; diversité des lois de distribution statistiques des rayons, écarte-ments et ouvertures des fractures simulées (loi normale, log-normale, exponentielle ou uniforme).

2.2.3 - DÉTERMINATION DES BLOCS DÉFINIS PAR LES INTERSECTIONSDES FRACTURES SIMULÉES

A partir du générateur de fractures mis au point (code FMG 3D) pour la modélisationtridimensionnelle de la fracturation des massifs rocheux, un générateur de blocs a été développé.Ce travail simple dans le principe a nécessité la conception et l'implémentation d'algorithmespour, d'une part, le rendre compatible avec le code existant, notamment au niveau de la structuredes données et, d'autre part, pour faire face à des cas particuliers tels que des blocs inclus dansd'autres blocs (F. Davias, 1991).

L'algorithme de reconnaissance des blocs délimités par un réseau de fractures engendréesaléatoirement repose sur des considérations de topologie combinatoire. A deux dimensions, danschaque plan de fracture, l'algorithme de la "Traversée la Plus à Gauche" (T.P.G.) nous permet dedéterminer les limites de tout polygone défini par les intersections de fractures. Unegénéralisation de cet algorithme à trois dimensions basée sur le principe de la 'Traversée la PlusInterne" (T.P.I.) permet de reconnaître tous les blocs délimités par les fractures, d'en déterminer laforme géométrique, qui parfois peut être complexe, les dimensions et surtout de les localiser dansl'espace.

8 Rapport BRG.M n° R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


L'analyse structurale de ces données constitue la deuxième étape de notre démarche etpermet de définir les principales caractéristiques statistiques de la fracturation : famillesdirectionnelles de fractures, pendages, longueurs, espacements... Mais les investigations deterrain, aussi fines soient-elles, ne permettent pas de connaître le champ de fractures réel en toutpoint d'un massif. A l'aide des outils géostatistiques, il est par contre possible de prendre en comptele caractère plus ou moins structuré dans l'espace de la fracturation.

Dans une troisième étape, la modélisation proprement dite de la fracturation est réalisée.Ceci suppose, en premier lieu, le choix d'un modèle pour les lois de distribution des différentsparamètres caractéristiques de la fracturation réelle, puis, la mise en place d'une méthoded'estimation des paramètres du modèle et, enfin, la réalisation d'une série de tests pour vérifier labonne adéquation des paramètres du modèle à ceux de la réalité décrite (Massoud, 1987). Lamodélisation de la fracturation par un schéma de salves poissoniennes à densité régionalisée ounon, peut être une des modélisations prises en compte.

2.2.2 - GÉNÉRATION CONDITIONNELLE DES CHAMPS DE FRACTURES

Les programmes de génération de champs de fractures utilisés ont été développés auLawrence Berkeley Laboratory (LBL) en collaboration avec le BRGM (J.P. Chiles, 1987).

En configuration tridimensionnelle, chaque fracture, modélisée par un disque, est identifiéepar sa position (coordonnées du centre de fracture), son orientation (direction et pendage), sonrayon et éventuellement son ouverture. A deux dimensions, elle est rerpésentée par un segment dedroite.

Dans les deux cas, les fractures sont engendrées de façon déterministe ou statistique,famille par famille, indépendamment les unes des autres, puis elles sont ensuite superposées(fig. 2). L'originalité de cette approche est de pouvoir introduire à ce niveau la structuration de lafracturation mise en évidence à partir des relevés de terrain par les techniques géostatistiques :

densités variables de germes ; diversité des lois de distribution statistiques des rayons, écarte-ments et ouvertures des fractures simulées (loi normale, log-normale, exponentielle ou uniforme).

2.2.3 - DÉTERMINATION DES BLOCS DÉFINIS PAR LES INTERSECTIONSDES FRACTURES SIMULÉES

A partir du générateur de fractures mis au point (code FMG 3D) pour la modélisationtridimensionnelle de la fracturation des massifs rocheux, un générateur de blocs a été développé.Ce travail simple dans le principe a nécessité la conception et l'implémentation d'algorithmespour, d'une part, le rendre compatible avec le code existant, notamment au niveau de la structuredes données et, d'autre part, pour faire face à des cas particuliers tels que des blocs inclus dansd'autres blocs (F. Davias, 1991).

L'algorithme de reconnaissance des blocs délimités par un réseau de fractures engendréesaléatoirement repose sur des considérations de topologie combinatoire. A deux dimensions, danschaque plan de fracture, l'algorithme de la "Traversée la Plus à Gauche" (T.P.G.) nous permet dedéterminer les limites de tout polygone défini par les intersections de fractures. Unegénéralisation de cet algorithme à trois dimensions basée sur le principe de la 'Traversée la PlusInterne" (T.P.I.) permet de reconnaître tous les blocs délimités par les fractures, d'en déterminer laforme géométrique, qui parfois peut être complexe, les dimensions et surtout de les localiser dansl'espace.

8 Rapport BRG.M n° R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


Figure 2 - Exemple de génération de familles de fracturesa. fractures positionnées de façon déterministeb. ajout d'une famille engendrée de façon statistiquec. superposition d'une autre faille engendrée de façon statistique



Figure 2 - Exemple de génération de familles de fracturesa. fractures positionnées de façon déterministeb. ajout d'une famille engendrée de façon statistiquec. superposition d'une autre faille engendrée de façon statistique



2.2.4 - ANALYSE DE LA STABILITÉ DES BLOCS

Cette analyse est fondée sur la méthode des blocs-clés. Il apparaît opportun de rappeler iciles hypothèses de base de cette approche. La première, la plus contraignante vis à vis de notreapproche "géométrique" du problème, suppose une génération déterministe de plans de fracturesinfinis. Ceci implique que tous les blocs ainsi délimités sont convexes. Lorsque nous cherchons àreproduire la fracturation naturelle des massifs par des réseaux aléatoires de fractures, les plansde fracture ne sont pas infinis et peuvent découper des blocs concaves. Même s'il est toujourspossible de décomposer un bloc concave en parties convexes, il n'est cependant pas évident dedéduire la stabilité du bloc concave à partir des résultats de stabilité de chaque partie convexe.

Pour résoudre ces problèmes de stabilité, l'alternative est la suivante :

- si le nombre de blocs concaves est statistiquement faible dans le milieu considéré, dans cecas on peut envisager de réaliser des études locales par la méthode des blocs-clés,

- si le nombre de blocs concaves est statistiquement élevé dans le milieu considéré, uneétude exhaustive s'impose. Dans ce cas, il faut avoir recours à d'autres méthodes car l'ap¬plication de la théorie des blocs-clés limitée aux blocs convexes ne serait pas sans risque.

Parmi les autres hypothèses émises, rappelons que les blocs définis par les plans de fractu¬res sont supposés rigides et donc indéformables. Enfin, il n'y a pas création de nouvelles fractures.

Dans un premier temps, il s'agit d'identifier les blocs délimités par des surfaces libres(limites des excavations souterraines ou à ciel ouvert) et des fractures naturelles. Cette identifi¬cation est fondée sur des données géométriques uniquement et s'appuie sur les principes de la pro¬jection stéréographique. La stabilité de ces blocs est ensuite analysée suivant la théorie des blocs-clés. Cette approche permet de connaître les blocs dont la suppression met en cause l'équilibre dumassifet par conséquent sur lesquels il convient d'agir pour maintenir et assurer cet équilibre.

Avec le générateur de blocs que nous avons mis au point, la liste des blocs cinématiquementdéplaçables sous l'effet de forces données que permet de dresser l'approche dite de "blocs-clés" estconsidérablement enrichie par les données relatives à la forme géométrique, la taille (dimensions)et la situation dans l'espace de ces blocs. A partir de l'ensemble de ces données, il est alors facile dedéterminer la direction de mouvement du bloc-clé considéré quittant son état d'équilibre limite,en fonction de la direction de la résultante des forces qui agissent sur le bloc et de la valeur del'angle de frottement sur les faces de fractures qui le définissent. Ce tjrpe d'analyse étant effectuépour chaque bloc-clé identifié dans un plan de coupe quelconque recoupant l'ouvrage et le réseaude fractures générées, la méthode décrite précédemment permet d'estimer la direction etl'intensité des forces qu'il est nécessaire d'appliquer à ces blocs pour assurer la stabilité de l'exca¬vation dans la section considérée.

2.2.5 - REGLES D'ACTION

Parmi l'ensemble des règles d'action envisageables pour améliorer les conditions destabilité des ouvrages miniers, nous avons retenu le soutènement par boulonnage pour principale¬ment deux raisons. En premier lieu, le boulonnage est sans aucun doute la méthode de renforce¬ment la plus couramment mise en oeuvre en mines métalliques souterraines surtout, maiségalement à ciel ouvert. D'autre part, s'agissant du renforcement des massifs rocheux peu àmoyennement fracturés, au sein desquels la fracturation délimitent des blocs finis qu'il estnécessaire éventuellement de soutenir et de rendre solidaire du reste du massif. Le boulonnagepeut être effectué à l'aide de tiges généralement en acier, plus ou moins rigides et de largeurn'excédant pas quelques mètres. Lorsqu'il est nécessaire de renforcer le massif rocheux sur de plusgrandes distances (plusieurs dizaines de mètres), comme cela est couramment pratiqué dans lesmines métalliques nord-américaines, australiennes et nordiques (P. Choquet et F. Wojtkowiak,1991), des câbles d'ancrage sont utilisés. Le boulonnage par câbles constitue en effet une extension

10 Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


2.2.4 - ANALYSE DE LA STABILITÉ DES BLOCS

Cette analyse est fondée sur la méthode des blocs-clés. Il apparaît opportun de rappeler iciles hypothèses de base de cette approche. La première, la plus contraignante vis à vis de notreapproche "géométrique" du problème, suppose une génération déterministe de plans de fracturesinfinis. Ceci implique que tous les blocs ainsi délimités sont convexes. Lorsque nous cherchons àreproduire la fracturation naturelle des massifs par des réseaux aléatoires de fractures, les plansde fracture ne sont pas infinis et peuvent découper des blocs concaves. Même s'il est toujourspossible de décomposer un bloc concave en parties convexes, il n'est cependant pas évident dedéduire la stabilité du bloc concave à partir des résultats de stabilité de chaque partie convexe.

Pour résoudre ces problèmes de stabilité, l'alternative est la suivante :

- si le nombre de blocs concaves est statistiquement faible dans le milieu considéré, dans cecas on peut envisager de réaliser des études locales par la méthode des blocs-clés,

- si le nombre de blocs concaves est statistiquement élevé dans le milieu considéré, uneétude exhaustive s'impose. Dans ce cas, il faut avoir recours à d'autres méthodes car l'ap¬plication de la théorie des blocs-clés limitée aux blocs convexes ne serait pas sans risque.

Parmi les autres hypothèses émises, rappelons que les blocs définis par les plans de fractu¬res sont supposés rigides et donc indéformables. Enfin, il n'y a pas création de nouvelles fractures.

Dans un premier temps, il s'agit d'identifier les blocs délimités par des surfaces libres(limites des excavations souterraines ou à ciel ouvert) et des fractures naturelles. Cette identifi¬cation est fondée sur des données géométriques uniquement et s'appuie sur les principes de la pro¬jection stéréographique. La stabilité de ces blocs est ensuite analysée suivant la théorie des blocs-clés. Cette approche permet de connaître les blocs dont la suppression met en cause l'équilibre dumassifet par conséquent sur lesquels il convient d'agir pour maintenir et assurer cet équilibre.

Avec le générateur de blocs que nous avons mis au point, la liste des blocs cinématiquementdéplaçables sous l'effet de forces données que permet de dresser l'approche dite de "blocs-clés" estconsidérablement enrichie par les données relatives à la forme géométrique, la taille (dimensions)et la situation dans l'espace de ces blocs. A partir de l'ensemble de ces données, il est alors facile dedéterminer la direction de mouvement du bloc-clé considéré quittant son état d'équilibre limite,en fonction de la direction de la résultante des forces qui agissent sur le bloc et de la valeur del'angle de frottement sur les faces de fractures qui le définissent. Ce tjrpe d'analyse étant effectuépour chaque bloc-clé identifié dans un plan de coupe quelconque recoupant l'ouvrage et le réseaude fractures générées, la méthode décrite précédemment permet d'estimer la direction etl'intensité des forces qu'il est nécessaire d'appliquer à ces blocs pour assurer la stabilité de l'exca¬vation dans la section considérée.

2.2.5 - REGLES D'ACTION

Parmi l'ensemble des règles d'action envisageables pour améliorer les conditions destabilité des ouvrages miniers, nous avons retenu le soutènement par boulonnage pour principale¬ment deux raisons. En premier lieu, le boulonnage est sans aucun doute la méthode de renforce¬ment la plus couramment mise en oeuvre en mines métalliques souterraines surtout, maiségalement à ciel ouvert. D'autre part, s'agissant du renforcement des massifs rocheux peu àmoyennement fracturés, au sein desquels la fracturation délimitent des blocs finis qu'il estnécessaire éventuellement de soutenir et de rendre solidaire du reste du massif. Le boulonnagepeut être effectué à l'aide de tiges généralement en acier, plus ou moins rigides et de largeurn'excédant pas quelques mètres. Lorsqu'il est nécessaire de renforcer le massif rocheux sur de plusgrandes distances (plusieurs dizaines de mètres), comme cela est couramment pratiqué dans lesmines métalliques nord-américaines, australiennes et nordiques (P. Choquet et F. Wojtkowiak,1991), des câbles d'ancrage sont utilisés. Le boulonnage par câbles constitue en effet une extension

10 Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


du boulonnage sensu stricto, le câble présentant par rapport aux boulons classiques l'avantaged'être souple et donc de pouvoir être mis en place en grande longueur à partir d'un espace réduit.

Parmi les autres règles d'action envisageables, notons qu'avec la méthode des blocs-clés ilest également possible de visualiser l'influence de l'orientation des ouvrages au sein du massifrocheux sur les risques et les types d'instabilité auxquels la fracturation peut donner lieu. Cecipermet, le cas échéant, de modifier la disposition ou l'orientation des ouvrages pour minimiser leseffets défavorables de la fracturation sur la stabilité locale.

2.3 - VALIDATION SUR SITES DES CODES DE CALCUL

2.3.1 - ACQUISITION DES DONNÉES DE TERRAIN

Le modèle présenté ci-avant reposant sur une modélisation géométrique tridimensionnellede la fracturation naturelle des massifs rocheux, des relevés de fractures ont été réalisés surplusieurs sites miniers par le BRGM et Camborne School of Mines. Ces relevés avaient pourobjectif de tester avant tout la méthodologie mise au point pour réaliser les mesures et ladescription des fractures du massif rocheux.

Cette méthodologie a été largement décrite par M. Vinches (1988) qui l'a appliquée sur lesite de la mine uranifère à ciel ouvert des Bondons (Lozère - France).

Des relevés du même type ont été réalisés par A. Santolaria, P. Villard et M. Randall (1988)et S. Williamson (1989) de Camborne School of Mines dans la mine souterraine de South Crofly(Cornwall - U.K.).

Camborne School of Mines a en effet concentré ses travaux sur cette mine souterraine quiexploite, en chantiers ouverts et abattage longs trous, des filons d'étain encaissés dans le massifgranitique de Carnmenellis. Le minerai et le granite sont des roches résistantes mais systémati¬quement fracturées. Les levés de fracturation ont été effectués dans les chantiers ouverts et lesgaleries de développement actuellement en activité et situés à 800 m de profondeur sous la surface.De très fortes contraintes naturelles horizontales ont été mesurées à cette profondeur et ont étéconfirmées par des mesures effectuées à la fois à des profondeurs plus faibles et plus grandes dansdes sites voisins (Pine et al., 1990). La contrainte maximale horizontale, de l'ordre de 40 MPa estorientée perpendiculairement à la direction du filon d'étain qui peut être exploité sur 200 m delong dans la direction du filon et 100 m de hauteur. La combinaison de fortes contrainteshorizontales, des grandes dimensions des chambres et de leurs orientations relatives conduit àl'existence de zones soumises soit à de très fortes contraintes, avec des petits phénomènes de"rockburst", soit à de très faibles contraintes. Dans ces dernières, il en résulte des instabilités deblocs au toit des travaux et dans les galeries affectés par la proximité des chambres d'exploitation.

Les données de fracturation collectées dans les travaux souterrains, ont été complétées pardes levés effectués dans des carrières à ciel ouvert de granite de Carnmenellis. Mise à part unedensité de fracturation plus grande, due aux phénomènes de décompression du massif granitiqueprès de la surface, ces levés ont donné des résultats similaires à ceux provenant des levéssouterrains. Rappelons qu'il était initialement envisagé d'inclure dans l'étude de fracturation deslevés réalisés dans les carrières à ciel ouvert de China Clay situées près de Saint-Austell, à environ30 km de Camborne. Des problèmes avec les responsables de la mine et les grandes distances detrajet entre l'école et ces carrières n'ont pas permis de mener à bien ce projet.

Nous considérons que la combinaison des levés réalisés en surface et en profondeur de lafracturation du granite de Carmenellis a fourni des données complètes et de qualité pour le modèlede fracturation de South Crofty. D'autre part, ces levés ont constitué un bon test de la méthodologieet des procédures d'acquisition de ces données.

Rapport BRGM n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 11


du boulonnage sensu stricto, le câble présentant par rapport aux boulons classiques l'avantaged'être souple et donc de pouvoir être mis en place en grande longueur à partir d'un espace réduit.

Parmi les autres règles d'action envisageables, notons qu'avec la méthode des blocs-clés ilest également possible de visualiser l'influence de l'orientation des ouvrages au sein du massifrocheux sur les risques et les types d'instabilité auxquels la fracturation peut donner lieu. Cecipermet, le cas échéant, de modifier la disposition ou l'orientation des ouvrages pour minimiser leseffets défavorables de la fracturation sur la stabilité locale.

2.3 - VALIDATION SUR SITES DES CODES DE CALCUL

2.3.1 - ACQUISITION DES DONNÉES DE TERRAIN

Le modèle présenté ci-avant reposant sur une modélisation géométrique tridimensionnellede la fracturation naturelle des massifs rocheux, des relevés de fractures ont été réalisés surplusieurs sites miniers par le BRGM et Camborne School of Mines. Ces relevés avaient pourobjectif de tester avant tout la méthodologie mise au point pour réaliser les mesures et ladescription des fractures du massif rocheux.

Cette méthodologie a été largement décrite par M. Vinches (1988) qui l'a appliquée sur lesite de la mine uranifère à ciel ouvert des Bondons (Lozère - France).

Des relevés du même type ont été réalisés par A. Santolaria, P. Villard et M. Randall (1988)et S. Williamson (1989) de Camborne School of Mines dans la mine souterraine de South Crofly(Cornwall - U.K.).

Camborne School of Mines a en effet concentré ses travaux sur cette mine souterraine quiexploite, en chantiers ouverts et abattage longs trous, des filons d'étain encaissés dans le massifgranitique de Carnmenellis. Le minerai et le granite sont des roches résistantes mais systémati¬quement fracturées. Les levés de fracturation ont été effectués dans les chantiers ouverts et lesgaleries de développement actuellement en activité et situés à 800 m de profondeur sous la surface.De très fortes contraintes naturelles horizontales ont été mesurées à cette profondeur et ont étéconfirmées par des mesures effectuées à la fois à des profondeurs plus faibles et plus grandes dansdes sites voisins (Pine et al., 1990). La contrainte maximale horizontale, de l'ordre de 40 MPa estorientée perpendiculairement à la direction du filon d'étain qui peut être exploité sur 200 m delong dans la direction du filon et 100 m de hauteur. La combinaison de fortes contrainteshorizontales, des grandes dimensions des chambres et de leurs orientations relatives conduit àl'existence de zones soumises soit à de très fortes contraintes, avec des petits phénomènes de"rockburst", soit à de très faibles contraintes. Dans ces dernières, il en résulte des instabilités deblocs au toit des travaux et dans les galeries affectés par la proximité des chambres d'exploitation.

Les données de fracturation collectées dans les travaux souterrains, ont été complétées pardes levés effectués dans des carrières à ciel ouvert de granite de Carnmenellis. Mise à part unedensité de fracturation plus grande, due aux phénomènes de décompression du massif granitiqueprès de la surface, ces levés ont donné des résultats similaires à ceux provenant des levéssouterrains. Rappelons qu'il était initialement envisagé d'inclure dans l'étude de fracturation deslevés réalisés dans les carrières à ciel ouvert de China Clay situées près de Saint-Austell, à environ30 km de Camborne. Des problèmes avec les responsables de la mine et les grandes distances detrajet entre l'école et ces carrières n'ont pas permis de mener à bien ce projet.

Nous considérons que la combinaison des levés réalisés en surface et en profondeur de lafracturation du granite de Carmenellis a fourni des données complètes et de qualité pour le modèlede fracturation de South Crofty. D'autre part, ces levés ont constitué un bon test de la méthodologieet des procédures d'acquisition de ces données.

Rapport BRGM n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 11


Ceci dit, la principale conclusion tirée par l'ensemble des auteurs précités de leurs travauxsur le terrain est que la constitution d'une base de données complète et de qualité suivant la mé¬thodologie d'étude préconisée est très consommatrice de temps et ne peut donc pas être appliquéede manière routinière aux études minières. Ceci dit, elle peut être appliquée pour l'obtention d'unéchantillonnage représentatif de la fracturation du massif rocheux qui peut être ensuite utiliséplus couramment moyennant quelques ajustements en accord avec les observations locales.

Si cette conclusion ne remet pas en cause la démarche que nous avons suivie jusqu'à présent,elle souligne l'écart important qui s'est encore creusé ces dernières années entre les moyens de cal¬culs, algorithmes et concepts très performants qui ont été développés côté "théorie" d'une part, etd'autre part, les moyens dont dispose actuellement le praticien pour reconnaître et caractériser lemilieu naturel qu'il veut modéliser. Il est clair que l'acquisition des données de base relatives à lafracturation devra être à l'avenir automatisée au maximum pour réduire les temps et les coûts decette acquisition sur le terrain. Des recherches sont d'ailleurs actuellement engagées pour exami¬ner les possibilités offertes par l'analyse automatique de documents photographiques ou vidéo deparements, ces documents faisant eux-mêmes l'objet d'une préparation particulière non seulementau moment de la prise de vue mais également lors de la préparation des supports photographiques.

2.3.2 - APPLICATION DE LA MÉTHODE DES BLOCS-CLÉS À LA MINEDE SOUTH CROFTY

A partir de l'ensemble des levés de fracturation effectués à South Crofty, S. Williamson(1990) a analysé la stabilité des formations du mur et du toit des chantiers d'exploitation et de lacouronne et des parements des galeries d'accès tracées au mur du filon. Ce premier travail amontré en particulier que la méthode des blocs-clés pouvait être appliquée à South Crofty. Ainsi,quelques possibilités de formation de blocs-clés de différents types ont été identifiées en se basantsur l'orientation des fractures principales. Mais il est déjà noté qu'un problème évident se posepour l'application de la méthode des blocs-clés à des situations minières réelles puisque, d'une part,la théorie suppose des plans de fracture de longueur infinie et, d'autre part, il est généralementdifficile de mesurer directement l'espacement des fractures d'une même famille.

Des lois de distribution statistiques ont alors été affectées aux données de fracturationobtenues à South Crofty. Ceci a permis de développer un modèle simple et déterministe de lafracturation du massif rocheux. Sur la base de ce modèle, une analyse de la stabilité suivant uneapproche "blocs-clés" a été appliquée aux galeries tracées au toit du filon n"'8, en utilisant lesversions modifiées des programmes de Goodman et Shi, les blocs-clés y étant définis de façondéterministe. Les galeries sont approximativement de section carrée et ont une largeur de 3 m.

Les limitations de cette approche simplifiée ont prouvé la nécessité d'une approche plusprobabiliste de la formation de blocs-clés. Les limitations des méthodes d'analyse probabilistesexistantes ont ainsi été examinées. Une nouvelle forme d'analyse probabiliste a été développée et aété implantée dans le programme B3LHS. Le programmme est écrit en langage ANSI standardFortran pour être installé sur PC.

B3LHS génère des blocs de dimensions finies limités par des fractures qui dérivent d'unesimulation fondée sur une analyse probabiliste. Un sous-programme du programme principalutilise la méthode LHS ("Latin Hypercube Sampling") pour créer aléatoirement un jeu de donnéesà partir duquel des blocs-clés potentiels seront générés. Chaque bloc qui peut ainsi être créé, esttesté géométriquement, et les blocs susceptibles de tomber dans l'excavation sont analysés statisti¬quement. Cette méthode ne souffre pas des quelques inadéquations relevées dans les autres métho¬des d'analyse probabilistes. L'organigramme du programme B3LHS est représenté sur la figure 3.

Une comparaison a été faite entre les résultats obtenus avec B3LHS et la méthode d'analysedéterministe des "blocs-clés". Il a été observé que la nouvelle méthode prédit la formation d'un plusgrand nombre de types de "blocs-clés" que le modèle déterministe n'en génère. La probabilité deformation d'un bloc-clé généré par B3LHS est exprimée en fonction de la largeur de la galerie. Lesrésultats n'indiquent pas ou ni combien de blocs se formeront par unité de longueur de galerie. Par

12 Rapport BRGM n° R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


Ceci dit, la principale conclusion tirée par l'ensemble des auteurs précités de leurs travauxsur le terrain est que la constitution d'une base de données complète et de qualité suivant la mé¬thodologie d'étude préconisée est très consommatrice de temps et ne peut donc pas être appliquéede manière routinière aux études minières. Ceci dit, elle peut être appliquée pour l'obtention d'unéchantillonnage représentatif de la fracturation du massif rocheux qui peut être ensuite utiliséplus couramment moyennant quelques ajustements en accord avec les observations locales.

Si cette conclusion ne remet pas en cause la démarche que nous avons suivie jusqu'à présent,elle souligne l'écart important qui s'est encore creusé ces dernières années entre les moyens de cal¬culs, algorithmes et concepts très performants qui ont été développés côté "théorie" d'une part, etd'autre part, les moyens dont dispose actuellement le praticien pour reconnaître et caractériser lemilieu naturel qu'il veut modéliser. Il est clair que l'acquisition des données de base relatives à lafracturation devra être à l'avenir automatisée au maximum pour réduire les temps et les coûts decette acquisition sur le terrain. Des recherches sont d'ailleurs actuellement engagées pour exami¬ner les possibilités offertes par l'analyse automatique de documents photographiques ou vidéo deparements, ces documents faisant eux-mêmes l'objet d'une préparation particulière non seulementau moment de la prise de vue mais également lors de la préparation des supports photographiques.

2.3.2 - APPLICATION DE LA MÉTHODE DES BLOCS-CLÉS À LA MINEDE SOUTH CROFTY

A partir de l'ensemble des levés de fracturation effectués à South Crofty, S. Williamson(1990) a analysé la stabilité des formations du mur et du toit des chantiers d'exploitation et de lacouronne et des parements des galeries d'accès tracées au mur du filon. Ce premier travail amontré en particulier que la méthode des blocs-clés pouvait être appliquée à South Crofty. Ainsi,quelques possibilités de formation de blocs-clés de différents types ont été identifiées en se basantsur l'orientation des fractures principales. Mais il est déjà noté qu'un problème évident se posepour l'application de la méthode des blocs-clés à des situations minières réelles puisque, d'une part,la théorie suppose des plans de fracture de longueur infinie et, d'autre part, il est généralementdifficile de mesurer directement l'espacement des fractures d'une même famille.

Des lois de distribution statistiques ont alors été affectées aux données de fracturationobtenues à South Crofty. Ceci a permis de développer un modèle simple et déterministe de lafracturation du massif rocheux. Sur la base de ce modèle, une analyse de la stabilité suivant uneapproche "blocs-clés" a été appliquée aux galeries tracées au toit du filon n"'8, en utilisant lesversions modifiées des programmes de Goodman et Shi, les blocs-clés y étant définis de façondéterministe. Les galeries sont approximativement de section carrée et ont une largeur de 3 m.

Les limitations de cette approche simplifiée ont prouvé la nécessité d'une approche plusprobabiliste de la formation de blocs-clés. Les limitations des méthodes d'analyse probabilistesexistantes ont ainsi été examinées. Une nouvelle forme d'analyse probabiliste a été développée et aété implantée dans le programme B3LHS. Le programmme est écrit en langage ANSI standardFortran pour être installé sur PC.

B3LHS génère des blocs de dimensions finies limités par des fractures qui dérivent d'unesimulation fondée sur une analyse probabiliste. Un sous-programme du programme principalutilise la méthode LHS ("Latin Hypercube Sampling") pour créer aléatoirement un jeu de donnéesà partir duquel des blocs-clés potentiels seront générés. Chaque bloc qui peut ainsi être créé, esttesté géométriquement, et les blocs susceptibles de tomber dans l'excavation sont analysés statisti¬quement. Cette méthode ne souffre pas des quelques inadéquations relevées dans les autres métho¬des d'analyse probabilistes. L'organigramme du programme B3LHS est représenté sur la figure 3.

Une comparaison a été faite entre les résultats obtenus avec B3LHS et la méthode d'analysedéterministe des "blocs-clés". Il a été observé que la nouvelle méthode prédit la formation d'un plusgrand nombre de types de "blocs-clés" que le modèle déterministe n'en génère. La probabilité deformation d'un bloc-clé généré par B3LHS est exprimée en fonction de la largeur de la galerie. Lesrésultats n'indiquent pas ou ni combien de blocs se formeront par unité de longueur de galerie. Par

12 Rapport BRGM n° R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


Input distribution andexcavation geometry

Latin hypercube sampling ofcontinuous distributions fordip, dip direction, spacing S

continuity for each joint set

Input into key block generationsub- routines

Can block form ?

yes no

Is block kinematicallyunstable ?

next iteration

yes no

next iteration next iteration

Produce ASCII output ofblock data, i.e. volume,face area, apex height etc

Statistical analysis of results

Repeat 10 times

Figure 3 - Organigramme du programme B3LHS

Rapport BRG.M n° R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 13



Latin hypercube sampling ofcontinuous distributions fordip, dip direction, spacing S


Input into key block generationsub- routines

Can block form ?

yes no


next iteration

yes no




Repeat 10 times

Figure 3 - Organigramme du programme B3LHS

Rapport BRG.M n° R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 13


contre, plusieurs valeurs de seuil de probabilité sont données, lesquelles relient le soutènementrequis pour assurer la stabilité des blocs-clés à la probabilité de formation de ces blocs.

Les résultats géométriques issus de B3LHS ont été analysés statistiquement. Des lois dedistribution lognormales ont été obtenues pour rendre compte de la hauteur de l'apex du bloc, de lalargeur et de la longueur des blocs-clés, de la surface de leurs faces et de leur volume. En terme defacteur de risque, une méthode a été dévelopée pour calculer la hauteur de l'apex, c'est-à-dire dusommet le plus haut du bloc, correspondant à différents niveaux de risque de chute du bloc. Ainsi,différentes longueurs de boulon peuvent être calculées à partir des hauteurs des blocs correspon¬dant à différents niveaux de risque accepté. Cette méthode permet de calculer les longueurs deboulons à mettre en place à la fois en couronne et dans les parements des galeries.

Une équation pour le dimensionnement du boulonnage de la couronne de ces galeries a étéétablie à partir du modèle géologique de South Crofty :

1,23 -ln(R)Ht= +0.3 (m)

dans laquelle Ht est la longueur requise pour le boulon (m), et R est le niveau de risque accepté,exprimé en %, pour la chute d'un bloc dont la hauteur de l'apex dépasse la longueur du boulon. Laconstante de 0,3 m correspond à la longueur d'ancrage minimale du boulon au-dessus de l'apex dubloc. Pour un niveau de risque de 0,3%, Hx est égal àl,7 m.

Comparé aux méthodes empiriques existantes, B3LHS conduit à des résultats similairespour le boulonnage de la couronne des galeries mais, pour des raisons géologiques évidentes(fractures sub-verticales ou très inclinées sur l'horizontale), à une densité de boulonnage moinsélevée pour les parements. Ces résultats sont en parfait accord avec le boulonnage actuellementmis en oeuvre dans les galeries de South Crofty.

Quand les valeurs moyennes des paramètres "orientation" et "continuité" pour chaquefamille de fractures sont ajustées, et, dans le même temps, quand la largeur de l'excavation varie,la géométrie et la représentativité relative de chaque type de bloc se trouvent significativementmodifiées. Les résultats ont à nouveau été comparés à ceux des méthodes empiriques. Cettecomparaison fait ressortir des différences importantes.

La taille et l'importance relative de chaque type de bloc ne sont pas sensées s'accroître unefois que la largeur de la galerie a dépassé une valeur critique, au-delà de laquelle il n'est pasnécessaire d'accroître la longueur du boulon requise pour stabiliser les blocs-clés. Ce résultat esten parfaite contradiction avec les méthodes de dimensionnement empiriques qui suggèrent unaccroissement continu de la longueur des boulons avec l'accroissement des dimensions de l'exca¬vation. Il a été démontré que la largeur critique est dépendante de la géométrie à la fois desgaleries et des fractures.

La validation de B3LHS effectuée, à South Crofty, dans une galerie du mur située au niveau380 m, montre qu'il existe une bonne corrélation entre les prévisions et la réalité en ce quiconcerne la géométrie des blocs.

Ce travail a été poursuivi et étendu dans le cadre d'un PhD (D. Tyler et al., 1991) aucomportement de chantiers ouverts plus grands. Les résultats obtenus à ce jour indiquent que pourune continuité de fractures donnée, la largeur des excavations n'excerce pas une grande influencesur la longueur requise pour les boulons. Inversement, si la continuité des fractures est artificiel¬lement augmentée, alors la largeur de l'excavation affecte le nombre et la taille des blocs. De lamême manière, il existe une largeur critique d'excavation au-delà de laquelle il n'y a pas d'effetsupplémentaire défavorable à la stabilité. Des équations ont été développées pour rendre comptede ce comportement.

14 Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


contre, plusieurs valeurs de seuil de probabilité sont données, lesquelles relient le soutènementrequis pour assurer la stabilité des blocs-clés à la probabilité de formation de ces blocs.

Les résultats géométriques issus de B3LHS ont été analysés statistiquement. Des lois dedistribution lognormales ont été obtenues pour rendre compte de la hauteur de l'apex du bloc, de lalargeur et de la longueur des blocs-clés, de la surface de leurs faces et de leur volume. En terme defacteur de risque, une méthode a été dévelopée pour calculer la hauteur de l'apex, c'est-à-dire dusommet le plus haut du bloc, correspondant à différents niveaux de risque de chute du bloc. Ainsi,différentes longueurs de boulon peuvent être calculées à partir des hauteurs des blocs correspon¬dant à différents niveaux de risque accepté. Cette méthode permet de calculer les longueurs deboulons à mettre en place à la fois en couronne et dans les parements des galeries.

Une équation pour le dimensionnement du boulonnage de la couronne de ces galeries a étéétablie à partir du modèle géologique de South Crofty :

1,23 -ln(R)Ht= +0.3 (m)

dans laquelle Ht est la longueur requise pour le boulon (m), et R est le niveau de risque accepté,exprimé en %, pour la chute d'un bloc dont la hauteur de l'apex dépasse la longueur du boulon. Laconstante de 0,3 m correspond à la longueur d'ancrage minimale du boulon au-dessus de l'apex dubloc. Pour un niveau de risque de 0,3%, Hx est égal àl,7 m.

Comparé aux méthodes empiriques existantes, B3LHS conduit à des résultats similairespour le boulonnage de la couronne des galeries mais, pour des raisons géologiques évidentes(fractures sub-verticales ou très inclinées sur l'horizontale), à une densité de boulonnage moinsélevée pour les parements. Ces résultats sont en parfait accord avec le boulonnage actuellementmis en oeuvre dans les galeries de South Crofty.

Quand les valeurs moyennes des paramètres "orientation" et "continuité" pour chaquefamille de fractures sont ajustées, et, dans le même temps, quand la largeur de l'excavation varie,la géométrie et la représentativité relative de chaque type de bloc se trouvent significativementmodifiées. Les résultats ont à nouveau été comparés à ceux des méthodes empiriques. Cettecomparaison fait ressortir des différences importantes.

La taille et l'importance relative de chaque type de bloc ne sont pas sensées s'accroître unefois que la largeur de la galerie a dépassé une valeur critique, au-delà de laquelle il n'est pasnécessaire d'accroître la longueur du boulon requise pour stabiliser les blocs-clés. Ce résultat esten parfaite contradiction avec les méthodes de dimensionnement empiriques qui suggèrent unaccroissement continu de la longueur des boulons avec l'accroissement des dimensions de l'exca¬vation. Il a été démontré que la largeur critique est dépendante de la géométrie à la fois desgaleries et des fractures.

La validation de B3LHS effectuée, à South Crofty, dans une galerie du mur située au niveau380 m, montre qu'il existe une bonne corrélation entre les prévisions et la réalité en ce quiconcerne la géométrie des blocs.

Ce travail a été poursuivi et étendu dans le cadre d'un PhD (D. Tyler et al., 1991) aucomportement de chantiers ouverts plus grands. Les résultats obtenus à ce jour indiquent que pourune continuité de fractures donnée, la largeur des excavations n'excerce pas une grande influencesur la longueur requise pour les boulons. Inversement, si la continuité des fractures est artificiel¬lement augmentée, alors la largeur de l'excavation affecte le nombre et la taille des blocs. De lamême manière, il existe une largeur critique d'excavation au-delà de laquelle il n'y a pas d'effetsupplémentaire défavorable à la stabilité. Des équations ont été développées pour rendre comptede ce comportement.



2.4 - INSTRUMENTATION ET COMPORTEMENT DE CÂBLESD'ANCRAGE DANS UN CHANTIER MINIER

Le boulonnage au câble a connu ces dix dernières années un grand développement dans lesexploitations minières souterraines d'amas polymétalliques du Canada, des pays nordiques etd'Australie notamment. Mais celui-ci est mis en oeuvre de manière encore très empirique etgagnerait sans doute à être rationalisé.

En vue d'élucider le comportement mécanique des câbles et leur rôle exact dans lesoutènement des massifs rocheux fracturés, l'Université Laval de Québec (Canada) a mis au pointun dispositif original de mesure des efforts de traction qui s'excercent sur ces câbles. Il estcommercialisé maintenant par la société Supportek (P. Choquet et F. Miller, 1988).

De tels dispositifs ont été utilisés dans la mine souterraine de Sotiel, située en Andalousie(Espagne) à une cinquantaine de km au Nord Nord-Est de Huelva. La société minièreAlmagrera S.A. y exploite un gisement de sulfures polymétalliques par la méthode des tranchesmontantes remblayées.

Compte tenu de la fracturation de la zone minéralisée, les risques de chute de gros blocs deplusieurs dizaines de m3 ont été soulignés dès le début des études géotechniques. Un incidentgrave en 1985 a conduit l'exploitant à généraliser l'usage du soutènement des couronnes par descâbles passifs, à ancrage réparti. Il s'agit de torons de 15,2 mm de diamètre, constitués de 7 fils de5 mm de diamètre, disposés par paire dans des trous verticaux de 20 mètres de longueur et de51 mm de diamètre. Ils sont scellés sur toute leur longueur au coulis de ciment. La capacitéportante de chaque câble est de l'ordre de 250 kN.

La densité de boulonnage est calculée sur la base d'un relevé systématique de lafracturation de la couronne après chaque abattage de tranche de quatre mètre d'épaisseur. Lesinformations ainsi recueillies permettent de déterminer le volume et le poids des blocs à soutenir àpartir de considérations purement géométriques et en supposant une résistance au cisaillementnulle des fractures. La densité de boulonnage est alors calculée avec l'hypothèse d'une capacitéportante de 500 kN par paire de câbles : elle correspond généralement à un couple de câbles pour 5à 6 m2. Ils sont disposés suivant une maille relativement régulière (C. Alvarez, 1988).

Il est apparu intéressant au BRGM et aux dirigeants de la mine de confronter les résultatsde la démarche précédemment décrite pour le dimensionnement au coup par coup du boulonnagepar câble, aux efforts qui s'exercent effectivement sur ces câbles dans les conditions réellesd'exploitation. Nous avons donc utilisé le dispositif de mesure mentionné ci-avant. Il s'agit d'unejauge d'extensométrie à 4 brins, de 70 cm de longueur et de 70 ohms de résistance nominale,constituée d'un fil monté entre deux coquilles d'ancrage. Le fil résistif est enroulé autour du câbleavec soin : la jauge est fixée au câble par collage des ancrages.

Une dizaine de câbles de soutènement ont été équipés chacun de trois jauges de ce type, tousraccordés à des boîtiers de multiplexage et de mesure suivant un montage "quart de pont"(P. Choquet et F. Wojtkowiak, 1990). L'ensemble des dispositifs est relié à une centrale de mesureet d'acquisition automatique des données (fig. 4). Toute cette instrumentation a été mise en placeen décembre 1988, mais les impératifs de production et de nombreux indicents, tels que descoupures accidentelles des câbles électriques de liaison, ont grandement perturbé le déroulementnormal de notre expérimentation. La plus grande partie des mesures n'a véritablement étéeffectuée qu'en 1990.

Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 15


2.4 - INSTRUMENTATION ET COMPORTEMENT DE CÂBLESD'ANCRAGE DANS UN CHANTIER MINIER

Le boulonnage au câble a connu ces dix dernières années un grand développement dans lesexploitations minières souterraines d'amas polymétalliques du Canada, des pays nordiques etd'Australie notamment. Mais celui-ci est mis en oeuvre de manière encore très empirique etgagnerait sans doute à être rationalisé.

En vue d'élucider le comportement mécanique des câbles et leur rôle exact dans lesoutènement des massifs rocheux fracturés, l'Université Laval de Québec (Canada) a mis au pointun dispositif original de mesure des efforts de traction qui s'excercent sur ces câbles. Il estcommercialisé maintenant par la société Supportek (P. Choquet et F. Miller, 1988).

De tels dispositifs ont été utilisés dans la mine souterraine de Sotiel, située en Andalousie(Espagne) à une cinquantaine de km au Nord Nord-Est de Huelva. La société minièreAlmagrera S.A. y exploite un gisement de sulfures polymétalliques par la méthode des tranchesmontantes remblayées.

Compte tenu de la fracturation de la zone minéralisée, les risques de chute de gros blocs deplusieurs dizaines de m3 ont été soulignés dès le début des études géotechniques. Un incidentgrave en 1985 a conduit l'exploitant à généraliser l'usage du soutènement des couronnes par descâbles passifs, à ancrage réparti. Il s'agit de torons de 15,2 mm de diamètre, constitués de 7 fils de5 mm de diamètre, disposés par paire dans des trous verticaux de 20 mètres de longueur et de51 mm de diamètre. Ils sont scellés sur toute leur longueur au coulis de ciment. La capacitéportante de chaque câble est de l'ordre de 250 kN.

La densité de boulonnage est calculée sur la base d'un relevé systématique de lafracturation de la couronne après chaque abattage de tranche de quatre mètre d'épaisseur. Lesinformations ainsi recueillies permettent de déterminer le volume et le poids des blocs à soutenir àpartir de considérations purement géométriques et en supposant une résistance au cisaillementnulle des fractures. La densité de boulonnage est alors calculée avec l'hypothèse d'une capacitéportante de 500 kN par paire de câbles : elle correspond généralement à un couple de câbles pour 5à 6 m2. Ils sont disposés suivant une maille relativement régulière (C. Alvarez, 1988).

Il est apparu intéressant au BRGM et aux dirigeants de la mine de confronter les résultatsde la démarche précédemment décrite pour le dimensionnement au coup par coup du boulonnagepar câble, aux efforts qui s'exercent effectivement sur ces câbles dans les conditions réellesd'exploitation. Nous avons donc utilisé le dispositif de mesure mentionné ci-avant. Il s'agit d'unejauge d'extensométrie à 4 brins, de 70 cm de longueur et de 70 ohms de résistance nominale,constituée d'un fil monté entre deux coquilles d'ancrage. Le fil résistif est enroulé autour du câbleavec soin : la jauge est fixée au câble par collage des ancrages.

Une dizaine de câbles de soutènement ont été équipés chacun de trois jauges de ce type, tousraccordés à des boîtiers de multiplexage et de mesure suivant un montage "quart de pont"(P. Choquet et F. Wojtkowiak, 1990). L'ensemble des dispositifs est relié à une centrale de mesureet d'acquisition automatique des données (fig. 4). Toute cette instrumentation a été mise en placeen décembre 1988, mais les impératifs de production et de nombreux indicents, tels que descoupures accidentelles des câbles électriques de liaison, ont grandement perturbé le déroulementnormal de notre expérimentation. La plus grande partie des mesures n'a véritablement étéeffectuée qu'en 1990.

Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 15


Cabl¤ eJectrique12 conducteurs

+ blindage

3 boîtiersde multiplexageet de nnesure

IlUil

IMP

3

eIMP

tUlXL

^MP

Ligne 2 conducteurs+ blindage

\fa

Centrale de mesureet d'acquisition

.-J--20 m

.-L-16 m

-12 m

Jauge

- 8 m

Toron

4 m

¿¿¿¿yCouronne

Figure 4 -Schéma de principe de l'instrumentation de câbles d'ancrage dans la minede Sotiel

De ces mesures (fig. 5), il ressort que le comportement de chaque câble dépend de sa positiondans la chambre, (au milieu d'un carrefour, entre deux piliers résiduels...), de la fracturation de lacouronne, et de la présence ou non de fortes hétérogénéités lithologiques (écailles schisteuses) àson voisinage immédiat.

La répartition des efforts le long d'un même câble est loin d'être homogène : des zones peu oupas sollicitées, soit en traction soit en compression, sont mises en évidence.

Le comportement mécanique diffère d'un câble à l'autre. Certains sont globalement peusollicités pendant toute la durée des mesures et subissent localement des efforts de traction,relativement constants dans le temps, de 10 à 30 kN. D'autres câbles sont par contre beaucoup plussollicités et subissent des cycles de chargement et de déchargement d'amplitude et de duréevariables. La mise en charge des câbles fait généralement suite à des tirs d'abattage qui ont lieudans ou à proximité immédiate de la chambre. Les efforts de traction qui s'exercent localement surles câbles peuvent alors être très importants, supérieurs à 100 kN, voire atteindre la chargemaximale admissible par le câble (250 à 270 kN) et provoquer ainsi la rupture d'un ou plusieursfils du toron et/ou celle de la jauge (fig. 5a).

16 Rapport BRG.M n* R 33 4 12 «S GEG - Vol.I, 98 p.


Cabl¤ eJectrique12 conducteurs

+ blindage

3 boîtiersde multiplexageet de nnesure

IlUil

IMP

3

eIMP

tUlXL

^MP


\fa

Centrale de mesureet d'acquisition

.-J--20 m

.-L-16 m

-12 m

Jauge

- 8 m

Toron

4 m

¿¿¿¿yCouronne

Figure 4 -Schéma de principe de l'instrumentation de câbles d'ancrage dans la minede Sotiel

De ces mesures (fig. 5), il ressort que le comportement de chaque câble dépend de sa positiondans la chambre, (au milieu d'un carrefour, entre deux piliers résiduels...), de la fracturation de lacouronne, et de la présence ou non de fortes hétérogénéités lithologiques (écailles schisteuses) àson voisinage immédiat.

La répartition des efforts le long d'un même câble est loin d'être homogène : des zones peu oupas sollicitées, soit en traction soit en compression, sont mises en évidence.

Le comportement mécanique diffère d'un câble à l'autre. Certains sont globalement peusollicités pendant toute la durée des mesures et subissent localement des efforts de traction,relativement constants dans le temps, de 10 à 30 kN. D'autres câbles sont par contre beaucoup plussollicités et subissent des cycles de chargement et de déchargement d'amplitude et de duréevariables. La mise en charge des câbles fait généralement suite à des tirs d'abattage qui ont lieudans ou à proximité immédiate de la chambre. Les efforts de traction qui s'exercent localement surles câbles peuvent alors être très importants, supérieurs à 100 kN, voire atteindre la chargemaximale admissible par le câble (250 à 270 kN) et provoquer ainsi la rupture d'un ou plusieursfils du toron et/ou celle de la jauge (fig. 5a).

16 Rapport BRG.M n* R 33 4 12 «S GEG - Vol.I, 98 p.


300

2iO

200 -

150

100 -

50 -

Force (kN)

#

-l* fS J-A |i4r-

480

^r

J

rupture ducâble

-| ô ^f"iiji pA 1 û j-A |AAÂ ^-A

560 $40400A Tirs

Figure 5a

260

240 H

220

200

180 -

160 -

140 -

120

100

80

60 -

40

20

0

Force (kN)

o

$o

«sôoo.

^^ '*Wi>:ijsr

oCOo

ô^

o

^t.|IWM»»» immii

-pu |à r"4 p4 r iS iViA p-à 1 û pô rixAiârârûr1° I *^» n^^ F

400 480 560

Jours d'expérimentation

640

Pîgure 5b

Figure 5 - Evolution dans le temps des efforts s'exerçant sur des câbles à ancrage réparti(2 à 3 jauges de mesure par câble)

Rapport BRGM n* R.33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 17


300

2iO

200 -

150

100 -

50 -

Force (kN)

#

-l* fS J-A |i4r-

480

^r

J

rupture ducâble

-| ô ^f"iiji pA 1 û j-A |AAÂ ^-A

560 $40400A Tirs

Figure 5a

260

240 H

220

200

180 -

160 -

140 -

120

100

80

60 -

40

20

0

Force (kN)

o

$o

«sôoo.

^^ '*Wi>:ijsr

oCOo

ô^

o

^t.|IWM»»» immii

-pu |à r"4 p4 r iS iViA p-à 1 û pô rixAiârârûr1° I *^» n^^ F

400 480 560

Jours d'expérimentation

640

Pîgure 5b

Figure 5 - Evolution dans le temps des efforts s'exerçant sur des câbles à ancrage réparti(2 à 3 jauges de mesure par câble)

Rapport BRGM n* R.33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 17


Lorsque le câble est sollicité en deçà de sa charge limite de rupture, il est fréquentd'observer une phase de déchargement du câble relativement rapide (de quelques jours) avec unestabilisation des efforts s'exerçant sur le câble à une intensité comparable voire inférieure à celleprécédent la mise en charge (fig. 5b).

L'ensemble de ces observations fait apparaître clairement que la couronne de la chambre secomporte comme un assemblage de blocs délimités par des plans de discontinuité majeurs. Aprèschaque tir d'abattage réalisé dans la chambre, des mouvements de réajustement de ces blocs lesuns par rapport aux autres liés à des déplacements le long des plans de discontinuités sontobservés jusqu'à l'obtention d'un nouvel état d'équilibre. Cela se traduit par des variationsimportantes des efforts qui s'exercent d'une part d'un câble à l'autre et, d'autre part, le long d'unmême câble. Les câbles peu sollicités sont ancrés dans les zones initialement les plus stables et quile sont restées durant toute cette expérimentation. Les câbles les plus sollicités, qui subissentlocalement des cycles de chargement et de déchargement de grande amplitude, traversent desplans de discontinuité actifs c'est-à-dire le long desquels des déplacements ont lieu ce qui a poureffet de mettre le câble en tension. Si ce déplacement est de grande amplitude ou si le poids du blocà soutenir est supérieur à la charge maximale admissible du câble, on peut avoir rupture partielleou totale du câble et/ou de la jauge.



Lorsque le câble est sollicité en deçà de sa charge limite de rupture, il est fréquentd'observer une phase de déchargement du câble relativement rapide (de quelques jours) avec unestabilisation des efforts s'exerçant sur le câble à une intensité comparable voire inférieure à celleprécédent la mise en charge (fig. 5b).

L'ensemble de ces observations fait apparaître clairement que la couronne de la chambre secomporte comme un assemblage de blocs délimités par des plans de discontinuité majeurs. Aprèschaque tir d'abattage réalisé dans la chambre, des mouvements de réajustement de ces blocs lesuns par rapport aux autres liés à des déplacements le long des plans de discontinuités sontobservés jusqu'à l'obtention d'un nouvel état d'équilibre. Cela se traduit par des variationsimportantes des efforts qui s'exercent d'une part d'un câble à l'autre et, d'autre part, le long d'unmême câble. Les câbles peu sollicités sont ancrés dans les zones initialement les plus stables et quile sont restées durant toute cette expérimentation. Les câbles les plus sollicités, qui subissentlocalement des cycles de chargement et de déchargement de grande amplitude, traversent desplans de discontinuité actifs c'est-à-dire le long desquels des déplacements ont lieu ce qui a poureffet de mettre le câble en tension. Si ce déplacement est de grande amplitude ou si le poids du blocà soutenir est supérieur à la charge maximale admissible du câble, on peut avoir rupture partielleou totale du câble et/ou de la jauge.



3 CONCLUSION

Au terme de ces trois années de travaux et de recherches réalisés dans le cadre du contratCCE n°MAlM-0055C et consacrés à la stabilité et au confortement par câbles d'ancrage desouvrages miniers en massifs rocheux fracturés, nous nous devons d'examiner et d'analyser lesrésultats obtenus à ce jour et de les comparer aux objectifs que nous nous étions initialement fixés.

Le BRGM et Camborne School of Mines avaient pour premier objectif, le plus ambitieuxaussi, de développer un modèle permettant de dimensionner les ouvrages au rocher et leursoutènement par boulonnage au câble à partir d'une description et d'une modélisationtridimensionnelle réaliste de la fracturation naturelle des massifs rocheux. A ces fins, le BRGM amis au point un algorithme de reconnaissance de blocs à partir de réseaux de fractures simulés àl'aide des outils géostatistiques qui permettent de prendre en compte une éventuelle structurationdans l'espace de la fracturation. Ce générateur de blocs identifie les blocs concaves ou convexesdélimités par des fractures de dimensions finies et recoupés par les excavations souterraines ou àciel ouvert. Si tous les blocs identifiés sont convexes ou si le nombre de blocs concaves eststatistiquement faible, la stabilité de ces blocs peut être facilement analysée suivant l'approche"blocs-clés" proposée par R.E. Goodman et G.H. Shi (1985) et qui permet de localiser les blocs surlesquels il faut agir pour assurer la stabilité de tout l'assemblage de blocs. La géométrie, la taille etdonc poids de ces blocs étant parfaitement définis, il est alors facile de dimensionner (longueur,section d'acier, maille) le soutènement par boulonnage, à l'aide de câbles d'ancrage ou de boulonsclassiques, plus rigides et plus courts, à mettre en oeuvre pour assurer la stabilité et la sécurité duchantier minier.

Comme nous l'avons laissé entendre précédemment, une première limitation existe à cemodèle. En effet, si le nombre de blocs concaves est important, la méthode des blocs-clés ne peutpas être appliquée pour analyser leur stabilité sans risque d'erreur grave dans ce diagnostic. Il fautavoir recours dans ce cas à d'autres codes de calcul mécaniques existants ou à développer danslesquels les blocs déterminés par l'algorithme de reconnaissance (générateur) mis au point serontinjectés.

La deuxième limitation à l'utilisation de ce modèle ne provient pas cette fois du code lui-même mais des données de base relatives à la fracturation qu'il est nécessaire d'acquérir pouralimenter la modélisation géométrique. Cette acquisition suppose pour l'instant de longs, voirefastidieux, et minutieux levés à la boussole, du pendage et de la direction de plusieurs centaines defractures assortis d'un grand nombre d'observations complémentaires relatives à leur longueur,espacement, ouverture, morphologie... Il est urgent de ce point de vue d'automatiser au maximumcette acquisition, si on veut que le modèle que nous avons développé soit utilisé régulièrement pourle dimensionnement du soutènement, et non pas uniquement dans le cadre d'études de faisabilitétechnico-économiques ou de prévision. Des techniques mettant en oeuvre l'analyse automatiqued'images vidéo ou photographiques de parements ou de talus miniers font d'ailleurs l'objet derecherches et de mises au point actuellement.

L'impossibilité d'obtenir rapidement les données de fracturation nécessaires audimensionnement, au jour le jour, du boulonnage avec le modèle géométrique présenté ci-avant, aconduit Camborne School of Mines (C.S.M.) à développer une seconde approche pour lamodélisation de la fracturation des massifs rocheux. Cette approche limitée à deux dimensions neconsidère que des blocs convexes mais est moins simpliste que la méthode des "blocs-clés" carcontrairement à cette dernière les blocs sont dans le modèle de C.S.M. limités par des fractures dedimensions finies et dérivent d'une analyse probabiliste (code B3LHS). Appliqué à la mine deSouth Crofty (Cornwall - U.K.), le modèle a permis de dimensionner le soutènement parboulonnage des galeries d'accès et des chantiers miniers. Celui-ci ayant été jusqu'à présent calculéde manière totalement empirique, les responsables de la mine sont maintenant plus confiants surle fait que le boulonnage mis en oeuvre dans les galeries principales et très fréquentées par lepersonnel assure une sécurité suffisante vis-à-vis des risques de chutes de blocs. D'autre part, lemodèle de C.S.M. a confirmé que la géométrie, le nombre et la taille des blocs-clés susceptibles dese former au toit des grandes chambres sont tels que la dilution ne sera pas importante dans lesconditions géologiques et d'exploitation actuelles. Notons que le modèle peut aussi constituer une

Rapport BRG.M n' R 33 442 18 G EG - Vol.I, 98 p. 19


3 CONCLUSION

Au terme de ces trois années de travaux et de recherches réalisés dans le cadre du contratCCE n°MAlM-0055C et consacrés à la stabilité et au confortement par câbles d'ancrage desouvrages miniers en massifs rocheux fracturés, nous nous devons d'examiner et d'analyser lesrésultats obtenus à ce jour et de les comparer aux objectifs que nous nous étions initialement fixés.

Le BRGM et Camborne School of Mines avaient pour premier objectif, le plus ambitieuxaussi, de développer un modèle permettant de dimensionner les ouvrages au rocher et leursoutènement par boulonnage au câble à partir d'une description et d'une modélisationtridimensionnelle réaliste de la fracturation naturelle des massifs rocheux. A ces fins, le BRGM amis au point un algorithme de reconnaissance de blocs à partir de réseaux de fractures simulés àl'aide des outils géostatistiques qui permettent de prendre en compte une éventuelle structurationdans l'espace de la fracturation. Ce générateur de blocs identifie les blocs concaves ou convexesdélimités par des fractures de dimensions finies et recoupés par les excavations souterraines ou àciel ouvert. Si tous les blocs identifiés sont convexes ou si le nombre de blocs concaves eststatistiquement faible, la stabilité de ces blocs peut être facilement analysée suivant l'approche"blocs-clés" proposée par R.E. Goodman et G.H. Shi (1985) et qui permet de localiser les blocs surlesquels il faut agir pour assurer la stabilité de tout l'assemblage de blocs. La géométrie, la taille etdonc poids de ces blocs étant parfaitement définis, il est alors facile de dimensionner (longueur,section d'acier, maille) le soutènement par boulonnage, à l'aide de câbles d'ancrage ou de boulonsclassiques, plus rigides et plus courts, à mettre en oeuvre pour assurer la stabilité et la sécurité duchantier minier.

Comme nous l'avons laissé entendre précédemment, une première limitation existe à cemodèle. En effet, si le nombre de blocs concaves est important, la méthode des blocs-clés ne peutpas être appliquée pour analyser leur stabilité sans risque d'erreur grave dans ce diagnostic. Il fautavoir recours dans ce cas à d'autres codes de calcul mécaniques existants ou à développer danslesquels les blocs déterminés par l'algorithme de reconnaissance (générateur) mis au point serontinjectés.

La deuxième limitation à l'utilisation de ce modèle ne provient pas cette fois du code lui-même mais des données de base relatives à la fracturation qu'il est nécessaire d'acquérir pouralimenter la modélisation géométrique. Cette acquisition suppose pour l'instant de longs, voirefastidieux, et minutieux levés à la boussole, du pendage et de la direction de plusieurs centaines defractures assortis d'un grand nombre d'observations complémentaires relatives à leur longueur,espacement, ouverture, morphologie... Il est urgent de ce point de vue d'automatiser au maximumcette acquisition, si on veut que le modèle que nous avons développé soit utilisé régulièrement pourle dimensionnement du soutènement, et non pas uniquement dans le cadre d'études de faisabilitétechnico-économiques ou de prévision. Des techniques mettant en oeuvre l'analyse automatiqued'images vidéo ou photographiques de parements ou de talus miniers font d'ailleurs l'objet derecherches et de mises au point actuellement.

L'impossibilité d'obtenir rapidement les données de fracturation nécessaires audimensionnement, au jour le jour, du boulonnage avec le modèle géométrique présenté ci-avant, aconduit Camborne School of Mines (C.S.M.) à développer une seconde approche pour lamodélisation de la fracturation des massifs rocheux. Cette approche limitée à deux dimensions neconsidère que des blocs convexes mais est moins simpliste que la méthode des "blocs-clés" carcontrairement à cette dernière les blocs sont dans le modèle de C.S.M. limités par des fractures dedimensions finies et dérivent d'une analyse probabiliste (code B3LHS). Appliqué à la mine deSouth Crofty (Cornwall - U.K.), le modèle a permis de dimensionner le soutènement parboulonnage des galeries d'accès et des chantiers miniers. Celui-ci ayant été jusqu'à présent calculéde manière totalement empirique, les responsables de la mine sont maintenant plus confiants surle fait que le boulonnage mis en oeuvre dans les galeries principales et très fréquentées par lepersonnel assure une sécurité suffisante vis-à-vis des risques de chutes de blocs. D'autre part, lemodèle de C.S.M. a confirmé que la géométrie, le nombre et la taille des blocs-clés susceptibles dese former au toit des grandes chambres sont tels que la dilution ne sera pas importante dans lesconditions géologiques et d'exploitation actuelles. Notons que le modèle peut aussi constituer une

Rapport BRG.M n' R 33 442 18 G EG - Vol.I, 98 p. 19


bonne base pour une extrapolation à de nouvelles conditions de fracturation, de contraintes in situet de géométrie d'excavation.

D'autre part, il serait intéressant de pouvoir comparer les résultats obtenus avec le modèlede Camborne à ceux issus du générateur de blocs 3D développé par le BRGM à partir de données debase recueillies sur le même site. Si pour une des raisons invoquées ci-avant, cette comparaisonn'est pas possible dans son intégralité, des cas spécifiques pourraient être étudiés en analysantavec B3LHS la stabilité des blocs identifiés par le générateur 3D et en regardant si lesrecommandations pour le boulonnage sont réalistes. Un tel exercice est d'ailleurs en cours à partirdes données de South Crofty mais les premiers résultats ne sont pas encore disponibles à ce jour.

Le deuxième objectif du projet était la validation, en conditions réelles d'exploitation, d'undispositif permettant de mesurer localement les efforts qui s'exercent sur des câbles passifs àancrage réparti. L'expérimentation menée avec le concours efficace de la société minièreAlmagrera S.A. dans un chantier d'exploitation de la mine souterraine de Sotiel (Andalousie -Espagne) est de ce point de vue un succès. Les efforts s'excerçant sur les câbles soutenant lacouronne des chantiers ainsi mesurés dépendent d'un certain nombre de facteurs liés à la structuregéologique de la couronne et à la géométrie de l'exploitation. Ceci dit, le comportement des câblesd'ancrage est fortement corrélé aux tirs d'abattage qui ont pour effet en particulier de mettrebrutalement les câbles en tension. Au vu de ces résultats, l'exploitant a déjà décidé de ménager lestirs d'abattage de manière à perturber le moins possible l'état de stabilité des blocs situés encouronne. Le deuxième résultat positif apporté à l'exploitant par cette expérimentation est que lesjauges, dont la robustesse et la faibilité ne sont plus à démontrer, pourront être utilisées poursurveiller le comportement de câbles d'ancrage mis en place pour renforcer des piliers de couronne.A cet effet, un nouveau site expérimental a déjà été choisi dans la mine de Sotiel. Sa situation parrapport aux infrastructures existantes est telle que les jauges de mesure des efforts dans les câblespourront restées relier en permanence à un dispositif de mesure et d'acquisition automatique dedonnées, même lorsque des tirs d'abattage seront effectués au voisinage immédiat de ces câbles.

L'utilisation dans différents chantiers miniers du dispositif original de mesure ponctuelledes efforts qui s'exercent sur ces câbles contribuera sans aucun doute à améliorer notrecompréhension des interactions entre le massif rocheux et le soutènement. Ces expérimentationsdoivent être menées parallèlement au développement des nouvelles approches pour lamodélisation géométrique et du comportement mécanique de ces massifs rocheux fracturés tellesque les modèles de blocs. Il est en effet, indispensable de pouvoir contrôler à tout instant si lemassif se comporte conformément aux prévisions du modèle et de vérifier l'efficacité dusoutènement mis en oeuvre voire, le cas échéant, de l'adapter au comportement réel de l'ouvrage demanière à assurer en permanence la sécurité dans les chantiers.

L'intérêt que les dirigeants de la mine de South Crofty au Royaume-Uni et de la mine deSotiel en Espagne ont et continuent de porter aux travaux réalisés conjointement par CamborneSchoof of Mines et le BRGM dans ce domaine, nous permet d'être optimistes pour l'avenir et depenser que ces exploitants contribueront, d'une manière ou d'une autre, à améliorer notrecompréhension des interactions entre le massif rocheux fracturé et le soutènement.

20 Rapport BRG.M n* R 33 442 18 GEG - VoI.I, 98 p.


bonne base pour une extrapolation à de nouvelles conditions de fracturation, de contraintes in situet de géométrie d'excavation.

D'autre part, il serait intéressant de pouvoir comparer les résultats obtenus avec le modèlede Camborne à ceux issus du générateur de blocs 3D développé par le BRGM à partir de données debase recueillies sur le même site. Si pour une des raisons invoquées ci-avant, cette comparaisonn'est pas possible dans son intégralité, des cas spécifiques pourraient être étudiés en analysantavec B3LHS la stabilité des blocs identifiés par le générateur 3D et en regardant si lesrecommandations pour le boulonnage sont réalistes. Un tel exercice est d'ailleurs en cours à partirdes données de South Crofty mais les premiers résultats ne sont pas encore disponibles à ce jour.

Le deuxième objectif du projet était la validation, en conditions réelles d'exploitation, d'undispositif permettant de mesurer localement les efforts qui s'exercent sur des câbles passifs àancrage réparti. L'expérimentation menée avec le concours efficace de la société minièreAlmagrera S.A. dans un chantier d'exploitation de la mine souterraine de Sotiel (Andalousie -Espagne) est de ce point de vue un succès. Les efforts s'excerçant sur les câbles soutenant lacouronne des chantiers ainsi mesurés dépendent d'un certain nombre de facteurs liés à la structuregéologique de la couronne et à la géométrie de l'exploitation. Ceci dit, le comportement des câblesd'ancrage est fortement corrélé aux tirs d'abattage qui ont pour effet en particulier de mettrebrutalement les câbles en tension. Au vu de ces résultats, l'exploitant a déjà décidé de ménager lestirs d'abattage de manière à perturber le moins possible l'état de stabilité des blocs situés encouronne. Le deuxième résultat positif apporté à l'exploitant par cette expérimentation est que lesjauges, dont la robustesse et la faibilité ne sont plus à démontrer, pourront être utilisées poursurveiller le comportement de câbles d'ancrage mis en place pour renforcer des piliers de couronne.A cet effet, un nouveau site expérimental a déjà été choisi dans la mine de Sotiel. Sa situation parrapport aux infrastructures existantes est telle que les jauges de mesure des efforts dans les câblespourront restées relier en permanence à un dispositif de mesure et d'acquisition automatique dedonnées, même lorsque des tirs d'abattage seront effectués au voisinage immédiat de ces câbles.

L'utilisation dans différents chantiers miniers du dispositif original de mesure ponctuelledes efforts qui s'exercent sur ces câbles contribuera sans aucun doute à améliorer notrecompréhension des interactions entre le massif rocheux et le soutènement. Ces expérimentationsdoivent être menées parallèlement au développement des nouvelles approches pour lamodélisation géométrique et du comportement mécanique de ces massifs rocheux fracturés tellesque les modèles de blocs. Il est en effet, indispensable de pouvoir contrôler à tout instant si lemassif se comporte conformément aux prévisions du modèle et de vérifier l'efficacité dusoutènement mis en oeuvre voire, le cas échéant, de l'adapter au comportement réel de l'ouvrage demanière à assurer en permanence la sécurité dans les chantiers.

L'intérêt que les dirigeants de la mine de South Crofty au Royaume-Uni et de la mine deSotiel en Espagne ont et continuent de porter aux travaux réalisés conjointement par CamborneSchoof of Mines et le BRGM dans ce domaine, nous permet d'être optimistes pour l'avenir et depenser que ces exploitants contribueront, d'une manière ou d'une autre, à améliorer notrecompréhension des interactions entre le massif rocheux fracturé et le soutènement.



BIBLIOGRAPHIE

ALVAREZ C.J. (1988) - Sostenimiento con cables en la mina de Sotiel de Minas de Almagrera S.A.VlIIème congr. int. de la mine et de la métallurgie. Oviedo, Espagne, octobre 1988.

ALVAREZ C.J. (1990) - Sostenimiento con cables en la mina de Sotiel de Minas de Almagrera,S.A. - Documentation technique de la société minière ALMAGRERA S.A.

CHILES J.P. (1987) - Three dimensional geometric modelling of fracture network.DOE/AECL'87 conf., San Francisco, sept. 15-17.

CHOQUET P. et MILLER F. (1988) - Development and field testing of a tension measuring gaugefor cable bolts used as ground support. CIM Bulletin, vol. 81, n° 919, p. 53-59.

CHOQUET P. et WOJTKOWIAK F. (1990a) - Le boulonnage par câbles d'ancrage des excavationsminières en massifs rocheux fracturé. Suivi d'un chantier minier expérimental - 3ème colloquefranco-polonais, 15-17 mai 1990, Wroclaw (Pologne) in Studia Geotechnica et Mechanica, vol. XI,n° 3-4, 1989.

CHOQUET P. et WOJTKOWIAK F. (1990b) - Le boulonnage par câbles d'ancrage des excavationsminières en massifs rocheux fracturé. Suivi d'un chantier minier expérimental. Revue del'Industrie minérale. Mines et Carrières, juillet 1990, pp. 2 à 7.

DAVIAS F. (1991) - Modélisation tridimensionnelle des massifs rocheux fracturés. Analyse de lastabilité par la méthode des blocs-clés - Rapport BRGM à paraître et mémoire de DEA option"mathématiques appliquées" présenté à l'Université de Bordeaux I le 26 juin 1991.

GOODMANN R.E. et SHI G.H. (1985) - Block theory and its applications to rock engineering -

W.J. HALL Edition, 1985.

JAEGER J.C. et COOK N.G.W. (1971) - Fundamentals of rock mechanics. London. Chapman andHall, 1971.

MASSOUD H. (1987) - Modélisation de la petite fracturation par les techniques de lagéostatistique. Thèse de doct. E.N.S. Mines de Paris, 189 p.

MORALES J.R. (1986) - The Sotiel Mine - Mining Magazine - février 1986, pp. 132 à 136.

PINE R.J., TUNBRIDGE L.W. et JUPE A. (1990) - An evaluation of in situ stress measurementsaffecting different volumes of rock in the Carnmenellis granite. Proc. ISRM workshop "Scaleeffects in rock masses". Loen, Norway Pub Balkema, Rotterdam, 1990, pp. 269-277.

PINE R.J. et WOJTKOWIAK F. (1990) - Stabilité et confortement d'ouvrages miniers. Dévelop¬pement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude géostatistique de la fracturation etsur la méthode des blocs-clés. Application au boulonnage par câbles. Rapport d'avancement destravaux pour la période du 1er mai au 31 décembre 1989. Rapport BRGM R 30 645 GEG 4S 90,mars 1990

PINE R.J. et WOJTKOWIAK F. (1991) - Stabilité et confortement d'ouvrages miniers. Dévelop¬pement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude géostatistique de la fracturation etsur la méthode des blocs-clés. Application au boulonnage par câbles. Rapport d'avancement destravaux pour la période du 1er janvier au 31 décembre 1990 - Rapport BRGM R32 318, février1991 (contrat CCE - DG XII n' MA1M/0055-C).

Rapport BRG.M n' R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 21


BIBLIOGRAPHIE

ALVAREZ C.J. (1988) - Sostenimiento con cables en la mina de Sotiel de Minas de Almagrera S.A.VlIIème congr. int. de la mine et de la métallurgie. Oviedo, Espagne, octobre 1988.

ALVAREZ C.J. (1990) - Sostenimiento con cables en la mina de Sotiel de Minas de Almagrera,S.A. - Documentation technique de la société minière ALMAGRERA S.A.

CHILES J.P. (1987) - Three dimensional geometric modelling of fracture network.DOE/AECL'87 conf., San Francisco, sept. 15-17.

CHOQUET P. et MILLER F. (1988) - Development and field testing of a tension measuring gaugefor cable bolts used as ground support. CIM Bulletin, vol. 81, n° 919, p. 53-59.

CHOQUET P. et WOJTKOWIAK F. (1990a) - Le boulonnage par câbles d'ancrage des excavationsminières en massifs rocheux fracturé. Suivi d'un chantier minier expérimental - 3ème colloquefranco-polonais, 15-17 mai 1990, Wroclaw (Pologne) in Studia Geotechnica et Mechanica, vol. XI,n° 3-4, 1989.

CHOQUET P. et WOJTKOWIAK F. (1990b) - Le boulonnage par câbles d'ancrage des excavationsminières en massifs rocheux fracturé. Suivi d'un chantier minier expérimental. Revue del'Industrie minérale. Mines et Carrières, juillet 1990, pp. 2 à 7.

DAVIAS F. (1991) - Modélisation tridimensionnelle des massifs rocheux fracturés. Analyse de lastabilité par la méthode des blocs-clés - Rapport BRGM à paraître et mémoire de DEA option"mathématiques appliquées" présenté à l'Université de Bordeaux I le 26 juin 1991.

GOODMANN R.E. et SHI G.H. (1985) - Block theory and its applications to rock engineering -

W.J. HALL Edition, 1985.

JAEGER J.C. et COOK N.G.W. (1971) - Fundamentals of rock mechanics. London. Chapman andHall, 1971.

MASSOUD H. (1987) - Modélisation de la petite fracturation par les techniques de lagéostatistique. Thèse de doct. E.N.S. Mines de Paris, 189 p.

MORALES J.R. (1986) - The Sotiel Mine - Mining Magazine - février 1986, pp. 132 à 136.

PINE R.J., TUNBRIDGE L.W. et JUPE A. (1990) - An evaluation of in situ stress measurementsaffecting different volumes of rock in the Carnmenellis granite. Proc. ISRM workshop "Scaleeffects in rock masses". Loen, Norway Pub Balkema, Rotterdam, 1990, pp. 269-277.

PINE R.J. et WOJTKOWIAK F. (1990) - Stabilité et confortement d'ouvrages miniers. Dévelop¬pement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude géostatistique de la fracturation etsur la méthode des blocs-clés. Application au boulonnage par câbles. Rapport d'avancement destravaux pour la période du 1er mai au 31 décembre 1989. Rapport BRGM R 30 645 GEG 4S 90,mars 1990

PINE R.J. et WOJTKOWIAK F. (1991) - Stabilité et confortement d'ouvrages miniers. Dévelop¬pement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude géostatistique de la fracturation etsur la méthode des blocs-clés. Application au boulonnage par câbles. Rapport d'avancement destravaux pour la période du 1er janvier au 31 décembre 1990 - Rapport BRGM R32 318, février1991 (contrat CCE - DG XII n' MA1M/0055-C).

Rapport BRG.M n' R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 21


SANTOLARIA A., VILLARD P., RANDALL M.M. (1988) - Joint mapping at South Crofty TinMine, Cornwall-Camborne School of Mines Geothermal Energy Project. International report, IR02/01.

VINCHES M. (1988) - "Application de l'analyse structurale, de la géostatistique et de la méthodedes blocs-clés à l'étude de la stabilité de massifs rocheux fracturés". Mémoire de thèse de docteur-ingénieur de l'Ecole des Mines de Paris. Décembre 1988.

VINCHES M. et WOJTKOWIAK F. (1989) - Stabilité et confortement d'ouvrages miniers.Développement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude géostatistique de lafracturation et sur la méthode des blocs-clés. Application au boulonnage par câbles. Rapportd'avancement des travaux pour la période du 1er mai 1988 au 30 avril 1989 - Rapport BRGMn" 89 BEL 083 GEG, avril 1989 (contrat CCE-DG XII n' MA1M/0055-C).

VINCHES M. et WOJTKOWIAK F. (1991) - Application of combined structural analysis and fieldinstrumentation to the design of cable-bolting reinforcement. Communication au Vllème Congrèsinternational de mécanique des roches. Aachen (RFA), septembre 1991.

WILLIAMSON S. (1989) - Keyblock Prediction at South Crofty Mine. Camborne School of Minesinternational report.

22 Rapport BRG.M n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


SANTOLARIA A., VILLARD P., RANDALL M.M. (1988) - Joint mapping at South Crofty TinMine, Cornwall-Camborne School of Mines Geothermal Energy Project. International report, IR02/01.

VINCHES M. (1988) - "Application de l'analyse structurale, de la géostatistique et de la méthodedes blocs-clés à l'étude de la stabilité de massifs rocheux fracturés". Mémoire de thèse de docteur-ingénieur de l'Ecole des Mines de Paris. Décembre 1988.

VINCHES M. et WOJTKOWIAK F. (1989) - Stabilité et confortement d'ouvrages miniers.Développement de méthodes de dimensionnement fondées sur l'étude géostatistique de lafracturation et sur la méthode des blocs-clés. Application au boulonnage par câbles. Rapportd'avancement des travaux pour la période du 1er mai 1988 au 30 avril 1989 - Rapport BRGMn" 89 BEL 083 GEG, avril 1989 (contrat CCE-DG XII n' MA1M/0055-C).

VINCHES M. et WOJTKOWIAK F. (1991) - Application of combined structural analysis and fieldinstrumentation to the design of cable-bolting reinforcement. Communication au Vllème Congrèsinternational de mécanique des roches. Aachen (RFA), septembre 1991.

WILLIAMSON S. (1989) - Keyblock Prediction at South Crofty Mine. Camborne School of Minesinternational report.

22 Rapport BRG.M n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


ANNEXE A

COMPORTEMENT DE CÂBLES À ANCRAGE RÉPARTISOUTENANT LA COURONNE

D'UN CHANTIER D'EXPLOITATION

DE LA MINE DE SOTIEL (ANDALOUSIE - ESPAGNE)

F. Wojtkowiak

BRGM - 4S

Département Ingénierie Géotechnique

Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG VoI.I. 98 p. 23


ANNEXE A

COMPORTEMENT DE CÂBLES À ANCRAGE RÉPARTISOUTENANT LA COURONNE

D'UN CHANTIER D'EXPLOITATION

DE LA MINE DE SOTIEL (ANDALOUSIE - ESPAGNE)

F. Wojtkowiak

BRGM - 4S

Département Ingénierie Géotechnique

Rapport BRGM n' R 33 442 48 GEG VoI.I. 98 p. 23


1 PRESENTATION DE LA MINE DE SOTIEL

1.1- LOCALISATION GÉOGRAPHIQUE ET GÉOLOGIQUE (J.R.MORALES, 1986)

La mine de SOTIEL représente l'activité principale de la société minière ALMAGRERAS.A., qui appartient elle-même au groupe national espagnol INI.

Elle est située en Andalousie, à une cinquantaine de km au Nord-Nord-Est de la ville deHUELVA, elle-même située à l'Ouest de SEVILLE (fig. 1).

Elle emploie localement plus de 400 personnes dont la moitié pour l'exploitation proprementdite.

Le gisement fait partie de la "ceinture pyritique" de la péninsule ibérique (fig. 2) et leminerai extrait contient en moyenne 0,66 % de cuivre ; 1,6 % de plomb ; 4,2 % de zinc et 42 % desoufre.

L'extraction actuelle de minerai est de 600 000 t/an (59 millions de tonnes de réserves). Elleconduit à la production de :

- 10 000 t/an de concentré de cuivre (à 21,5 %)- 10 000 t/an de concentré de Pb (à 44%)- 40 000 t/an de concentré de Zn (à 48 %)- 340 000 t/an d'acide sulfurique, fabriqué à partir de la pyrite broyée.

Les travaux préparatoires ont débuté en 1980 et la production a atteint son niveau actuel en1983-84.

1.2 - LE GISEMENT ET LES CONDITIONS GÉOTECHNIQUES

Le gisement, de direction E-W, a un pendage de l'ordre de 45° vers le Nord (fig. 3) et estconstitué d'un minerai pyritique compétent (résistance à la compression simple : 140 MPa), maisfracturé selon trois familles : l'une sensiblement parallèle aux épontes ; les deux autressubperpendiculaires aux épontes, mais avec des pendages opposés (environ 40°). Cette situation estparticulièrement favorable à la formation de blocs dangereux, du type grands dièdres, dans uneméthode d'exploitation par tranches montantes.

Les épontes sont constituées de schistes assez résistants (tabl. 1) avec, à quelques mètres aumur, un banc particulièrement compétent de tufs volcaniques.

L'épaisseur moyenne de la partie pinéralisée est (horizontalement) d'environ 60 m.L'exploitation est montante et a démarré à un étage correspondant à 400 m de profondeur.

Des mesures de contraintes ont été effectuées avec une méthode du type DOR-STOPPER.Elles ont fait apparaître l'existence de contraintes principales majeures orientées horizonta¬lement, d'intensité variable, entre 15 et 34 MPa, c'est-à-dire jusqu'à plus de trois fois la contrainteverticale (tabl. 2). Les points de mesures ont été toutefois très peu nombreux (5 maximum).

24 RapportBRGM n* R33442 4SGEG - VoI.I, 98 p.


1 PRESENTATION DE LA MINE DE SOTIEL

1.1- LOCALISATION GÉOGRAPHIQUE ET GÉOLOGIQUE (J.R.MORALES, 1986)

La mine de SOTIEL représente l'activité principale de la société minière ALMAGRERAS.A., qui appartient elle-même au groupe national espagnol INI.

Elle est située en Andalousie, à une cinquantaine de km au Nord-Nord-Est de la ville deHUELVA, elle-même située à l'Ouest de SEVILLE (fig. 1).

Elle emploie localement plus de 400 personnes dont la moitié pour l'exploitation proprementdite.

Le gisement fait partie de la "ceinture pyritique" de la péninsule ibérique (fig. 2) et leminerai extrait contient en moyenne 0,66 % de cuivre ; 1,6 % de plomb ; 4,2 % de zinc et 42 % desoufre.

L'extraction actuelle de minerai est de 600 000 t/an (59 millions de tonnes de réserves). Elleconduit à la production de :

- 10 000 t/an de concentré de cuivre (à 21,5 %)- 10 000 t/an de concentré de Pb (à 44%)- 40 000 t/an de concentré de Zn (à 48 %)- 340 000 t/an d'acide sulfurique, fabriqué à partir de la pyrite broyée.

Les travaux préparatoires ont débuté en 1980 et la production a atteint son niveau actuel en1983-84.

1.2 - LE GISEMENT ET LES CONDITIONS GÉOTECHNIQUES

Le gisement, de direction E-W, a un pendage de l'ordre de 45° vers le Nord (fig. 3) et estconstitué d'un minerai pyritique compétent (résistance à la compression simple : 140 MPa), maisfracturé selon trois familles : l'une sensiblement parallèle aux épontes ; les deux autressubperpendiculaires aux épontes, mais avec des pendages opposés (environ 40°). Cette situation estparticulièrement favorable à la formation de blocs dangereux, du type grands dièdres, dans uneméthode d'exploitation par tranches montantes.

Les épontes sont constituées de schistes assez résistants (tabl. 1) avec, à quelques mètres aumur, un banc particulièrement compétent de tufs volcaniques.

L'épaisseur moyenne de la partie pinéralisée est (horizontalement) d'environ 60 m.L'exploitation est montante et a démarré à un étage correspondant à 400 m de profondeur.

Des mesures de contraintes ont été effectuées avec une méthode du type DOR-STOPPER.Elles ont fait apparaître l'existence de contraintes principales majeures orientées horizonta¬lement, d'intensité variable, entre 15 et 34 MPa, c'est-à-dire jusqu'à plus de trois fois la contrainteverticale (tabl. 2). Les points de mesures ont été toutefois très peu nombreux (5 maximum).

24 RapportBRGM n* R33442 4SGEG - VoI.I, 98 p.


Figure ; 1 Localisation géographique et géologique de la mine de Sotiel

Extrait de La cartegéologique minièred'Andalousie

UiltH* I D 1AMA< ! • . OUVtNIA-' D. ELVAI-tWTOHU) . UlAlIANA MjtNIt 'MONtSTUIO C U M M B

Rapport B R G M n° R 33 442 4SGEG - Voll, 98 p. 25


lanas V;;t'ilC«fro Colorado) _*

A\ Mif%« v¥Hf++ Raihxay^ ^»m^, Intefnational^ (minerai) **"^ tXXjndiry

^ , J ^ Bâifways 0(mainline)

Pyrite SOK/n

Figure 2- Localisation de la mine de Sotiel et de la ceinture pyritique de la péninsuleibérique.

'i ',''! Bl»ck ihate»

J Gr*«n ashcsMiie<l rocxs (tutls. lavas and

^ volcanic cindtf)t ! S^ales and black veteante cin<í«<

?/^ Acidic lull»

Lixiviable shalea

; Pyrites > 0-3O?. Cu

Pyrites > 100 7. Pb

Pyritai > 1-00 X Zn

Masaivc ce

Figure 3 - Coupe géologique simplifiée du gisement

Figures tirées de l'article de J.R. MORALES "The Sotiel Mine" in Mining Magazine - février 1986,pp. 132 à 136.

RapportBRGM n° R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 27


lanas V;;t'ilC«fro Colorado) _*

A\ Mif%« v¥Hf++ Raihxay^ ^»m^, Intefnational^ (minerai) **"^ tXXjndiry

^ , J ^ Bâifways 0(mainline)

Pyrite SOK/n

Figure 2- Localisation de la mine de Sotiel et de la ceinture pyritique de la péninsuleibérique.

'i ',''! Bl»ck ihate»

J Gr*«n ashcsMiie<l rocxs (tutls. lavas and

^ volcanic cindtf)t ! S^ales and black veteante cin<í«<

?/^ Acidic lull»

Lixiviable shalea

; Pyrites > 0-3O?. Cu

Pyrites > 100 7. Pb

Pyritai > 1-00 X Zn

Masaivc ce

Figure 3 - Coupe géologique simplifiée du gisement

Figures tirées de l'article de J.R. MORALES "The Sotiel Mine" in Mining Magazine - février 1986,pp. 132 à 136.

RapportBRGM n° R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 27


1.3 . LA METHODE D'EXPLOITATION (C.J. ALVAREZ, 1990)

La méthode d'exploitation choisie dès l'origine est du type "eut and fill" (tranches montantesremblayées).

Des chambres de grandes dimensions (plusieurs dizaines de mètres) sont exploitées partranches montantes de 4 mètres d'épaisseur (fig. 4).

Niveau 775

Niveau 695

Chjmtre 1250 Chamorf 1150

Pilier de couronne

Niveau 577

'-actures <

Niveau 500

Figure 4 - Schéma d'exploitation

Les chambres sont séparées par des piliers "barrière" tous les 36,5 m environ et des "piliersde couronne" de 16 mètres de largeur en moyenne.

Le dimensionnement a été étudié par un consultant (DAMES et MOORE IBERIA S.A.) quia réalisé notamment des calculs par éléments finis (code NASTRAN), en tenant compte enparticulier des données issues des mesures de contraintes.

Dans chaque chambre, des "post-piliers" de 5 m X 8,3 m, distants de 11 m sont abandonnésdans le remblai.

La figure 5 montre le principe d'exploitation d'une chambre.

Ce premier découpage assure un taux de défruitement de 55 %.

Les piliers barrières sont partiellement récupérés (à 60 %) ultérieurement, ce qui conduit àun taux de défruitement final de l'ordre de 70 %.

tir.Après la première tranche, l'abattage des tranches suivantes se fait par foration verticale et

28 RapportBRGM n" R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


1.3 . LA METHODE D'EXPLOITATION (C.J. ALVAREZ, 1990)

La méthode d'exploitation choisie dès l'origine est du type "eut and fill" (tranches montantesremblayées).

Des chambres de grandes dimensions (plusieurs dizaines de mètres) sont exploitées partranches montantes de 4 mètres d'épaisseur (fig. 4).

Niveau 775

Niveau 695

Chjmtre 1250 Chamorf 1150

Pilier de couronne

Niveau 577

'-actures <

Niveau 500

Figure 4 - Schéma d'exploitation

Les chambres sont séparées par des piliers "barrière" tous les 36,5 m environ et des "piliersde couronne" de 16 mètres de largeur en moyenne.

Le dimensionnement a été étudié par un consultant (DAMES et MOORE IBERIA S.A.) quia réalisé notamment des calculs par éléments finis (code NASTRAN), en tenant compte enparticulier des données issues des mesures de contraintes.

Dans chaque chambre, des "post-piliers" de 5 m X 8,3 m, distants de 11 m sont abandonnésdans le remblai.

La figure 5 montre le principe d'exploitation d'une chambre.

Ce premier découpage assure un taux de défruitement de 55 %.

Les piliers barrières sont partiellement récupérés (à 60 %) ultérieurement, ce qui conduit àun taux de défruitement final de l'ordre de 70 %.

tir.Après la première tranche, l'abattage des tranches suivantes se fait par foration verticale et



Tableau n' 1 : Princiupales caractéristiques physiques et mécaniques du minerai et desformations du toit et du mur

Type de roche

Cinérite

Schistes du toit

Pyrite

Schistes noirs dumur

Tufs volcaniques

Massevolumique

(g/cm3)

2,89

3,20

4,67

2,72

2,94

Résistance à lacompression simple

(MPa)

78,8

62,3

134,0

44,6

169,0

Résistanceà la traction

(MPa)

15,5

15,5

11,9

11,8

20,9

Module deYoung(MPa)

48 000

40 000

138 000

48 000

73 000

Coefficientde

Poisson

0.32

0,24

0,24

0,28

0,28

Tableau n" 2 : Principaux résultats des mesures de contraintes naturelles à Sotiel

Sondage

S-l-H-1S-2-H-1M-137-2

Niveau

700

700

640

Profon¬deur

sous leterrainnaturel

(m)

350

350

410

Contraintes principales(MPa)

Ol

28,9

34,5

15

Oil

Trac.

Trac.

6

OUI

Trac.Trac.

3

Cosinus directeurs

Si

X y z

0,19 -0,30 -0,93-0,11 -0,31 0,94

0,10 0 0,99

ÔII

X y z

0,15 -0,93 0,33

-0,88 0.47 0,05

0 0,99 0

Sondage

S-H-1S-2-H-2M-137-2

Contrainte horizontalemajeure ai (MPa)

293415

Contrainte verticale02 (MPa)

101012

01/02

2.93,41,2

Les données de ces tableaux sont tirées de l'article de M. Claudio J. ALVAREZ intitulé"Sostenimiento con cables en la mina de Sotiel de Minas de Almagrera S.A." - VlIIème congrèsinternational de la mine et de la métallurgie - Oviedo, octobre 1988.

RapportBRGM n" R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 29


Tableau n' 1 : Princiupales caractéristiques physiques et mécaniques du minerai et desformations du toit et du mur

Type de roche

Cinérite

Schistes du toit

Pyrite

Schistes noirs dumur

Tufs volcaniques

Massevolumique

(g/cm3)

2,89

3,20

4,67

2,72

2,94

Résistance à lacompression simple

(MPa)

78,8

62,3

134,0

44,6

169,0

Résistanceà la traction

(MPa)

15,5

15,5

11,9

11,8

20,9

Module deYoung(MPa)

48 000

40 000

138 000

48 000

73 000

Coefficientde

Poisson

0.32

0,24

0,24

0,28

0,28

Tableau n" 2 : Principaux résultats des mesures de contraintes naturelles à Sotiel

Sondage

S-l-H-1S-2-H-1M-137-2

Niveau

700

700

640

Profon¬deur

sous leterrainnaturel

(m)

350

350

410

Contraintes principales(MPa)

Ol

28,9

34,5

15

Oil

Trac.

Trac.

6

OUI

Trac.Trac.

3

Cosinus directeurs

Si

X y z

0,19 -0,30 -0,93-0,11 -0,31 0,94

0,10 0 0,99

ÔII

X y z

0,15 -0,93 0,33

-0,88 0.47 0,05

0 0,99 0

Sondage

S-H-1S-2-H-2M-137-2

Contrainte horizontalemajeure ai (MPa)

293415

Contrainte verticale02 (MPa)

101012

01/02

2.93,41,2

Les données de ces tableaux sont tirées de l'article de M. Claudio J. ALVAREZ intitulé"Sostenimiento con cables en la mina de Sotiel de Minas de Almagrera S.A." - VlIIème congrèsinternational de la mine et de la métallurgie - Oviedo, octobre 1988.



SOUSniveau

Première franche Foration tranche suivan te

IWTÎ)B-

^1 .[ y _^

Chargement et transportR^rnblayage^

Figure 5 - Schémas de principe de la méthode d'exploitation d'une tranche

30 RapportBRGM n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


SOUSniveau

Première franche Foration tranche suivan te

IWTÎ)B-

^1 .[ y _^

Chargement et transportR^rnblayage^

Figure 5 - Schémas de principe de la méthode d'exploitation d'une tranche



En pratique, les accès aux tranches se font selon le schéma de la figure 6. La pentemaximale des recoupes d'accès, successivement surélevées et remblayées, est de 17 % ce qui permetd'exploiter plusieurs tranches à partir d'un même sous-niveau.

En règle générale, deux sous-niveaux sont en activité simultanément.

Le coût direct mine, tout compris, était de 1 362 pesetas/tonne en hiver 1989 (environ80 francs français). Le rendement est de 20 tonnes par homme et par poste (extraction).

sous-mveau

Toit

tranches à exploiter

- tranche en exploitation

tranches exploitéeset remblayées

Figure 6 - Schéma indicatif de la transition d'une tranche à l'autre

RapportBRGM n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 31


En pratique, les accès aux tranches se font selon le schéma de la figure 6. La pentemaximale des recoupes d'accès, successivement surélevées et remblayées, est de 17 % ce qui permetd'exploiter plusieurs tranches à partir d'un même sous-niveau.

En règle générale, deux sous-niveaux sont en activité simultanément.

Le coût direct mine, tout compris, était de 1 362 pesetas/tonne en hiver 1989 (environ80 francs français). Le rendement est de 20 tonnes par homme et par poste (extraction).

sous-mveau

Toit

tranches à exploiter

- tranche en exploitation

tranches exploitéeset remblayées

Figure 6 - Schéma indicatif de la transition d'une tranche à l'autre



1.4 - LE BOULONNAGE PAR CÂBLES (C.J. ALVAREZ, 1990)

Compte tenu des conditions de fracturation de la zone minéralisée et de la méthode d'exploi¬tation, le risque de chute de gros dièdres a été souligné dès le début des études géotechniques. Unincident grave en 1985 a conduit à généraliser l'usage du soutènement des couronnes au moyen duboulonnage par câbles à ancrage réparti.

Les câbles (torons) sont disposés dans des trous verticaux de 20 m de longueur et de 51 mmde diamètre. Deux câbles (à 7 fils) de 15,2 mm de diamètre sont scellés au coulis de ciment danschaque trou (mélange eau/ciment Portland standard = 0,35 en poids). Un câble unique, plus groset plus lourd, serait plus difficile à mettre en place et à se procurer compte tenu des fabricationscouramment disponibles en Europe. La capacité portante attendue pour chaque paire de câbles estde 500 kN (250 à 270 kN par câble simple). Les principales caractéristiques de ces câbles et leurcomportement en traction sont présentés dans un de nos précédents rapports d'avancement destravaux (B. Pine et F. Wojtkowiak, 1990). Pour une surface de couronne comprise entre quatre"post-piliers" et de l'ordre de 310 m2, 42 paires de câbles sont généralement posées, ce quicorrespond à une densité moyenne de boulonnage d'une paire de câble pour 6,5 m2, disposéessuivant une maille rectangulaire variable comme indiqué sur la figure 7.

Après avoir abattu trois tranches de minerai (soit au total 12 m d'abattage au toit), unenouvelle série de câbles est mise en place. Le recouvrement est donc de l'ordre 8 m (7 m enpratique) entre deux phases de boulonnage successives.

Initialement, la mise en place était réalisée manuellement de la façon suivante :

mise en place des deux câbles et calage dans chaque trou- injection du ciment à partir de l'entrée du trou, avec un flexible d'évent.

Depuis peu, la pose est mécanisée à l'aide du CABOLT H-695 de TAMROCK.

Le trou est d'abord injecté à partir du fond, et en rabattant vers l'orifice. Un premier câbleest alors entièrement mis en place, puis le second. Ce mode d'injection permet de garantir le bonremplissage du trou, jusqu'au fond, même en cas d'une fissuration importante des terrains.

87 000 m de câbles en 1988 et 84 000 m en 1989 ont été posés, soit 43 000 m de trous traités.En 1989, le coût de soutènement par câbles a représenté 12,2 % du coût de production total. Le coûtdu mètre de câble posé et injecté mécaniquement a été estimé à environ 130 Francs français(2 570 pesetas).

Ces chiffres seront précisés lorsqu'une expérience suffisante aura été accumulée surplusieurs années. Il est à noter qu'ils sont remarquablement concordants avec les coûts relevés auCanada, en méthode manuelle.

32 Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG Vol.I, 98 p.


1.4 - LE BOULONNAGE PAR CÂBLES (C.J. ALVAREZ, 1990)

Compte tenu des conditions de fracturation de la zone minéralisée et de la méthode d'exploi¬tation, le risque de chute de gros dièdres a été souligné dès le début des études géotechniques. Unincident grave en 1985 a conduit à généraliser l'usage du soutènement des couronnes au moyen duboulonnage par câbles à ancrage réparti.

Les câbles (torons) sont disposés dans des trous verticaux de 20 m de longueur et de 51 mmde diamètre. Deux câbles (à 7 fils) de 15,2 mm de diamètre sont scellés au coulis de ciment danschaque trou (mélange eau/ciment Portland standard = 0,35 en poids). Un câble unique, plus groset plus lourd, serait plus difficile à mettre en place et à se procurer compte tenu des fabricationscouramment disponibles en Europe. La capacité portante attendue pour chaque paire de câbles estde 500 kN (250 à 270 kN par câble simple). Les principales caractéristiques de ces câbles et leurcomportement en traction sont présentés dans un de nos précédents rapports d'avancement destravaux (B. Pine et F. Wojtkowiak, 1990). Pour une surface de couronne comprise entre quatre"post-piliers" et de l'ordre de 310 m2, 42 paires de câbles sont généralement posées, ce quicorrespond à une densité moyenne de boulonnage d'une paire de câble pour 6,5 m2, disposéessuivant une maille rectangulaire variable comme indiqué sur la figure 7.

Après avoir abattu trois tranches de minerai (soit au total 12 m d'abattage au toit), unenouvelle série de câbles est mise en place. Le recouvrement est donc de l'ordre 8 m (7 m enpratique) entre deux phases de boulonnage successives.

Initialement, la mise en place était réalisée manuellement de la façon suivante :

mise en place des deux câbles et calage dans chaque trou- injection du ciment à partir de l'entrée du trou, avec un flexible d'évent.

Depuis peu, la pose est mécanisée à l'aide du CABOLT H-695 de TAMROCK.

Le trou est d'abord injecté à partir du fond, et en rabattant vers l'orifice. Un premier câbleest alors entièrement mis en place, puis le second. Ce mode d'injection permet de garantir le bonremplissage du trou, jusqu'au fond, même en cas d'une fissuration importante des terrains.

87 000 m de câbles en 1988 et 84 000 m en 1989 ont été posés, soit 43 000 m de trous traités.En 1989, le coût de soutènement par câbles a représenté 12,2 % du coût de production total. Le coûtdu mètre de câble posé et injecté mécaniquement a été estimé à environ 130 Francs français(2 570 pesetas).

Ces chiffres seront précisés lorsqu'une expérience suffisante aura été accumulée surplusieurs années. Il est à noter qu'ils sont remarquablement concordants avec les coûts relevés auCanada, en méthode manuelle.

32 Rapport BRG.M n* R 33 442 48 GEG Vol.I, 98 p.


2.73

i 5Q° i

o

ciO

OOcio

O2.60 o

2.96

o o o

11.13

Figure 7 - Densité moyenne de boulonnage



2.73

i 5Q° i

o

ciO

OOcio

O2.60 o

2.96

o o o

11.13

Figure 7 - Densité moyenne de boulonnage



1.5- CONTROLE DES TERRAINS ET SUIVI INFORMATISE DEL'EXPLOITATION

Plusieurs extensomètres électriques sont installés au fond pour mesurer l'expansion desterrains depuis le niveau de la couronne jusqu'à 20 m de profondeur.

D'autre part, un relevé systématique de la fracturation de la couronne est efiectué danschaque tranche (extension horizontale, position et orientation des fractures, remplissage). Lafigure 8 présente par exemple le levé de la fracturation naturelle de la couronne des chantiersn° 2805 et 2 905 à la cote + 650.

Ces informations rassemblées dans un fichier sur microordinateur, permettent de calculerle volume et le poids des blocs à soutenir éventuellement, uniquement à partir de considérationsgéométriques et en supposant une cohésion nulle des fractures. La densité du boulonnage calculéeà partir de ce programme (avec l'hypothèse d'une capacité portante de 500 kN par couple de câbles)est comparée avec celle qui est mise en systématiquement et un renforcementsupplémentaire peut être, le cas échéant, décidé.

Ce programme, très convivial, a été réalisé par AITEMIN. A titre d'exemple, la figure 9illustre les résultats d'un tel calcul et la représentation graphique correspondante d'un blocrocheux délimité par quatre plans de fractures remarquables représenté et hachuré sur la figure 8(chambre n°1350 - bloc inférieur; chantier n''2 905; toit à la cote + 650). Le poids du bloc àsoutenir dans ce cas est de 6 520 kN ce qui correspond à environ 13 couples de câbles de 500 kN deforce portante chacun, à raison d'un couple de câbles pour 6 m2 en ce qui concerne la densité deboulonnage.

34 RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


1.5- CONTROLE DES TERRAINS ET SUIVI INFORMATISE DEL'EXPLOITATION

Plusieurs extensomètres électriques sont installés au fond pour mesurer l'expansion desterrains depuis le niveau de la couronne jusqu'à 20 m de profondeur.

D'autre part, un relevé systématique de la fracturation de la couronne est efiectué danschaque tranche (extension horizontale, position et orientation des fractures, remplissage). Lafigure 8 présente par exemple le levé de la fracturation naturelle de la couronne des chantiersn° 2805 et 2 905 à la cote + 650.

Ces informations rassemblées dans un fichier sur microordinateur, permettent de calculerle volume et le poids des blocs à soutenir éventuellement, uniquement à partir de considérationsgéométriques et en supposant une cohésion nulle des fractures. La densité du boulonnage calculéeà partir de ce programme (avec l'hypothèse d'une capacité portante de 500 kN par couple de câbles)est comparée avec celle qui est mise en systématiquement et un renforcementsupplémentaire peut être, le cas échéant, décidé.

Ce programme, très convivial, a été réalisé par AITEMIN. A titre d'exemple, la figure 9illustre les résultats d'un tel calcul et la représentation graphique correspondante d'un blocrocheux délimité par quatre plans de fractures remarquables représenté et hachuré sur la figure 8(chambre n°1350 - bloc inférieur; chantier n''2 905; toit à la cote + 650). Le poids du bloc àsoutenir dans ce cas est de 6 520 kN ce qui correspond à environ 13 couples de câbles de 500 kN deforce portante chacun, à raison d'un couple de câbles pour 6 m2 en ce qui concerne la densité deboulonnage.



2 - INSTRUMENTATION DE CÂBLES D'ANCRAGE INSTAL¬LÉS EN COURONNE D'UN CHANTIER D'EXPLOITATION

2.1 - OBJECTIF DE L'INSTRUMENTATION

Dans le cadre du présent projet de recherches, il est apparu intéressant au BRGM et àALMAGRERA S.A. de confronter les résultats de la démarche décrite précédemment, pour ledimensionnement au coup par coup du boulonnage par câbles d'ancrage, aux efforts qui s'exercenteffectivement sur ces câbles. Ceci suppose en particulier de pouvoir mesurer ces efforts dans lesconditions réelles d'exploitation et de suivre éventuellement leur évolution en fonction du phasagedes travaux d'abattage. Le BRGM a donc proposé de valider, sur un chantier minier expérimentalune jauge d'extensométrie permettant de mesurer la tension locale dans un câble. Ce type decapteur a été mis au point par l'Université Laval de Québec (Province du Québec - Canada), dans lecadre d'un projet de recherche commun au BRGM et à cette université. Il est actuellementcommercialisé par la société SUPPORTEK (P. Choquet et F. Wojtkowiak, 1990). Cette validationcomporte l'équipement et le suivi sur plusieurs mois du comportement de câbles d'ancragesoutenant la couronne d'un chantier d'exploitation de la mine de Sotiel.

2.2 - LOCALISATION DE LA ZONE EXPERIMENTALE

La zone instrumentée se situe au niveau 640, dans la chambre n" 1350 (bloc inférieur).

La chambre 1350 présente dans sa partie centrale des piliers effondrés lors des tirs. Nousavons donc choisi la sous-chambre 2905 qui, compte tenu des problèmes d'accès, nous a paru la plusreprésentative du type d'exploitation à Sotiel.

Le schéma de la figure n° 10 présente un plan de la zone instrumentée telle qu'elle seprésentait au mois de décembre 1988.

Neuf câbles localisés sur la figure n**10 ont été instrumentés à l'aide des dispositifsmentionnés ci-avant, à raison de 3 capteurs pour un même câble d'ancrage, ce qui conduit à untotal de 27 capteurs installés dans le chantier minier. Les câbles ont été mis en place par paire(1 câble nu et 1 câble instrumenté) dans des trous verticaux de 20 mètres de longueur forésexceptionnellement en 70 mm de diamètre, (au lieu de 51 mm habituellement), compte tenu del'encombrement des jauges.

Le but de la pose des capteurs sur les câbles d'ancrage étant de suivre, durant les phasesd'exploitation successives, les reports de charge sur les câbles, la répartition des capteurs demesure sur les câbles tient donc compte du phasage prévisionnel des travaux. Elle doit permettrede mesurer les efforts sur les câbles durant les cinq tranches d'abattage prévues initialement parl'exploitant.

La figure 1 1 indique la répartition des capteurs sur chacun des câbles et pour chacune destranches d'abattage : la première tranche, comprise entre 0 et 4 m, comporte uniquement2 capteurs ; la deuxième tranche, entre 4 m et 8 m, en comporte 5 ; la troisième tranche, entre 8 met 12 m en compte 7 ; la quatrième tranche, entre 12 et 16 m en comporte 5, et la tranche restante,entre 1 6 et 20 m, contient 8 capteurs.



2 - INSTRUMENTATION DE CÂBLES D'ANCRAGE INSTAL¬LÉS EN COURONNE D'UN CHANTIER D'EXPLOITATION

2.1 - OBJECTIF DE L'INSTRUMENTATION

Dans le cadre du présent projet de recherches, il est apparu intéressant au BRGM et àALMAGRERA S.A. de confronter les résultats de la démarche décrite précédemment, pour ledimensionnement au coup par coup du boulonnage par câbles d'ancrage, aux efforts qui s'exercenteffectivement sur ces câbles. Ceci suppose en particulier de pouvoir mesurer ces efforts dans lesconditions réelles d'exploitation et de suivre éventuellement leur évolution en fonction du phasagedes travaux d'abattage. Le BRGM a donc proposé de valider, sur un chantier minier expérimentalune jauge d'extensométrie permettant de mesurer la tension locale dans un câble. Ce type decapteur a été mis au point par l'Université Laval de Québec (Province du Québec - Canada), dans lecadre d'un projet de recherche commun au BRGM et à cette université. Il est actuellementcommercialisé par la société SUPPORTEK (P. Choquet et F. Wojtkowiak, 1990). Cette validationcomporte l'équipement et le suivi sur plusieurs mois du comportement de câbles d'ancragesoutenant la couronne d'un chantier d'exploitation de la mine de Sotiel.

2.2 - LOCALISATION DE LA ZONE EXPERIMENTALE

La zone instrumentée se situe au niveau 640, dans la chambre n" 1350 (bloc inférieur).

La chambre 1350 présente dans sa partie centrale des piliers effondrés lors des tirs. Nousavons donc choisi la sous-chambre 2905 qui, compte tenu des problèmes d'accès, nous a paru la plusreprésentative du type d'exploitation à Sotiel.

Le schéma de la figure n° 10 présente un plan de la zone instrumentée telle qu'elle seprésentait au mois de décembre 1988.

Neuf câbles localisés sur la figure n**10 ont été instrumentés à l'aide des dispositifsmentionnés ci-avant, à raison de 3 capteurs pour un même câble d'ancrage, ce qui conduit à untotal de 27 capteurs installés dans le chantier minier. Les câbles ont été mis en place par paire(1 câble nu et 1 câble instrumenté) dans des trous verticaux de 20 mètres de longueur forésexceptionnellement en 70 mm de diamètre, (au lieu de 51 mm habituellement), compte tenu del'encombrement des jauges.

Le but de la pose des capteurs sur les câbles d'ancrage étant de suivre, durant les phasesd'exploitation successives, les reports de charge sur les câbles, la répartition des capteurs demesure sur les câbles tient donc compte du phasage prévisionnel des travaux. Elle doit permettrede mesurer les efforts sur les câbles durant les cinq tranches d'abattage prévues initialement parl'exploitant.

La figure 1 1 indique la répartition des capteurs sur chacun des câbles et pour chacune destranches d'abattage : la première tranche, comprise entre 0 et 4 m, comporte uniquement2 capteurs ; la deuxième tranche, entre 4 m et 8 m, en comporte 5 ; la troisième tranche, entre 8 met 12 m en compte 7 ; la quatrième tranche, entre 12 et 16 m en comporte 5, et la tranche restante,entre 1 6 et 20 m, contient 8 capteurs.



Fulgure 8- Chambre n" 1350 (bloc inférieur). Extrait du plan de levé de la fracturationnaturelle du toit des chantiers n" 2805 et 2 905 à la cote + 650 (échelle 1/200)



Fulgure 8- Chambre n" 1350 (bloc inférieur). Extrait du plan de levé de la fracturationnaturelle du toit des chantiers n" 2805 et 2 905 à la cote + 650 (échelle 1/200)



Minas de- Almaqrera S..'i. CALCULO Dt£ VOLUMEN 0£ CUr4A3 AITEMIN oáaina îLISTADO DEL FROGRAHA CVC19/09/19S9 Listado dcí los rc^âul t..^do£i del calculo del fichero C;H905-650.FT"

Descripción de là cuña câlculâdd :CUmA en hueco a905.CAriARA 1350 D,I,COTA DE CIELO CÁMARA 650

Stipcsrficie Altura Voli-men Poso t/mî m2/c«ible cableas79.0 mí 3.9 m 1A5 rr,3 65ÍÍ t 8.B ¿>.12 13

Densidad del material utilizad.-» en los cálculos: ^.50 t/m3Base sobre la c|ug se han realizado los cálculos: 0.0 m

Superficie 1 = 55 m^Superficie P = 13 m 2

Superficie 3 = ^9 e¡>'-

Superficie ^ = 19 mí

CARACTERÍSTICAS ItJICIALES DE LOS PLANOS CUE FORMAN LA CU.". A

N2 Pend lente Comentar i o

1

c

3A

E9 . 5337.8638.7128.87

3-^ . 03 1

33.37|25.30 1

CÍI.5S1

904590

INTERCALACIÓNShS354

-

Representación gráfica de la cuña del fichero C:29B5-65B.FRCCUÑA EH HUECO 2985 .CÁMARA 1359 B.I.COTA DE CIELO CAKARA 658

Figures- Evaluation, à partir du levé de fracturation, du nombre et de la densité decâbles à mettre en uvre pour assurer la stabilité de la couronne des chantiersd'exploitation (d'après programme de calcul mis au point par AITEMIN).

RapportBRGM n* R 33 442 48 GEG - VoLI. 98 p. 37


Minas de- Almaqrera S..'i. CALCULO Dt£ VOLUMEN 0£ CUr4A3 AITEMIN oáaina îLISTADO DEL FROGRAHA CVC19/09/19S9 Listado dcí los rc^âul t..^do£i del calculo del fichero C;H905-650.FT"

Descripción de là cuña câlculâdd :CUmA en hueco a905.CAriARA 1350 D,I,COTA DE CIELO CÁMARA 650

Stipcsrficie Altura Voli-men Poso t/mî m2/c«ible cableas79.0 mí 3.9 m 1A5 rr,3 65ÍÍ t 8.B ¿>.12 13

Densidad del material utilizad.-» en los cálculos: ^.50 t/m3Base sobre la c|ug se han realizado los cálculos: 0.0 m

Superficie 1 = 55 m^Superficie P = 13 m 2

Superficie 3 = ^9 e¡>'-

Superficie ^ = 19 mí

CARACTERÍSTICAS ItJICIALES DE LOS PLANOS CUE FORMAN LA CU.". A

N2 Pend lente Comentar i o

1

c

3A

E9 . 5337.8638.7128.87

3-^ . 03 1

33.37|25.30 1

CÍI.5S1

904590

INTERCALACIÓNShS354

-

Representación gráfica de la cuña del fichero C:29B5-65B.FRCCUÑA EH HUECO 2985 .CÁMARA 1359 B.I.COTA DE CIELO CAKARA 658

Figures- Evaluation, à partir du levé de fracturation, du nombre et de la densité decâbles à mettre en uvre pour assurer la stabilité de la couronne des chantiersd'exploitation (d'après programme de calcul mis au point par AITEMIN).

RapportBRGM n* R 33 442 48 GEG - VoLI. 98 p. 37


Figure 10 - Schéma d'implantation des câbles instrumentés

38 Rapport BRG.M n* R33 Í42 48 GEG - VoI.I. 98 p.


Figure 10 - Schéma d'implantation des câbles instrumentés

38 Rapport BRG.M n* R33 Í42 48 GEG - VoI.I. 98 p.


CD jQ J3 jû jD

CD O r- cvj roT- CNJ CM C\J CM

18.00/18

17.00/17.50

J'18.50

15.50/16 50

13.00/13.50

10.50/11.00 I10.00/10.

9.50/10. po

6.50/7.00

5. 50/6.

^ 12 m,--

50

)0

. 15 m.

nn n n n

ui T- r- K)en T- c^j CM ro

-- T-T-T . ZO m. ,-^-^-^-,

^ 8 m,--

^ 4 ni ^_^

Couronne

.._,_.:L.r li .50/16.01

1Q

f^8.50/19.00

17.50/18.00

14.00/14.50

.00/10.50

9.00/9.50

5.50/G.OO5.00/5.50

2.00/2.50

Couronne

Figure 11 - Schéma d'implantation des jauges d'extensométrie sur l'ensemble des câbles

RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG Vol.I, 98 p. 39


CD jQ J3 jû jD

CD O r- cvj roT- CNJ CM C\J CM

18.00/18

17.00/17.50

J'18.50

15.50/16 50

13.00/13.50

10.50/11.00 I10.00/10.

9.50/10. po

6.50/7.00

5. 50/6.

^ 12 m,--

50

)0

. 15 m.

nn n n n

ui T- r- K)en T- c^j CM ro

-- T-T-T . ZO m. ,-^-^-^-,

^ 8 m,--

^ 4 ni ^_^

Couronne

.._,_.:L.r li .50/16.01

1Q

f^8.50/19.00

17.50/18.00

14.00/14.50

.00/10.50

9.00/9.50

5.50/G.OO5.00/5.50

2.00/2.50

Couronne

Figure 11 - Schéma d'implantation des jauges d'extensométrie sur l'ensemble des câbles

RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG Vol.I, 98 p. 39


Cette répartition des capteurs tient compte également de la symétrie de la sous-chambre eta été conçue pour obtenir une information spatiale sur la répartition des efforts dans les différentscâbles.

L'ensemble de l'instrumentation a été mise en place entre le 7 et le 20 décembre 1988.

2.3 - DESCRIPTION DU MATERIEL MIS EN 1UVRE

L'ensemble de l'instrumentation mise en .uvre dans la mine de Sotiel se compose de jaugesd'extensométrie, de cartes de connexion et d'une centrale de mesure et d'acquisition automatiquede données.

2.3.1 - Les capteurs (fíg. 12)

Les capteurs de tension sont des jauges d'extensométrie développées à l'université Laval deQuébec au Canada. La mesure est basée sur la variation de la résistance électrique d'un Fil d'unerésistance nominale de 70 ohms. Ce fil est monté entre deux coquilles d'ancrage et présente 4 brinsd'une longueur totale de 2,8 m environ. La longueur de la base de mesure est de 70 cm. Lescaractéristiques techniques de ce tjrpe de jauge, dénommée TENSMEG70, et la manière deprocéder pour leur montage sur les câbles d'ancrage sont décrites dans nos précédents rapports(B. Pine et F. Wojtkowiak, 1990). Une courbe d'étalonnage établie en laboratoire permet de relierles déformations subies par la jauge aux efforts de traction qui s'exercent sur le câble.

2.3.2 - Les cartes de mesure et le centrale de mesure (fîg. 13)

Les cartes de connexion sont des IMP 35951B (Isolated Measurements Pods) deSOLARTRON Schlumberger. Ces cartes comportent une partie électrique de multiplexage desvoies et de mesure et une autre partie pour le raccordement aux capteurs et à la centrale demesure. Une carte permet la mesure de 10 capteurs et comporte une résistance de compensationinterne de précision de 70 fi ± 0,01 %.

La centrale de mesure est un système d'acquisition de type 3590 IMPACT de SolartronSchlumberger. Cette centrale de mesure est reliée aux cartes de mesure par un fil à deuxconducteurs blindé. Elle possède un clavier, un écran, une imprimante et une unité de stockagepour disquette informatique 3 1/2".

Les sources d'alimentation sont le secteur 220 V - 50Hz, une batterie interne 12 V et unebatterie externe 12 V, ce qui protège le système d'acquisition d'éventuelles coupures de courantdurant 24 à 48 heures.

La centrale a été configurée pour réaliser des mesures sur les trois IMP soit28 voies : 27 voies pour les capteurs de tension et 1 voie pour un capteur de température. Lapériodicité de mesure a été fixée à 8 heures. Les mesures sont à la fois enregistrées sur disquette etimprimées sur le papier.



Cette répartition des capteurs tient compte également de la symétrie de la sous-chambre eta été conçue pour obtenir une information spatiale sur la répartition des efforts dans les différentscâbles.

L'ensemble de l'instrumentation a été mise en place entre le 7 et le 20 décembre 1988.

2.3 - DESCRIPTION DU MATERIEL MIS EN 1UVRE

L'ensemble de l'instrumentation mise en .uvre dans la mine de Sotiel se compose de jaugesd'extensométrie, de cartes de connexion et d'une centrale de mesure et d'acquisition automatiquede données.

2.3.1 - Les capteurs (fíg. 12)

Les capteurs de tension sont des jauges d'extensométrie développées à l'université Laval deQuébec au Canada. La mesure est basée sur la variation de la résistance électrique d'un Fil d'unerésistance nominale de 70 ohms. Ce fil est monté entre deux coquilles d'ancrage et présente 4 brinsd'une longueur totale de 2,8 m environ. La longueur de la base de mesure est de 70 cm. Lescaractéristiques techniques de ce tjrpe de jauge, dénommée TENSMEG70, et la manière deprocéder pour leur montage sur les câbles d'ancrage sont décrites dans nos précédents rapports(B. Pine et F. Wojtkowiak, 1990). Une courbe d'étalonnage établie en laboratoire permet de relierles déformations subies par la jauge aux efforts de traction qui s'exercent sur le câble.

2.3.2 - Les cartes de mesure et le centrale de mesure (fîg. 13)

Les cartes de connexion sont des IMP 35951B (Isolated Measurements Pods) deSOLARTRON Schlumberger. Ces cartes comportent une partie électrique de multiplexage desvoies et de mesure et une autre partie pour le raccordement aux capteurs et à la centrale demesure. Une carte permet la mesure de 10 capteurs et comporte une résistance de compensationinterne de précision de 70 fi ± 0,01 %.

La centrale de mesure est un système d'acquisition de type 3590 IMPACT de SolartronSchlumberger. Cette centrale de mesure est reliée aux cartes de mesure par un fil à deuxconducteurs blindé. Elle possède un clavier, un écran, une imprimante et une unité de stockagepour disquette informatique 3 1/2".

Les sources d'alimentation sont le secteur 220 V - 50Hz, une batterie interne 12 V et unebatterie externe 12 V, ce qui protège le système d'acquisition d'éventuelles coupures de courantdurant 24 à 48 heures.

La centrale a été configurée pour réaliser des mesures sur les trois IMP soit28 voies : 27 voies pour les capteurs de tension et 1 voie pour un capteur de température. Lapériodicité de mesure a été fixée à 8 heures. Les mesures sont à la fois enregistrées sur disquette etimprimées sur le papier.



Coquille d'ancrage Fil de mesureCoquille d'ancrage

Connecteurs

Schéma de principe de son montage sur un câble d'ancrage

Couvercle de Câbleprotection d'ancrage

Câble de Raccord Fil résistif Ancrage de^^communication électrique enroulé autour fixation

du câble du fil

15.9 mm 33 mm

Figure 12 - Vue d'une jauge TENSMEG 70

Rapport BRG.M n* R33 «42 48 GEG - VoI.I, 98 p. 41


Coquille d'ancrage Fil de mesureCoquille d'ancrage

Connecteurs

Schéma de principe de son montage sur un câble d'ancrage

Couvercle de Câbleprotection d'ancrage

Câble de Raccord Fil résistif Ancrage de^^communication électrique enroulé autour fixation

du câble du fil

15.9 mm 33 mm

Figure 12 - Vue d'une jauge TENSMEG 70

Rapport BRG.M n* R33 «42 48 GEG - VoI.I, 98 p. 41


INGENIERIE GEOTECHNIQUE

21/09/1989

MINE DE SOTIEL (Espagne)

PRINCIPE DE L'INSTRUMENTATION

DES CABLES D'ANCRAGE

BRGM

Câble électrique12 conducteurs

+ blindage

(4 conducteurspar jauge)

iiiiii

IMP

3

mill

IMP]

2

LiJfa

ui

IMP

1


Câble d'ancrageou toron

Jauge d'extensométrieTensmeg-70

IMP

IMP

IMP

1

10

210

310

voies

voies

voies

de

de

de

mesures - 9 jauges+ 1 sonde detemperature

mesures - 9 Jauges

mesures - 9 jauges

IMPACT

Centrale de mesureet d'acquisition des données

Figure 13



INGENIERIE GEOTECHNIQUE

21/09/1989

MINE DE SOTIEL (Espagne)

PRINCIPE DE L'INSTRUMENTATION

DES CABLES D'ANCRAGE

BRGM

Câble électrique12 conducteurs

+ blindage

(4 conducteurspar jauge)

iiiiii

IMP

3

mill

IMP]

2

LiJfa

ui

IMP

1


Câble d'ancrageou toron

Jauge d'extensométrieTensmeg-70

IMP

IMP

IMP

1

10

210

310

voies

voies

voies

de

de

de

mesures - 9 jauges+ 1 sonde detemperature

mesures - 9 Jauges

mesures - 9 jauges

IMPACT

Centrale de mesureet d'acquisition des données

Figure 13



2.3.3- INSTALLATION ET MISE EN ROUTE DE L'ENSEMBLE DESDISPOSITIFS DE MESURE

L'équipement des neufcâbles comportant chacun trois capteurs a été réalisé au jour dans unhangar. L'ensemble du montage des capteurs a été efiectué en deux jours.

Les forages pour placer les câbles dans la chambre 1350, sous-chambre 2905, ont été réalisésavec la machine TAMROCK de la mine de Sotiel. La pose des câbles a été effectuée de manièretraditionnelle par une équipe de quatre mineurs assistés de deux opérateurs BRGM.

La cimentation des câbles a été effectuée par injection d'un coulis de ciment, également demanière traditionnelle.

Après la pose des neuf câbles et leur cimentation, les tests de bon fonctionnement descapteurs de tension (mesure de résistance) ont montré que seulement un capteur (capteur n°3 surle câble 33B) sur 27 capteurs était hors d'usage immédiatement après la pose (connexion arrachéelors de la pose du câble ?).

Les IMP ont été placés dans une galerie de service (fig. 14) pour être protégés lors des tirsd'abattage. Les câbles électriques 12 conducteurs de raccordement ont été marqués et accrochés autoit de la rampe d'accès à la sous-chambre n°2905. Le capteur de température a été scellé dans lemassif rocheux au niveau des IMP. A la demande de l'exploitant, la centrale de mesure a étéinstallée dans le magasin de l'atelier (fig. 14) de réparation des engins de la mine, pour des raisonsde facilité d'accès et un meilleur contrôle et suivi des mesures.

La centrale est raccordée aux IMP par un câble électrique blindé deux conducteurs, placé autoit de la descenderle sur les rails de service.

Le système de mesure a été mis en route le 20 décembre 1988 avec une périodicité de mesurede 8 heures.

Le contrôle du bon fonctionnement de l'appareillage a été confié à la mine de Sotiel. Le suivides mesures et la reconnexion des câbles de mesure après les tirs d'abattage ont été respectivementconfiés à ENADIMSA et ALMAGRERA S.A.

RapportBRGM n° R33442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 43


2.3.3- INSTALLATION ET MISE EN ROUTE DE L'ENSEMBLE DESDISPOSITIFS DE MESURE

L'équipement des neufcâbles comportant chacun trois capteurs a été réalisé au jour dans unhangar. L'ensemble du montage des capteurs a été efiectué en deux jours.

Les forages pour placer les câbles dans la chambre 1350, sous-chambre 2905, ont été réalisésavec la machine TAMROCK de la mine de Sotiel. La pose des câbles a été effectuée de manièretraditionnelle par une équipe de quatre mineurs assistés de deux opérateurs BRGM.

La cimentation des câbles a été effectuée par injection d'un coulis de ciment, également demanière traditionnelle.

Après la pose des neuf câbles et leur cimentation, les tests de bon fonctionnement descapteurs de tension (mesure de résistance) ont montré que seulement un capteur (capteur n°3 surle câble 33B) sur 27 capteurs était hors d'usage immédiatement après la pose (connexion arrachéelors de la pose du câble ?).

Les IMP ont été placés dans une galerie de service (fig. 14) pour être protégés lors des tirsd'abattage. Les câbles électriques 12 conducteurs de raccordement ont été marqués et accrochés autoit de la rampe d'accès à la sous-chambre n°2905. Le capteur de température a été scellé dans lemassif rocheux au niveau des IMP. A la demande de l'exploitant, la centrale de mesure a étéinstallée dans le magasin de l'atelier (fig. 14) de réparation des engins de la mine, pour des raisonsde facilité d'accès et un meilleur contrôle et suivi des mesures.

La centrale est raccordée aux IMP par un câble électrique blindé deux conducteurs, placé autoit de la descenderle sur les rails de service.

Le système de mesure a été mis en route le 20 décembre 1988 avec une périodicité de mesurede 8 heures.

Le contrôle du bon fonctionnement de l'appareillage a été confié à la mine de Sotiel. Le suivides mesures et la reconnexion des câbles de mesure après les tirs d'abattage ont été respectivementconfiés à ENADIMSA et ALMAGRERA S.A.

RapportBRGM n° R33442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 43

73a

oo

o

On

<o

enc

PLAN D' IMPLANTATIONDES DIFFERENTS ELEMENTS

DU SYSTEME DE MESURE

CHAMBRE 1350 B.I. NIVEAU - 640 mCable 2 conduoteurs blinde

Cable2 conduoteurs

Cartes de connexion

IWP1. IMP2. IWP3.

9 cables eleotrlques 12 conduoteurs blindes

Cobles d'ancrcga Instrumentes i sous-chairbre 2905)

Centralede mesure

Ate I I ers d' entrât I endu fond

0 m 10 20 30 40 50 m

CO

S"

o3

33

R,O'c

n>Ut

33'

73a

oo

o

On

<o

enc

PLAN D' IMPLANTATIONDES DIFFERENTS ELEMENTS

DU SYSTEME DE MESURE

CHAMBRE 1350 B.I. NIVEAU - 640 mCable 2 conduoteurs blinde

Cable2 conduoteurs

Cartes de connexion

IWP1. IMP2. IWP3.

9 cables eleotrlques 12 conduoteurs blindes

Cobles d'ancrcga Instrumentes i sous-chairbre 2905)

Centralede mesure

Ate I I ers d' entrât I endu fond

0 m 10 20 30 40 50 m

CO

S"

o3

33

R,O'c

n>Ut

33'


3- DÉROULEMENT DES TRAVAUX MINIERS ET DESMESURES DANS LA SOUS-CHAMBRE 2905 DU 20.12.88AU 31.12.90

3.1 - PROGRESSION DES TRAVAUX MINIERS

Depuis décembre 1988, trois tranches ont été abattues dans la sous-chambre 2905, la coteabsolue du toit passant de -1- 645,5 m à -I- 658,0 m en octobre 1990. L'épaisseur de minerai abattuau toit de la sous-chambre est donc de l'ordre de 12,5 m. Les cotes successives atteintes par lacouronne pendant cette période sont les suivantes :

- au démarrage de l'expérimentation, en décembre 1988, cote de la couronne à + 645,5 m,- en février 1989, après l'abattage de la 1ère tranche : cote de la couronne à -I- 650,0 m,- en février 1990, après l'abattage de la 2ème tranche : cote de la couronne à + 654,7 m,- en octobre 1990, après l'abattage de la 3ème tranche : cote de la couronne à + 658,0 m.

Les figures 15 à 18 présentent les levés structuraux de la couronne du chantier minier expé¬rimental, et la position des câbles d'ancrage équipés de jauges d'extensométrie, effectués à la fin del'abattage de chaque tranche de minerai.

A partir de ces figures, il est possible d'établir des coupes schématiques et forcément inter¬prétatives représentant la structure géologique du minerai en place. Deux coupes ont ainsi étéétablies suivant les axes de symétrie de direction Nord-Sud (fig. 19a) et Est-Ouest (fig. 19b) de lasous-chambre 2905. Nous avons sur ces deux figures rappeler la position des jauges d'extenso¬métrie sur chacun des câbles d'ancrage instrumentés.

3.2 - DÉROULEMENT DES MESURES

Aux trois tranches d'abattage réalisées à ce jour, correspondent en fait cinq campagnes demesures distinctes mais de durée très variable les unes des autres :

I - Après l'installation dans la mine des câbles équipés de jauges, une série de mesures a étéeffectuée du 20 (point zéro de l'expérimentation) au 22 décembre et le 27 décembre 1988(7ème jour d'expérimentation). Les câbles 12 conducteurs ont ensuite été déconnectés desjauges d'extensométrie (cf. schéma général de l'ensemble de l'installation mise en place enannexe 1) car ils gênaient les travaux de perforation des trous d'abattage pour la réalisationde la rampe d'accès à la chambre 1350 du bloc inférieur.

2- La reconnexion des câbles 12 conducteurs a été effectuée le 1er février 1989 (43ème jour) etl'acquisition de données a fonctionné jusqu'au 9 février 1989 (51 ème jour). Puis l'ensemble dudispositif a été de nouveau débranché pour cause de tirs d'abattage dans les sous-chambres2803 et 2903.

3- Des changements sont alors intervenus dans la planification de l'exploitation de la sous-chambre 2905, guidés par des impératifs de production. Ainsi,, les jauges n'ont été reliées auxIMP et à la centrale de mesure que le 19 février 1990 (426ème jour). Les mesures ont ensuiteété effectuées en continu jusqu'au 24 avril 1990 (490ème jour), date à partir de laquelle il afallu débrancher et replier les câbles électriques en raison des tirs d'abattage qui devaientavoir lieu dans la galerie d'accès à la chambre 1350 (bloc inférieur) où se trouvent ces câblesreliant les jauges aux IMP.

RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 45


3- DÉROULEMENT DES TRAVAUX MINIERS ET DESMESURES DANS LA SOUS-CHAMBRE 2905 DU 20.12.88AU 31.12.90

3.1 - PROGRESSION DES TRAVAUX MINIERS

Depuis décembre 1988, trois tranches ont été abattues dans la sous-chambre 2905, la coteabsolue du toit passant de -1- 645,5 m à -I- 658,0 m en octobre 1990. L'épaisseur de minerai abattuau toit de la sous-chambre est donc de l'ordre de 12,5 m. Les cotes successives atteintes par lacouronne pendant cette période sont les suivantes :

- au démarrage de l'expérimentation, en décembre 1988, cote de la couronne à + 645,5 m,- en février 1989, après l'abattage de la 1ère tranche : cote de la couronne à -I- 650,0 m,- en février 1990, après l'abattage de la 2ème tranche : cote de la couronne à + 654,7 m,- en octobre 1990, après l'abattage de la 3ème tranche : cote de la couronne à + 658,0 m.

Les figures 15 à 18 présentent les levés structuraux de la couronne du chantier minier expé¬rimental, et la position des câbles d'ancrage équipés de jauges d'extensométrie, effectués à la fin del'abattage de chaque tranche de minerai.

A partir de ces figures, il est possible d'établir des coupes schématiques et forcément inter¬prétatives représentant la structure géologique du minerai en place. Deux coupes ont ainsi étéétablies suivant les axes de symétrie de direction Nord-Sud (fig. 19a) et Est-Ouest (fig. 19b) de lasous-chambre 2905. Nous avons sur ces deux figures rappeler la position des jauges d'extenso¬métrie sur chacun des câbles d'ancrage instrumentés.

3.2 - DÉROULEMENT DES MESURES

Aux trois tranches d'abattage réalisées à ce jour, correspondent en fait cinq campagnes demesures distinctes mais de durée très variable les unes des autres :

I - Après l'installation dans la mine des câbles équipés de jauges, une série de mesures a étéeffectuée du 20 (point zéro de l'expérimentation) au 22 décembre et le 27 décembre 1988(7ème jour d'expérimentation). Les câbles 12 conducteurs ont ensuite été déconnectés desjauges d'extensométrie (cf. schéma général de l'ensemble de l'installation mise en place enannexe 1) car ils gênaient les travaux de perforation des trous d'abattage pour la réalisationde la rampe d'accès à la chambre 1350 du bloc inférieur.

2- La reconnexion des câbles 12 conducteurs a été effectuée le 1er février 1989 (43ème jour) etl'acquisition de données a fonctionné jusqu'au 9 février 1989 (51 ème jour). Puis l'ensemble dudispositif a été de nouveau débranché pour cause de tirs d'abattage dans les sous-chambres2803 et 2903.

3- Des changements sont alors intervenus dans la planification de l'exploitation de la sous-chambre 2905, guidés par des impératifs de production. Ainsi,, les jauges n'ont été reliées auxIMP et à la centrale de mesure que le 19 février 1990 (426ème jour). Les mesures ont ensuiteété effectuées en continu jusqu'au 24 avril 1990 (490ème jour), date à partir de laquelle il afallu débrancher et replier les câbles électriques en raison des tirs d'abattage qui devaientavoir lieu dans la galerie d'accès à la chambre 1350 (bloc inférieur) où se trouvent ces câblesreliant les jauges aux IMP.



N

LEGENDE:*°>^J

"^

discontinuitédiscontinuitéintercalation

direction etverticalede schistes

contour du chantier

pendage l1

Echelle 1/200

Figure 15 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote + 645,5m(chambre 1350, bloc inférieur).



N

LEGENDE:*°>^J

"^

discontinuitédiscontinuitéintercalation

direction etverticalede schistes

contour du chantier

pendage l1

Echelle 1/200

Figure 15 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote + 645,5m(chambre 1350, bloc inférieur).


Stabilité et confortement d'ouvrages miniers N

LEGENDE:*l^ discontinuité: direction et pendage

\ discontinuité verticale^ intercalation de schistes^^ contour du chantier

Si

5^

SZ

5h S3

Echelle 1/200

r»w

Figure 16 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote H- 650m(chambre 1350, bloc inférieur).


Stabilité et confortement d'ouvrages miniers N

LEGENDE:*l^ discontinuité: direction et pendage

\ discontinuité verticale^ intercalation de schistes^^ contour du chantier

Si

5^

SZ

5h S3

Echelle 1/200

r»w

Figure 16 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote H- 650m(chambre 1350, bloc inférieur).



LEGENDE:*tr^ discontinuité: direction et pendage

T discontinuité verticale*^ intercalation de schistes^^ contour du chantier

Figure 17 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote -I- 654,7 m(chambre 1350, bloc inférieur).

48 RapportBRG.M n* R33I42 48GEG - VoI.I, 98 p.


LEGENDE:*tr^ discontinuité: direction et pendage

T discontinuité verticale*^ intercalation de schistes^^ contour du chantier

Figure 17 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote -I- 654,7 m(chambre 1350, bloc inférieur).

48 RapportBRG.M n* R33I42 48GEG - VoI.I, 98 p.


Figure 18 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote -I- 658 m(chambre 1350, bloc inférieur).

RapportBRGM n* R33 442 4SGEC VoI.I, 98 p. 49


Figure 18 -Levé structural de la couronne de sous-chambre 2905 à la cote -I- 658 m(chambre 1350, bloc inférieur).

RapportBRGM n* R33 442 4SGEC VoI.I, 98 p. 49


^3D

1

9

ScNstM

/Jougs d'sxtsnaomatria

Toron !S 15,2 mn

Numero da toron

Data du Iwo

I0/I99O

02/1990

02/969

12/1983

Cots absoluede la couronna

en mètre

NORD

Figure 19a - Coupe schématique Nord-Sud de la couronne de la sous-chambre 2905(chambre inférieure 1350)

3D

1

9

tJaug« d'ttxtonaometria

Toron Js 15,2 mm

Numero d» toron

Dato du Iwo

¡0/1990

02/1990

021989

12/1988

Cote absoluede la couronne

en mètre

couronne:

OUEST

Figure 19b - Coupe schématique Est-Ouest de la couronne de la sous-chambre 2905(chambre inférieure 1350)

50 RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


^3D

1

9

ScNstM

/Jougs d'sxtsnaomatria

Toron !S 15,2 mn

Numero da toron

Data du Iwo

I0/I99O

02/1990

02/969

12/1983

Cots absoluede la couronna

en mètre

NORD

Figure 19a - Coupe schématique Nord-Sud de la couronne de la sous-chambre 2905(chambre inférieure 1350)

3D

1

9

tJaug« d'ttxtonaometria

Toron Js 15,2 mm

Numero d» toron

Dato du Iwo

¡0/1990

02/1990

021989

12/1988

Cote absoluede la couronne

en mètre

couronne:

OUEST

Figure 19b - Coupe schématique Est-Ouest de la couronne de la sous-chambre 2905(chambre inférieure 1350)

50 RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p.


4 - Les mesures ont repris du 22 juin (540ème jour) au 8 août 1990 (596ème jour) puis ont été denouveau interrompues en raison de tirs d'abattage pour la réalisation d'accès à la chambre etde travaux de perforation dans la sous-chambre 2905 (préparation de la 3ème tranched'abattage).

5- La dernière campagne de mesures a eu lieu du 19 septembre (638ème jour) au 17 octobre(663èmejour), date à partir de laquelle la foration et la pose de nouveaux câbles d'ancrage ontété eff'ectuées en vue de la réalisation d'une nouvelle tranche d'abattage (la quatrième) dansla sous-chambre 2905.

6- A partir du 17 octobre 1990 jusqu'à la fin du mois d'avril 1991, aucune mesure n'a pu êtreeffectuée suite, d'une part, à des avaries constatées sur deux des trois IMP, dues à des courts-circuits provoqués involontairement dans ces boîtiers au cours d'une inspection générale del'installation électrique du fond, et, d'autre part, à l'absence de tirs d'abattage dans lechantier expérimental pendant cette période.

La position et la date des tirs d'abattage effectués pendant toute cette expérimentation dansla chambre 1350 du bloc inférieur et la sous-chambre 2905 et la quantité d'explosifs utiliséepour chacun d'eux sont récapitulées et représentées sur des tableaux et figures joints dansnotre précédent rapport (B. Pine et F. Wojtkowiak, 1991).

Les deux premières tranches de minerai (de la cote 645,5 m à la cote 654,7 m) ont étéabattues entre la deuxième et la troisième campagne de mesures c'est-à-dire entre les 51 ème et426ème jours d'expérimentation.

A la reprise des mesures le 19 février 1990 (début de la 3ème campagne), les jauges les plusbasses (jauge n" 1), comprises entre la cote initiale de la couronne et 9,5 m de profondeur, de chacundes ancrages expérimentés avaient été détruites. De plus, les jauges n*2 des câbles n'*15 et 21fournissaient des valeurs erronées (court-circuit, présence d'eau ou capteur abîmé). De ce fait, il nerestait plus en état de marche que 14 des 27 jauges d'extensométrie installées initialement. Ils'agit des jauges 9-2* et 9-3 ; 15-3 ; 19-2 et 19-3 ; 20-2 et 20-3 ; 21-3 ; 22-2 et 22-3 ; 23-2 et 23-3 ; 27-2 et enfin 27-3.

La troisième tranche (cotes 654,7 à 658,0 m) a été abattue le dernier jour de la cinquièmecampagne de mesures (666ème jour d'expérimentation). Depuis, les jauges n'ont pas été reliées à lacentrale de mesure et d'acquisition automatique du fait de la réalisation de travaux miniers dansla sous-chambre 2905 et au changement de l'ensemble de l'installation électrique alimentant lachambre 1305. Ces travaux n'étaient pas encore terminés à la fin du mois d'avril 1991.

Depuis la pose des câbles d'ancrage instrumentés et leur connexion à la centrale de mesures,nous avons pu effectuer des mesures pendant 150 jours au total répartis comme suit :

en 1988: 4 jours en décembre c'est-à-dire immédiatement après l'installation et lescellement des câbles d'ancrage,

en 1989 : 9 jours en continu du 1 au 9 février.

en 1990: 64 jours en continu du 19 février au 24 avril ; 47 jours en continu du 22 juin au8 août et enfin 26 jours en continu du 31 août au 17 octobre soit 137 jours autotal.

Les jauges sont repérées par le numéro du câble sur lequel elles sont collées ainsi que par leur position sur le câble tel que

cela est indiqué sur les figures 1 9a et 1 9b.

RapportBRG.M n° R 33 442 18 GEG - VoI.I, 98 p. 51


4 - Les mesures ont repris du 22 juin (540ème jour) au 8 août 1990 (596ème jour) puis ont été denouveau interrompues en raison de tirs d'abattage pour la réalisation d'accès à la chambre etde travaux de perforation dans la sous-chambre 2905 (préparation de la 3ème tranched'abattage).

5- La dernière campagne de mesures a eu lieu du 19 septembre (638ème jour) au 17 octobre(663èmejour), date à partir de laquelle la foration et la pose de nouveaux câbles d'ancrage ontété eff'ectuées en vue de la réalisation d'une nouvelle tranche d'abattage (la quatrième) dansla sous-chambre 2905.

6- A partir du 17 octobre 1990 jusqu'à la fin du mois d'avril 1991, aucune mesure n'a pu êtreeffectuée suite, d'une part, à des avaries constatées sur deux des trois IMP, dues à des courts-circuits provoqués involontairement dans ces boîtiers au cours d'une inspection générale del'installation électrique du fond, et, d'autre part, à l'absence de tirs d'abattage dans lechantier expérimental pendant cette période.

La position et la date des tirs d'abattage effectués pendant toute cette expérimentation dansla chambre 1350 du bloc inférieur et la sous-chambre 2905 et la quantité d'explosifs utiliséepour chacun d'eux sont récapitulées et représentées sur des tableaux et figures joints dansnotre précédent rapport (B. Pine et F. Wojtkowiak, 1991).

Les deux premières tranches de minerai (de la cote 645,5 m à la cote 654,7 m) ont étéabattues entre la deuxième et la troisième campagne de mesures c'est-à-dire entre les 51 ème et426ème jours d'expérimentation.

A la reprise des mesures le 19 février 1990 (début de la 3ème campagne), les jauges les plusbasses (jauge n" 1), comprises entre la cote initiale de la couronne et 9,5 m de profondeur, de chacundes ancrages expérimentés avaient été détruites. De plus, les jauges n*2 des câbles n'*15 et 21fournissaient des valeurs erronées (court-circuit, présence d'eau ou capteur abîmé). De ce fait, il nerestait plus en état de marche que 14 des 27 jauges d'extensométrie installées initialement. Ils'agit des jauges 9-2* et 9-3 ; 15-3 ; 19-2 et 19-3 ; 20-2 et 20-3 ; 21-3 ; 22-2 et 22-3 ; 23-2 et 23-3 ; 27-2 et enfin 27-3.

La troisième tranche (cotes 654,7 à 658,0 m) a été abattue le dernier jour de la cinquièmecampagne de mesures (666ème jour d'expérimentation). Depuis, les jauges n'ont pas été reliées à lacentrale de mesure et d'acquisition automatique du fait de la réalisation de travaux miniers dansla sous-chambre 2905 et au changement de l'ensemble de l'installation électrique alimentant lachambre 1305. Ces travaux n'étaient pas encore terminés à la fin du mois d'avril 1991.

Depuis la pose des câbles d'ancrage instrumentés et leur connexion à la centrale de mesures,nous avons pu effectuer des mesures pendant 150 jours au total répartis comme suit :

en 1988: 4 jours en décembre c'est-à-dire immédiatement après l'installation et lescellement des câbles d'ancrage,

en 1989 : 9 jours en continu du 1 au 9 février.

en 1990: 64 jours en continu du 19 février au 24 avril ; 47 jours en continu du 22 juin au8 août et enfin 26 jours en continu du 31 août au 17 octobre soit 137 jours autotal.

Les jauges sont repérées par le numéro du câble sur lequel elles sont collées ainsi que par leur position sur le câble tel que

cela est indiqué sur les figures 1 9a et 1 9b.

RapportBRG.M n° R 33 442 18 GEG - VoI.I, 98 p. 51


3.3 . PROBLÈMES RENCONTRÉS LORS DE L'EXPÉRIMENTATION

Les longues périodes d'interruption entre les différentes campagnes de mesure précitées ontdiverses origines. La principale cause d'interruption est directement liée à la planification et à laréalisation des travaux miniers. Les câbles électriques 12 conducteurs sont souvent déconnectésdes jauges lorsque des travaux de perforation des trous de mine, ou pour la mise en place des câblesd'ancrage, et des tirs d'abattage à l'explosif sont effectués dans la sous-chambre expérimentale2905 ou les sous-chambres voisines de manière à les préserver de toute dégradation irréversible.La reconnexion de ces câbles aux jauges d'extensométrie étant une opération longue et délicate,immobilisant pour plusieurs heures du personnel qualifié et un engin de production (godet d'unchargeur utilisé en guise de nacelle), elle n'est efiectuée que lorsque la préparation du chantierminier est définitivement terminée et lorsque tous les moyens à mettre en oeuvre peuvent êtremobilisés en même temps.

D'autre part, malgré la robustesse des appareils de mesure utilisés et toutes les précautionsprises pour leur protection, l'ensemble du système de mesure mis en place a sans cesse été l'objet depetits incidents qui ont conduit à des interruptions de quelques heures au mieux et, au pire, dequelques jours voire de plusieurs semaines. Le diagnostic des causes de la panne sur la base desrenseignements fournis a souvent été difficile et long à établir ou plus simplement parce que nousen avons été informés très tardivement.

Les avaries de fonctionnement les plus fréquemment observées sont dues à des coupuresaccidentelles de l'alimentation en secteur de la centrale de mesure qui se soldent à terme par unarrêt des mesures suite à la décharge complète des batteries de secours interne et externe. Descoupures de la liaison (câbles électriques 12 conducteurs) entre les jauges et les boîtiers deconditionnement (IMP) et/ou de la liaison de ces boîtiers à la centrale de mesures (câble électriqueblindé 2 conducteurs), câbles arrachés ou abîmés suite au passage d'engins volumineux dans lesgaleries d'accès aux chambres et/ou dans les sous-chambres d'exploitation, sont égalementresponsables d'un grand nombre d'interruptions de mesures.

L'ensemble de l'installation mis en place (jauges, centrale de mesures, boîtiers de condi¬tionnement et surtout câbles électriques de liaison des différents dispositifs entre eux) demandedonc une attention particulière de manière à réduire, autant que faire se peut, le nombre et ladurée des interruptions d'acquisition de données.

Ainsi, de février 1989 à février 1990, aucune mesure n'a été effectuée par suite desnombreux incidents survenus sur l'ensemble de l'installation et de la priorité accordée à laproduction. Nous avons donc décidé, en parfait accord avec la direction de la mine, de relancerl'expérimentation en assurant dans un premier temps un contrôle continu et journalier del'ensemble de l'installation, étant entendu que la mine prendrait ensuite le relais et laresponsabilité de la poursuite des mesures en notre absence. La révision complète du système a étéeffectuée par le BRGM le 19 février 1990 et les mesures ont repris le même jour pour êtreinterrompues le 24 avril. Comme convenu, le personnel de la mine a assuré seul la poursuite desmesures du 22 juin au 8 août et du 31 août au 17 octobre et cela avec beaucoup de soin et d'intérêt,pour ne pas dire de professionnalisme.

L'ensemble du dispositif de mesure et d'acquisition automatique de données mis en place endécembre 1988 dans la mine souterraine de Sotiel a fait la preuve de sa fiabilité et de sa robustessemalgré un environnement particulièrement sévère. En effet, les interruptions des mesures et lesavaries constatées jusqu'à ce jour sont uniquement dues à des facteurs externes (coupures del'alimentation en secteur de la centrale de mesures par exemple) ou à des incidents mettant encause la continuité de la transmission et de la liaison jauges-boîtiers de connexion - centrale demesures (coupure des câbles électriques 12 conducteurs ou 2 conducteurs). Chaque fois que l'avariesur le réseau a été réparée, la centrale de mesures s'est immédiatement remise en route sansqu'aucune intervention, autre que la relance du programme d'acquisition de données, ait éténécessaire.



3.3 . PROBLÈMES RENCONTRÉS LORS DE L'EXPÉRIMENTATION

Les longues périodes d'interruption entre les différentes campagnes de mesure précitées ontdiverses origines. La principale cause d'interruption est directement liée à la planification et à laréalisation des travaux miniers. Les câbles électriques 12 conducteurs sont souvent déconnectésdes jauges lorsque des travaux de perforation des trous de mine, ou pour la mise en place des câblesd'ancrage, et des tirs d'abattage à l'explosif sont effectués dans la sous-chambre expérimentale2905 ou les sous-chambres voisines de manière à les préserver de toute dégradation irréversible.La reconnexion de ces câbles aux jauges d'extensométrie étant une opération longue et délicate,immobilisant pour plusieurs heures du personnel qualifié et un engin de production (godet d'unchargeur utilisé en guise de nacelle), elle n'est efiectuée que lorsque la préparation du chantierminier est définitivement terminée et lorsque tous les moyens à mettre en oeuvre peuvent êtremobilisés en même temps.

D'autre part, malgré la robustesse des appareils de mesure utilisés et toutes les précautionsprises pour leur protection, l'ensemble du système de mesure mis en place a sans cesse été l'objet depetits incidents qui ont conduit à des interruptions de quelques heures au mieux et, au pire, dequelques jours voire de plusieurs semaines. Le diagnostic des causes de la panne sur la base desrenseignements fournis a souvent été difficile et long à établir ou plus simplement parce que nousen avons été informés très tardivement.

Les avaries de fonctionnement les plus fréquemment observées sont dues à des coupuresaccidentelles de l'alimentation en secteur de la centrale de mesure qui se soldent à terme par unarrêt des mesures suite à la décharge complète des batteries de secours interne et externe. Descoupures de la liaison (câbles électriques 12 conducteurs) entre les jauges et les boîtiers deconditionnement (IMP) et/ou de la liaison de ces boîtiers à la centrale de mesures (câble électriqueblindé 2 conducteurs), câbles arrachés ou abîmés suite au passage d'engins volumineux dans lesgaleries d'accès aux chambres et/ou dans les sous-chambres d'exploitation, sont égalementresponsables d'un grand nombre d'interruptions de mesures.

L'ensemble de l'installation mis en place (jauges, centrale de mesures, boîtiers de condi¬tionnement et surtout câbles électriques de liaison des différents dispositifs entre eux) demandedonc une attention particulière de manière à réduire, autant que faire se peut, le nombre et ladurée des interruptions d'acquisition de données.

Ainsi, de février 1989 à février 1990, aucune mesure n'a été effectuée par suite desnombreux incidents survenus sur l'ensemble de l'installation et de la priorité accordée à laproduction. Nous avons donc décidé, en parfait accord avec la direction de la mine, de relancerl'expérimentation en assurant dans un premier temps un contrôle continu et journalier del'ensemble de l'installation, étant entendu que la mine prendrait ensuite le relais et laresponsabilité de la poursuite des mesures en notre absence. La révision complète du système a étéeffectuée par le BRGM le 19 février 1990 et les mesures ont repris le même jour pour êtreinterrompues le 24 avril. Comme convenu, le personnel de la mine a assuré seul la poursuite desmesures du 22 juin au 8 août et du 31 août au 17 octobre et cela avec beaucoup de soin et d'intérêt,pour ne pas dire de professionnalisme.

L'ensemble du dispositif de mesure et d'acquisition automatique de données mis en place endécembre 1988 dans la mine souterraine de Sotiel a fait la preuve de sa fiabilité et de sa robustessemalgré un environnement particulièrement sévère. En effet, les interruptions des mesures et lesavaries constatées jusqu'à ce jour sont uniquement dues à des facteurs externes (coupures del'alimentation en secteur de la centrale de mesures par exemple) ou à des incidents mettant encause la continuité de la transmission et de la liaison jauges-boîtiers de connexion - centrale demesures (coupure des câbles électriques 12 conducteurs ou 2 conducteurs). Chaque fois que l'avariesur le réseau a été réparée, la centrale de mesures s'est immédiatement remise en route sansqu'aucune intervention, autre que la relance du programme d'acquisition de données, ait éténécessaire.



4 - BILAN ET INTERPRÉTATION DE L'ENSEMBLE DES ME-SURES OBTENUES À FIN 1990

4.1 . COMMENTAIRES SUR LE PRINCIPE DE MESURE DES EFFORTSS'EXERÇANT SUR LES CÂBLES

Les mesures de déformation du câble d'ancrage effectuées par les jauges peuvent êtreexprimées en terme d'eiTort s'exerçant sur ces câbles. En effet, une courbe d'étalonnage permet, àpartir des micro-déformations indiquées par les jauges, de connaître l'intensité de la force detraction qui s'applique localement au câble (à l'emplacement de la jauge). Cette courbed'étalonnage n'est valable que pour quantifier des efforts de traction puisqu'aucun essai autre quedes essais de traction ou de cisaillement n'a été efTectué en laboratoire pour l'obtention de tellescourbes. Des essais de compression sur un câble nu ou scellé équipé d'une jauge aurait pour effet de"détendre" la jauge initialement prétendue avant son collage sur le câble. Elle indiquerait alorsdes valeurs erronées car, de par sa conception, elle n'est en aucun cas adaptée à la mesure desdéformations induites par une compression dans l'axe du câble.

Des essais de cisaillement directs, effectués d'une manière tout à fait comparable à desessais de cisaillement rectiligne à la boîte de Casagrande, ont été également réalisés enlaboratoire, le câble équipé d'une jauge étant scellé au coulis de ciment dans un tube d'acier coupéen deux perpendiculairement à une génératrice du tube. Dans ces conditions opératoires, la courbed'étalonnage entre l'effort tangentiel appliqué au câble dans le plan de cisaillement et ladéformation du câble d'ancrage induite par cet effort, est très difficile à obtenir car elle dépend enparticulier de l'ouverture du plan de cisaillement (distance séparant les deux demi-tubes d'acier) etde la morphologie (rugosité) de ce plan. Ces paramètres ne sont pas accessibles d'une manièredirecte et leur quantification fait encore l'objet de travaux de recherche.

En ce qui nous concerne, nous considérerons dans notre interprétation des mesures que lescâbles sont soumis à des efforts de traction même lorsque ceux-ci sont sollicités en cisaillement. Eneffet, dans la zone de cisaillement, pouvant correspondre à une fracture séparant deux blocsrocheux en mouvement l'un par rapport à l'autre, le câble subit en efTet une extension. La jauge, delongueur initiale £, subit également une elongation Af .

Af> 0

e

Les efTorts de traction seront donc notés positivement. A l'inverse, lorsque la jauge est"comprimée", elle subit une diminution de longueur :

< 0e

Lorsque la mesure indiquera une valeur négative, nous pourrons conclure que la jauge se situedans une zone en compression mais il ne sera pas possible de quantifier les efforts s'exerçant sur lecâble dans cette zone, faute de disposer de courbe d'étalonnage pour ce type de sollicitation.

4.2 - RESULTATS DES MESURES EFFECTUEES

Les courbes d'évolution détaillées des efforts s'exerçant sur les câbles en fonction du tempsont été données dans notre dernier rapport d'avancement des travaux (B. Pine et Wojtkowiak,1991).



4 - BILAN ET INTERPRÉTATION DE L'ENSEMBLE DES ME-SURES OBTENUES À FIN 1990

4.1 . COMMENTAIRES SUR LE PRINCIPE DE MESURE DES EFFORTSS'EXERÇANT SUR LES CÂBLES

Les mesures de déformation du câble d'ancrage effectuées par les jauges peuvent êtreexprimées en terme d'eiTort s'exerçant sur ces câbles. En effet, une courbe d'étalonnage permet, àpartir des micro-déformations indiquées par les jauges, de connaître l'intensité de la force detraction qui s'applique localement au câble (à l'emplacement de la jauge). Cette courbed'étalonnage n'est valable que pour quantifier des efforts de traction puisqu'aucun essai autre quedes essais de traction ou de cisaillement n'a été efTectué en laboratoire pour l'obtention de tellescourbes. Des essais de compression sur un câble nu ou scellé équipé d'une jauge aurait pour effet de"détendre" la jauge initialement prétendue avant son collage sur le câble. Elle indiquerait alorsdes valeurs erronées car, de par sa conception, elle n'est en aucun cas adaptée à la mesure desdéformations induites par une compression dans l'axe du câble.

Des essais de cisaillement directs, effectués d'une manière tout à fait comparable à desessais de cisaillement rectiligne à la boîte de Casagrande, ont été également réalisés enlaboratoire, le câble équipé d'une jauge étant scellé au coulis de ciment dans un tube d'acier coupéen deux perpendiculairement à une génératrice du tube. Dans ces conditions opératoires, la courbed'étalonnage entre l'effort tangentiel appliqué au câble dans le plan de cisaillement et ladéformation du câble d'ancrage induite par cet effort, est très difficile à obtenir car elle dépend enparticulier de l'ouverture du plan de cisaillement (distance séparant les deux demi-tubes d'acier) etde la morphologie (rugosité) de ce plan. Ces paramètres ne sont pas accessibles d'une manièredirecte et leur quantification fait encore l'objet de travaux de recherche.

En ce qui nous concerne, nous considérerons dans notre interprétation des mesures que lescâbles sont soumis à des efforts de traction même lorsque ceux-ci sont sollicités en cisaillement. Eneffet, dans la zone de cisaillement, pouvant correspondre à une fracture séparant deux blocsrocheux en mouvement l'un par rapport à l'autre, le câble subit en efTet une extension. La jauge, delongueur initiale £, subit également une elongation Af .

Af> 0

e

Les efTorts de traction seront donc notés positivement. A l'inverse, lorsque la jauge est"comprimée", elle subit une diminution de longueur :

< 0e

Lorsque la mesure indiquera une valeur négative, nous pourrons conclure que la jauge se situedans une zone en compression mais il ne sera pas possible de quantifier les efforts s'exerçant sur lecâble dans cette zone, faute de disposer de courbe d'étalonnage pour ce type de sollicitation.

4.2 - RESULTATS DES MESURES EFFECTUEES

Les courbes d'évolution détaillées des efforts s'exerçant sur les câbles en fonction du tempsont été données dans notre dernier rapport d'avancement des travaux (B. Pine et Wojtkowiak,1991).



Sur l'axe des abscisses (temps) de l'ensemble de ces courbes, nous avons également repéré lachronologie des tirs d'abattage réalisés dans la chambre 1350 du bloc inférieur. Les figures n"'20 à28 représentent les courbes obtenues pour chacun des capteurs équipant les neuf câbles d'ancrageinstrumentés pour toute la durée de l'expérimentation. Les courbes obtenues sont largementcommentées jauge parjauge, câble par câble, dans notre rapport précité.

De ces descriptions, nous retiendrons les principaux points suivants.

De l'ensemble des mesures effectuées en conditions réelles d'exploitation sur ces neuf câblesd'ancrage, il ressort que le comportement de chaque câble dépend d'un certain nombre de facteurstels que la position du câble dans la sous-chambre (milieu d'un carrefour, entre deux piliersrésiduels...), la fracturation naturelle et induite par les tirs d'abattage de la couronne, l'existenced'importantes hétérogénéités lithologiques (intercalations schisteuses) à son voisinage immédiat,la localisation des tirs et la masse d'explosifs utilisée pour chacun d'eux.

D'autre part, la répartition des efforts le long d'un même câble d'ancrage est loin d'êtrehomogène : des zones peu ou pas sollicitées en traction ou en "compression" apparaissent quelquesmètres en-deçà ou au-delà de zones où le câble d'ancrage et a fortiori la jauge, sont sollicités à unniveau proche de leur charge limite de rupture.

Certains de ces câbles sont globalement peu chargés pendant toute la durée de l'expéri¬mentation (cas des câbles n° 9, 1 5, 20 et 33). Les efforts de traction mesurés localement varient peudans le temps et ont une intensité de quelques dizaines de kN (généralement de 10 à 30 kN, plusrarementjusqu'à 80 kN).

D'autres câbles sont par contre beaucoup plus chargés et subissent même des cycles dechargement et de déchargement d'amplitude et de durée variables. Ces cycles sont toujours liés àdes tirs d'abattage avec de fortes charges d'explosifs réalisés dans les sous-chambres voisines de lasous-chambre instrumentée. Les efforts qui s'exercent sur les ancrages peuvent être localementtrès importants, nettement supérieurs à 100 kN en général, voire atteindre la charge maximaleadmissible par le câble d'ancrage (250 à 270 kN). Lorsque le câble est sollicité en-deçà de sa limitede rupture, il est fréquent d'observer une phase de déchargement plus ou moins rapide (quelquesjours) suivie d'une stabilisation des efforts s'exerçant sur le câble à une intensité comparable voireinférieure à celle précédent la mise en charge.

L'ensemble de ces observations fait apparaître clairement que la couronne de la chambre se

comporte comme un assemblage de blocs délimités par des plans de discontinuité majeurs. Aprèschaque tir d'abattage réalisé dans la sous-chambre 2905 et les voisines, des mouvements deréajustement de ces blocs les uns par rapport aux autres, liés à des déplacements le long des plansde discontinuité, sont observés jusqu'à l'obtention d'un nouvel état d'équilibre. Cela se traduit pardes variations importantes des efforts qui s'exercent, d'une part, d'un câble à l'autre et, d'autrepart, le long d'un même câble. Les câbles peu sollicités sont ancrés dans les zones initialement lesplus saines et les moins fracturées et qui sont restées stables durant toute cette expérimentation.Les câbles plus sollicités, qui subissent localement des cycles de chargement et de déchargement degrande amplitude, traversent des intercalations schisteuses ou des plans de discontinuité actifs,c'est-à-dire le long desquels des déplacements ont lieu, ce qui a pour effet de mettre le câble entension. Si ce déplacement est de grande amplitude ou si le poids du (ou des) bloc (s) à soutenir estsupérieur à la charge maximale admissible du câble, on peut avoir rupture partielle ou totale ducâble et, a fortiori, de la jauge.

54 RapportBRG.M n' R 33 142 48 GEG - VoI.I, 98 p.


Sur l'axe des abscisses (temps) de l'ensemble de ces courbes, nous avons également repéré lachronologie des tirs d'abattage réalisés dans la chambre 1350 du bloc inférieur. Les figures n"'20 à28 représentent les courbes obtenues pour chacun des capteurs équipant les neuf câbles d'ancrageinstrumentés pour toute la durée de l'expérimentation. Les courbes obtenues sont largementcommentées jauge parjauge, câble par câble, dans notre rapport précité.

De ces descriptions, nous retiendrons les principaux points suivants.

De l'ensemble des mesures effectuées en conditions réelles d'exploitation sur ces neuf câblesd'ancrage, il ressort que le comportement de chaque câble dépend d'un certain nombre de facteurstels que la position du câble dans la sous-chambre (milieu d'un carrefour, entre deux piliersrésiduels...), la fracturation naturelle et induite par les tirs d'abattage de la couronne, l'existenced'importantes hétérogénéités lithologiques (intercalations schisteuses) à son voisinage immédiat,la localisation des tirs et la masse d'explosifs utilisée pour chacun d'eux.

D'autre part, la répartition des efforts le long d'un même câble d'ancrage est loin d'êtrehomogène : des zones peu ou pas sollicitées en traction ou en "compression" apparaissent quelquesmètres en-deçà ou au-delà de zones où le câble d'ancrage et a fortiori la jauge, sont sollicités à unniveau proche de leur charge limite de rupture.

Certains de ces câbles sont globalement peu chargés pendant toute la durée de l'expéri¬mentation (cas des câbles n° 9, 1 5, 20 et 33). Les efforts de traction mesurés localement varient peudans le temps et ont une intensité de quelques dizaines de kN (généralement de 10 à 30 kN, plusrarementjusqu'à 80 kN).

D'autres câbles sont par contre beaucoup plus chargés et subissent même des cycles dechargement et de déchargement d'amplitude et de durée variables. Ces cycles sont toujours liés àdes tirs d'abattage avec de fortes charges d'explosifs réalisés dans les sous-chambres voisines de lasous-chambre instrumentée. Les efforts qui s'exercent sur les ancrages peuvent être localementtrès importants, nettement supérieurs à 100 kN en général, voire atteindre la charge maximaleadmissible par le câble d'ancrage (250 à 270 kN). Lorsque le câble est sollicité en-deçà de sa limitede rupture, il est fréquent d'observer une phase de déchargement plus ou moins rapide (quelquesjours) suivie d'une stabilisation des efforts s'exerçant sur le câble à une intensité comparable voireinférieure à celle précédent la mise en charge.

L'ensemble de ces observations fait apparaître clairement que la couronne de la chambre se

comporte comme un assemblage de blocs délimités par des plans de discontinuité majeurs. Aprèschaque tir d'abattage réalisé dans la sous-chambre 2905 et les voisines, des mouvements deréajustement de ces blocs les uns par rapport aux autres, liés à des déplacements le long des plansde discontinuité, sont observés jusqu'à l'obtention d'un nouvel état d'équilibre. Cela se traduit pardes variations importantes des efforts qui s'exercent, d'une part, d'un câble à l'autre et, d'autrepart, le long d'un même câble. Les câbles peu sollicités sont ancrés dans les zones initialement lesplus saines et les moins fracturées et qui sont restées stables durant toute cette expérimentation.Les câbles plus sollicités, qui subissent localement des cycles de chargement et de déchargement degrande amplitude, traversent des intercalations schisteuses ou des plans de discontinuité actifs,c'est-à-dire le long desquels des déplacements ont lieu, ce qui a pour effet de mettre le câble entension. Si ce déplacement est de grande amplitude ou si le poids du (ou des) bloc (s) à soutenir estsupérieur à la charge maximale admissible du câble, on peut avoir rupture partielle ou totale ducâble et, a fortiori, de la jauge.


IsDBI

GB

Q

ihS•o

35c(DtoO

oeera

3«h

Oluti

osa

sen

ST(b

3•o

1r1|

X

ß

c0

[J

U

V-d

ai

c!-0

100

90

30

70

60

TJO

40

:io

20

10

0

Courbe d'évolution dans le tempsForces de traction sur le câble n*: 9

15 20 25 10I1-1 !

4

35| | A Û

50A'A

551 A

60 65~ô—

++

+

70 43— I A A / V S i •!•> 1

to

3IG.

1«3aK'

40 400 440 480 520 560 600 640 680

Jauge 1Jours d'expérimentation

Jauge ¿ <" Jauge 3 Tir?

enoi

Courbe d'évolution dans le tempsForces de traction sur le câble n": 15

aCO

IB.sogQD

cimO

iS

n9

to

«

II5"

1

80

70

60

50

+0

30

20

10

0

00

oo

tsr3nG.

4ta

2S"3

30 15 20 25 30 35 50 55 60 65 70 93

40 400 440 480 520 560 600 640 680

• Jauge 1Jours d'expérimentation

Jauge ¿ <> Jauge 3 A Tirs

en

SDOMO

i

100

A 90

i 8o

I 70

Z 6 0

* 50

G 40l)

30

g 20

Courbe d'évolution dans le tempsForces de traction sur le câble n : 20

io H

Co&

o

cc

I

40 400 440 480 520 560 600 640 680

O Jauge 1Jours d'expérimentation

Jauge 2 t Jauge 3 Tir?

O1

f

CD

gSff

g

i

t)•d

ouuoEu

0

Courbe d'évolution dans le tempsForcea de traction sur le câble n : 19

100

90

80

70

60

50

40 H

ü 3 0

c 10

00

600 640 680

D Jauge 1Jours d'expérimentation

Jauge Z Jauge 3 Tirs

enoo

¡an

S *

S3

w

Sa

t

oSI

B&

6

en

300

250 -

Î00

g 150

Kl

u 100

TJ50 -1

•

Courbe d1 é volution dans le tempsForcea de traction sur le câble n : 21

40 400

CO

I-

c

1gS"

15 20 25 30 35 50 55 60 65 70 93

440 480 520 560 600 640 680

Jours d'expérimentationJauge 2 c Jauge 3 Tirs

Courbe d'évolution dans le temps

aI

300

250 -

200 -

G 150o

Í ]00

50 -

Forces de traction sur le câble n": 22

D

30 15 20 25 30 35 50 55—A A A A 1—as—

Ia.crcc

Ita

60 65 70 93

40 400 440 480 520 560 600 640 680

• Jauge 1Jours d'expérimentation

Jauge a - -Jauge 3 Tirs

fwsX

M

ce

65

•o

300

! 250 -

Z

Gv

:oo -

150 -

ueL 100


£*£&&

20 35 30 35 50 55 60 65 70 93

40 400 440 480 520 560 600 640 680

D Jauge 1

Jours d'expë rimentation+ Jauge 2 v Jauge 3 Tir?

3a

4g3ÎS'

2

I».sa

•fe-to

•h

CD

O

300

250 H

ü

t, 100

I)•0

50bUuafr. o

200 -

150 -

Courbe d'évolution dans le tempsForces de traction sur le câble n*: 27

D

a

D

D

O

a

40

15 ZQ 25 30 35 50 55 60 65 70

400 440 480 520 560 600 640 680

Jours d'expë rimentation+ Jauge 2 o Jauge 3

S"

B

fs-

c

15'

Tirs

to


Í

•

iÏt0.

sr

I

05

Si3

euc

I

160 200 240 280

09

a Jauge 1Jours d'expé rimentation

Jauge 2 Jauge 3 A Tirs


4.3 - TRAITEMENT STATISTIQUE DES MESURESET INTERPRÉTATION

Le simple examen des courbes d'évolution des efforts s'exerçant sur les câbles d'ancrage enfonction du temps indique, d'une part, des similitudes de comportement pour certains câbles etsurtout une influence certaine des tirs d'abattage sur ces comportements.

Afin de mettre en évidence d'éventuelles corrélations entre les contraintes induites dans lachambre 2905 par les différents tirs d'abattage et les efTorts enregistrés par les jauges fixées sur lescâbles d'ancrage au moment ou peu après ces tirs, plusieurs analyses en composantes principalesont été effectuées. De plus, cette étude statistique permettra de définir certains mouvementsrelatifs de blocs constituant la couronne de la sous-chambre 2905 en comparant les périodes demise en tension de certains câbles aux périodes de déchargement d'autres câbles.

Pour tenter de corréler l'efTort mesuré dans les câbles lors de différents tirs, la distance dutir à la chambre 2905 ainsi que la quantité d'explosif utilisée doivent être prises en compte. Jaeger& Cook mentionnent que Duvall et al. calculèrent une vitesse particulaire maximum à partir del'équation suivante :

A = H(Wl/2/r)n

A est la vitesse particulaire maximumH et n sont des constantes empiriquesW est la masse en kg d'explosifetr est la distance en m entre le centre de chambre 2905 et la position du tir.

Une fois que la vitesse particulaire a été déterminée à partir de cette relation, nous pouvonscalculer la contrainte due au tir, o(Mpa), à l'aide de l'équation suivante (J.C. Jaeger etN.G.W. Cook).

otir = - A*E(l-v) / ( (H- v)(l-2v)(E(l-v) / (1-1- v)(l-2v)p)i/2 )

E est le module de Young du massif rocheuxV est le coefficient de Poissonp est la densité du massif rocheux.

Une fois que la contrainte induite dans la chambre 2905 a été calculée, des analyses encomposantes principales sont réalisées pour faire ressortir les relations entre les tirs et les effortsdans les câbles et les relations entre les câbles. Les efTorts mesurés par les jauges et les contraintesinduites par les tirs ont été utilisés comme variables. (Note : toute jauge ayant une valeurconstante pendant la durée d'une phase d'acquisition de données ne peut pas être utilisée lors del'analyse en composante principale).

Seules les trois dernières campagnes de mesures peuvent être utilisées pour le traitementstatistique car les deux premières phases comportent trop peu de données pour permettre uneinterprétation valable des résultats de l'analyse en composantes principales. Les trois campagnessont celles comprises entre le 19 février et le 24 avril 1990 ; entre le 22 juin et le 8 août 1990 etentre le 31 août et le 17 octobre 1990.

Les relations entre les tirs et les câbles seront décrites d'une manière qualitative car il estdifficile à l'aide de l'analyse en composantes principales d'exprimer ces relations sous formequantitative. Les corrélations entre variables pour la première composante principale ont étéétudiées. Le pourcentage expliqué par le premier axe principal est de 50,6 %, de 43,2 % et de 46,2 %pour les phases 3, 4 et 5 respectivement. Cela semble suffisant pour décrire qualitativement lesrelations entre les din*érentes variables. Le tableau 3 donne les corrélations entre les variables etle premier axe principal pour les trois phases d'acquisition de données prises en compte.

64 RapportBRGM n'R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


4.3 - TRAITEMENT STATISTIQUE DES MESURESET INTERPRÉTATION

Le simple examen des courbes d'évolution des efforts s'exerçant sur les câbles d'ancrage enfonction du temps indique, d'une part, des similitudes de comportement pour certains câbles etsurtout une influence certaine des tirs d'abattage sur ces comportements.

Afin de mettre en évidence d'éventuelles corrélations entre les contraintes induites dans lachambre 2905 par les différents tirs d'abattage et les efTorts enregistrés par les jauges fixées sur lescâbles d'ancrage au moment ou peu après ces tirs, plusieurs analyses en composantes principalesont été effectuées. De plus, cette étude statistique permettra de définir certains mouvementsrelatifs de blocs constituant la couronne de la sous-chambre 2905 en comparant les périodes demise en tension de certains câbles aux périodes de déchargement d'autres câbles.

Pour tenter de corréler l'efTort mesuré dans les câbles lors de différents tirs, la distance dutir à la chambre 2905 ainsi que la quantité d'explosif utilisée doivent être prises en compte. Jaeger& Cook mentionnent que Duvall et al. calculèrent une vitesse particulaire maximum à partir del'équation suivante :

A = H(Wl/2/r)n

A est la vitesse particulaire maximumH et n sont des constantes empiriquesW est la masse en kg d'explosifetr est la distance en m entre le centre de chambre 2905 et la position du tir.

Une fois que la vitesse particulaire a été déterminée à partir de cette relation, nous pouvonscalculer la contrainte due au tir, o(Mpa), à l'aide de l'équation suivante (J.C. Jaeger etN.G.W. Cook).

otir = - A*E(l-v) / ( (H- v)(l-2v)(E(l-v) / (1-1- v)(l-2v)p)i/2 )

E est le module de Young du massif rocheuxV est le coefficient de Poissonp est la densité du massif rocheux.

Une fois que la contrainte induite dans la chambre 2905 a été calculée, des analyses encomposantes principales sont réalisées pour faire ressortir les relations entre les tirs et les effortsdans les câbles et les relations entre les câbles. Les efTorts mesurés par les jauges et les contraintesinduites par les tirs ont été utilisés comme variables. (Note : toute jauge ayant une valeurconstante pendant la durée d'une phase d'acquisition de données ne peut pas être utilisée lors del'analyse en composante principale).

Seules les trois dernières campagnes de mesures peuvent être utilisées pour le traitementstatistique car les deux premières phases comportent trop peu de données pour permettre uneinterprétation valable des résultats de l'analyse en composantes principales. Les trois campagnessont celles comprises entre le 19 février et le 24 avril 1990 ; entre le 22 juin et le 8 août 1990 etentre le 31 août et le 17 octobre 1990.

Les relations entre les tirs et les câbles seront décrites d'une manière qualitative car il estdifficile à l'aide de l'analyse en composantes principales d'exprimer ces relations sous formequantitative. Les corrélations entre variables pour la première composante principale ont étéétudiées. Le pourcentage expliqué par le premier axe principal est de 50,6 %, de 43,2 % et de 46,2 %pour les phases 3, 4 et 5 respectivement. Cela semble suffisant pour décrire qualitativement lesrelations entre les din*érentes variables. Le tableau 3 donne les corrélations entre les variables etle premier axe principal pour les trois phases d'acquisition de données prises en compte.

64 RapportBRGM n'R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


Variables

9-2

15-3

19-3

20-2

20-3

21-3

22-2

22-3

23-2

23-3

27-2

27-3

Otir

Phase 3

- 0,0764

0,9644

- 0,8772

- 0,2440

- 0,8077

0,2681

-0,9491

nd

0,4426

- 0,4806

nd

nd

- 0,8663

Phase 4

nd

nd

. nd

nd

nd

nd

- 0,0304

0,1038

nd

-0,0185

nd

0,0644

-0,5731

Phases

nd

nd

0,8913

0,5077

0,8663

nd

0,4403

nd

nd

0,9138

- 0,2283

-0,6363

0,6590

Tableau 3 - Corrélation entre les variables et le premier axeprincipal de l'analyse en composantes principales

nd : non-disponible

4.3.1 - PHASE 3 (du 19 février au 24 avril)

Les jauges 19-3, 20-3, 22-2 et 23-3 montrent une augmentation des efforts (les câbles se

tendent) à la suite des tirs contrairement aux jauges 15-3 et 23-2 qui indiquent un relâchement.Les jauges 9-2, 20-2 et 21-3 semblent très peu infiuencées par les contraintes induites par les tirs.

A la suite d'une analyse plus détaillée des relations entre câbles, les jauges se divisent entrois groupes distincts.

Le premier groupe se compose des jauges 19-3 et 22-2. Ces jauges montrent uneaugmentation progressive des efforts dans les câbles correspondants. Il est à noter que les câbles 19et 22 sont chacun situés entre deux joints subverticaux qui probablement forment des blocs avecles autres familles de joints. Les câbles agissent sur les blocs pour les maintenir en place. La jauge22-2 est très faiblement sollicitée donc les mouvements de blocs sont de très faible amplitude. Lajauge 19-3 se situe entre deux piliers, zone en général fortement fracturée soumise à descontraintes plus importantes. De ce fait, la jauge 19-3 est plus sollicitée que la jauge 22-2.

Le deuxième groupe se divise en deux sous-groupes. Le premier sous-groupe comprend lesjauges 20-3 et 23-3 qui subissent plusieurs cycles de chargement-déchargement, mais avec uneprogression constante des efforts tout au long de la phase 3. La jauge 20-3 se situe entre deuxécailles schisteuses et est peu sollicitée. Le deuxième sous-groupe présente pour les jauges 9-2,20-2 et 21-3 le même phénomène cyclique que pour le premier sous-groupe, mais avec un effortmoyen constant ou diminuant progressivement au cours de la phase 3. La jauge 9-2 est très peusollicitée et se situe dans une zone schisteuse près d'un joint subvertical. La jauge 20-2 estégalement peu sollicitée et se situe dans une zone peu fracturée. La jauge 21-3 est fortementsollicitée près d'un joint vertical.

RapportBRGM n* R334I2 ISGEG - Vol.I. 98 p. 65


Variables

9-2

15-3

19-3

20-2

20-3

21-3

22-2

22-3

23-2

23-3

27-2

27-3

Otir

Phase 3

- 0,0764

0,9644

- 0,8772

- 0,2440

- 0,8077

0,2681

-0,9491

nd

0,4426

- 0,4806

nd

nd

- 0,8663

Phase 4

nd

nd

. nd

nd

nd

nd

- 0,0304

0,1038

nd

-0,0185

nd

0,0644

-0,5731

Phases

nd

nd

0,8913

0,5077

0,8663

nd

0,4403

nd

nd

0,9138

- 0,2283

-0,6363

0,6590

Tableau 3 - Corrélation entre les variables et le premier axeprincipal de l'analyse en composantes principales

nd : non-disponible

4.3.1 - PHASE 3 (du 19 février au 24 avril)

Les jauges 19-3, 20-3, 22-2 et 23-3 montrent une augmentation des efforts (les câbles se

tendent) à la suite des tirs contrairement aux jauges 15-3 et 23-2 qui indiquent un relâchement.Les jauges 9-2, 20-2 et 21-3 semblent très peu infiuencées par les contraintes induites par les tirs.

A la suite d'une analyse plus détaillée des relations entre câbles, les jauges se divisent entrois groupes distincts.

Le premier groupe se compose des jauges 19-3 et 22-2. Ces jauges montrent uneaugmentation progressive des efforts dans les câbles correspondants. Il est à noter que les câbles 19et 22 sont chacun situés entre deux joints subverticaux qui probablement forment des blocs avecles autres familles de joints. Les câbles agissent sur les blocs pour les maintenir en place. La jauge22-2 est très faiblement sollicitée donc les mouvements de blocs sont de très faible amplitude. Lajauge 19-3 se situe entre deux piliers, zone en général fortement fracturée soumise à descontraintes plus importantes. De ce fait, la jauge 19-3 est plus sollicitée que la jauge 22-2.

Le deuxième groupe se divise en deux sous-groupes. Le premier sous-groupe comprend lesjauges 20-3 et 23-3 qui subissent plusieurs cycles de chargement-déchargement, mais avec uneprogression constante des efforts tout au long de la phase 3. La jauge 20-3 se situe entre deuxécailles schisteuses et est peu sollicitée. Le deuxième sous-groupe présente pour les jauges 9-2,20-2 et 21-3 le même phénomène cyclique que pour le premier sous-groupe, mais avec un effortmoyen constant ou diminuant progressivement au cours de la phase 3. La jauge 9-2 est très peusollicitée et se situe dans une zone schisteuse près d'un joint subvertical. La jauge 20-2 estégalement peu sollicitée et se situe dans une zone peu fracturée. La jauge 21-3 est fortementsollicitée près d'un joint vertical.

RapportBRGM n* R334I2 ISGEG - Vol.I. 98 p. 65


Le troisième groupe montre une diminution constante des efforts enregistrés par lesjauges 15-3 et 23-2. Ce groupe s'oppose au premier groupe. Les deux jauges sont peu sollicitées. Lajauge 15-3 se trouve entre deux joints subverticaux et une écaille schisteuse. La jauge 23-2 setrouve dans le même environnement que la jauge 23-3.

4.3.2 - PHASE 4 (du 22 juin au 8 août)

Les jauges actives de la phase 4 semblent subir très peu l'influence des tirs ce qui supposeque les contraintes induites par les tirs agissent de façon très limitée dans le temps et dansl'espace. Dans l'ensemble, lesjauges sont donc faiblement sollicitées.

Les trois jauges se comportent d'une manière similaire au deuxième sous-groupe du groupedeux de la phase 3, avec deux cycles de chargement-déchargement pour les jauges 22-2 et 27-3 etun seul cycle pour la jauge 22-3. A la fin de la phase 4, les trois jauges montrent des effortséquivalents aux efforts enregistrés au début de la phase 4.

Une observation plus détaillée des cycles des trois jauges révèle que pendant l'augmentationdes efforts de la jauge 22-3, les jauges 22-2 et 27-3 présentent un cycle complet chargement-déchargement et, pendant le déchargement de la jauge 22-3, les jauges 22-2 et 27-3 subissent unnouveau cycle complet.

4.3.3 - PHASE 5 (du 31 août au 17 octobre)

Les jauges 19-3, 20-3 et 23-3 montrent une bonne corrélation avec les surcontraintes dues autir. Les efforts augmentent à la suite d'un tir, tandis que les jauges 22-2 et 20-2 ne sont pas pourautant affectées par les tirs et que la jauge 27-3 montre au contraire un déchargement.

L'analyse des relations entre les jauges permet de distinguer trois groupes.

Le premier groupe se compose des jauges 19-3, 20-3 et 23-3. Ces trois jauges ont toutes unniveau d'effort constant au début de la phase 5 qui augmente progressivement jusqu'à la fin de laphase. Les jauges 19-3 et 20-3 sont faiblement sollicitées tandis que la jauge 23-3, de loin la plussollicitée, fait légèrement exception et montre un relâchement à la fin de la phase 5. La jauge 23-3se situe entre deux joints subverticaux et deux piliers.

Le deuxième groupe comprend les jauges 20-2 et 22-2. Ces jauges montrent plusieurs cycleschargement-déchargement (3 à 4). La jauge 22-2, la plus sollicitée, montre une augmentation del'effort mesuré du début à la fin de la phase 5. Ces deux jauges se trouvent plus près du toit de lachambre 2905 et de ce fait doivent subir beaucoup plus de mouvement à cause du constantrééquilibre qui s'y produit. De plus, la jauge 20-2 se trouve dans une zone très peu fracturée et lajauge 22-2 est entre deux joints subverticaux.

Le troisième groupe se limite à la jauge 27-3 qui montre une augmentation de la tension audébut de la phase 5 avec relâchement par la suite pour atteindre un effort constant jusqu'à la fin dela phase. La jauge 27-3 se situe dans une zone peu fracturée à l'exception d'un joint subverticalsitué à proximité de cette dernière.

Plusieurs analyses en composantes principales ont été effectuées pour la phase 5 en décalantles tirs par un certain nombre d'intervalles de temps pour mettre en évidence un éventuel temps deréponse des jauges à un tir donné. La corrélation entre les jauges et les tirs semblent êtremaximum pour un intervalle de 7jours entre le moment où un tir a lieu et le moment où lessurcontraintes affectent le site d'expérimentation. Ce résultat doit être confirmé par d'autres testsde ce type.

66 RapportBRG.M n* R 33 142 48 GEG - VoI.I, 98 p.


Le troisième groupe montre une diminution constante des efforts enregistrés par lesjauges 15-3 et 23-2. Ce groupe s'oppose au premier groupe. Les deux jauges sont peu sollicitées. Lajauge 15-3 se trouve entre deux joints subverticaux et une écaille schisteuse. La jauge 23-2 setrouve dans le même environnement que la jauge 23-3.

4.3.2 - PHASE 4 (du 22 juin au 8 août)

Les jauges actives de la phase 4 semblent subir très peu l'influence des tirs ce qui supposeque les contraintes induites par les tirs agissent de façon très limitée dans le temps et dansl'espace. Dans l'ensemble, lesjauges sont donc faiblement sollicitées.

Les trois jauges se comportent d'une manière similaire au deuxième sous-groupe du groupedeux de la phase 3, avec deux cycles de chargement-déchargement pour les jauges 22-2 et 27-3 etun seul cycle pour la jauge 22-3. A la fin de la phase 4, les trois jauges montrent des effortséquivalents aux efforts enregistrés au début de la phase 4.

Une observation plus détaillée des cycles des trois jauges révèle que pendant l'augmentationdes efforts de la jauge 22-3, les jauges 22-2 et 27-3 présentent un cycle complet chargement-déchargement et, pendant le déchargement de la jauge 22-3, les jauges 22-2 et 27-3 subissent unnouveau cycle complet.

4.3.3 - PHASE 5 (du 31 août au 17 octobre)

Les jauges 19-3, 20-3 et 23-3 montrent une bonne corrélation avec les surcontraintes dues autir. Les efforts augmentent à la suite d'un tir, tandis que les jauges 22-2 et 20-2 ne sont pas pourautant affectées par les tirs et que la jauge 27-3 montre au contraire un déchargement.

L'analyse des relations entre les jauges permet de distinguer trois groupes.

Le premier groupe se compose des jauges 19-3, 20-3 et 23-3. Ces trois jauges ont toutes unniveau d'effort constant au début de la phase 5 qui augmente progressivement jusqu'à la fin de laphase. Les jauges 19-3 et 20-3 sont faiblement sollicitées tandis que la jauge 23-3, de loin la plussollicitée, fait légèrement exception et montre un relâchement à la fin de la phase 5. La jauge 23-3se situe entre deux joints subverticaux et deux piliers.

Le deuxième groupe comprend les jauges 20-2 et 22-2. Ces jauges montrent plusieurs cycleschargement-déchargement (3 à 4). La jauge 22-2, la plus sollicitée, montre une augmentation del'effort mesuré du début à la fin de la phase 5. Ces deux jauges se trouvent plus près du toit de lachambre 2905 et de ce fait doivent subir beaucoup plus de mouvement à cause du constantrééquilibre qui s'y produit. De plus, la jauge 20-2 se trouve dans une zone très peu fracturée et lajauge 22-2 est entre deux joints subverticaux.

Le troisième groupe se limite à la jauge 27-3 qui montre une augmentation de la tension audébut de la phase 5 avec relâchement par la suite pour atteindre un effort constant jusqu'à la fin dela phase. La jauge 27-3 se situe dans une zone peu fracturée à l'exception d'un joint subverticalsitué à proximité de cette dernière.

Plusieurs analyses en composantes principales ont été effectuées pour la phase 5 en décalantles tirs par un certain nombre d'intervalles de temps pour mettre en évidence un éventuel temps deréponse des jauges à un tir donné. La corrélation entre les jauges et les tirs semblent êtremaximum pour un intervalle de 7jours entre le moment où un tir a lieu et le moment où lessurcontraintes affectent le site d'expérimentation. Ce résultat doit être confirmé par d'autres testsde ce type.

66 RapportBRG.M n* R 33 142 48 GEG - VoI.I, 98 p.


En conclusion, on notera qu'il ressort de cette étude statistique une relation certaine entreles contraintes dues aux tirs et les tensions enregistrées par les jauges. En effet, plusieurs jaugesmontrent des phénomènes cycliques de chargement-déchargement qui peuvent s'expliquer de lamanière suivante: lors d'un tir, une surcontrainte se produit et occasionne une déstabilisationlocale et momentanée de l'équilibre des blocs. Les câbles sont sollicités pour maintenir la stabilitéde la couronne. Par la suite, l'état de surcontrainte se dissipe, les blocs se retrouvent dans unnouvel état d'équilibre quasi stable qui permet un relâchement des efforts dans les câbles. Aux tirssuivants, le phénomène se reproduit.

Certaines jauges se relâchent graduellement lors des phases d'acquisition de données,pendant que d'autres se tendent progressivement. Ce phénomène peut s'expliquer par unrééquilibrage à plus grande échelle des blocs où certains câbles permettent la redistribution descontraintes de confinement et la stabilisation de blocs qui agissent et soutiennent d'autres blocs ausein desquels les câbles se relâchent totalement ou partiellement.

Le fait que dans une même phase d'acquisition de données on retrouve des jauges dont lesefforts s'opposent (tension-relâchement) indique probablement la présence de blocs adjacents quiinteragissent les uns avec les autres. Pendant qu'un bloc induit un effort sur les câbles, le blocadjacent se stabilise, ce qui induit un déchargement des câbles dans ce bloc (exemple : phase 3,jauges 19-3 et 15-3).

Des trois phases, la phase 4 est celle qui semble subir le moins l'influence des tirs mais netirons pas de conclusions trop rapidement sur cette phase car seulement trois jauges ont pu êtreutilisées pour l'analyse en composantes principales.

La phase 5 permet d'observer que les jauges 19-3, 20-3 et 23-3 s'opposent à la jauge 27-3. Lesjauges 19-3, 20-3 et 23-3 sont alignées sur un axe Est-Ouest, à deux mètres au nord d'un axe Est-Ouest passant par la jauge 27-3. II semble donc y avoir des mouvements de blocs entre ces deuxaxes ; les blocs sur l'axe des jauges 19-3, 20-3 et 23-3 sont instables et leurs mouvements agissent(et peut-être compriment) les blocs de l'axe de la jauge 27-3 en augmentant leur stabilité.

RapportBRG.M n" R 33 442 18 GEG - VoI.I, 98 p. 67


En conclusion, on notera qu'il ressort de cette étude statistique une relation certaine entreles contraintes dues aux tirs et les tensions enregistrées par les jauges. En effet, plusieurs jaugesmontrent des phénomènes cycliques de chargement-déchargement qui peuvent s'expliquer de lamanière suivante: lors d'un tir, une surcontrainte se produit et occasionne une déstabilisationlocale et momentanée de l'équilibre des blocs. Les câbles sont sollicités pour maintenir la stabilitéde la couronne. Par la suite, l'état de surcontrainte se dissipe, les blocs se retrouvent dans unnouvel état d'équilibre quasi stable qui permet un relâchement des efforts dans les câbles. Aux tirssuivants, le phénomène se reproduit.

Certaines jauges se relâchent graduellement lors des phases d'acquisition de données,pendant que d'autres se tendent progressivement. Ce phénomène peut s'expliquer par unrééquilibrage à plus grande échelle des blocs où certains câbles permettent la redistribution descontraintes de confinement et la stabilisation de blocs qui agissent et soutiennent d'autres blocs ausein desquels les câbles se relâchent totalement ou partiellement.

Le fait que dans une même phase d'acquisition de données on retrouve des jauges dont lesefforts s'opposent (tension-relâchement) indique probablement la présence de blocs adjacents quiinteragissent les uns avec les autres. Pendant qu'un bloc induit un effort sur les câbles, le blocadjacent se stabilise, ce qui induit un déchargement des câbles dans ce bloc (exemple : phase 3,jauges 19-3 et 15-3).

Des trois phases, la phase 4 est celle qui semble subir le moins l'influence des tirs mais netirons pas de conclusions trop rapidement sur cette phase car seulement trois jauges ont pu êtreutilisées pour l'analyse en composantes principales.

La phase 5 permet d'observer que les jauges 19-3, 20-3 et 23-3 s'opposent à la jauge 27-3. Lesjauges 19-3, 20-3 et 23-3 sont alignées sur un axe Est-Ouest, à deux mètres au nord d'un axe Est-Ouest passant par la jauge 27-3. II semble donc y avoir des mouvements de blocs entre ces deuxaxes ; les blocs sur l'axe des jauges 19-3, 20-3 et 23-3 sont instables et leurs mouvements agissent(et peut-être compriment) les blocs de l'axe de la jauge 27-3 en augmentant leur stabilité.

RapportBRG.M n" R 33 442 18 GEG - VoI.I, 98 p. 67


5 -CONCLUSION

Les jauges d'extensométrie spécialement mises au point par l'Université Laval de Québecpour la mesure des efTorts de traction qui s'exercent sur les câbles à ancrage réparti (torons 015,2 mm) ont ainsi fait la preuve de leur robustesse et de leur fiabilité.

Ces jauges, dont le principe de mesure et le mode de fonctionnement ont été validés parnotre expérimentation dans la mine de Sotiel, contribuent sans aucun doute à améliorer notrecompréhension des interactions entre le massif rocheux et le soutènement par câbles d'ancrage. Detelles expérimentations doivent être menées parallèlement au développement de nouvellesapproches pour la modélisation géométrique et du comportement mécanique des massifs rocheuxfracturés tels que les modèles de blocs (M. Vinches et F. Wojtkowiak, 1991). De plus, le géotechni¬cien et le mineur ont enfin, les moyens de contrôler à tout instant avec ce dispositif de mesure, quele massif rocheux se comporte conformément aux prévisions du modèle et de vérifier ainsil'efTicacité du soutènement mis en �uvre et, le cas échéant, ont la possibilité de l'adapter aucomportement réel de l'ouvrage. Le dimensionnement du soutènement se trouve ainsi optimisé, cequi conduit à des gains de sécurité et/ou à des économies sur le soutènement si celui-ci étaitinitialement surdimensionné.

Quoi qu'il en soit, la première conclusion que l'exploitant de la mine de Sotiel tire de cetteexpérimentation est qu'il faut la poursuivre en l'étendant aux piliers de couronne. Dans lanouvelle expérimentation envisagée, l'exploitant souhaite obtenir un enregistrement continu ducomportement des câbles d'ancrage avant, pendant et après les tirs d'abattage. Cela implique queles câbles d'ancrage équipés de jauges soient installés dans des forages verticaux descendantsréalisés à partir d'une galerie située au dessus du chantier expérimental. Dans ces conditions, il nesera plus nécessaire, avant chaque tir, de déconnecter les câbles de liaison des jauges au dispositifd'acquisition automatique de données pour les préserver de toute dégradation due aux projections.C'est malheureusement ce que nous n'avons pas pu faire pour la présente expérimentation parmanque de points d'accès au dessus des chantiers d'exploitation.

L'exploitant a pu aussi mesurer les effets néfastes des tirs d'abattage, tels qu'ils sontréalisés actuellement, sur la stabilité de la couronne des chantiers miniers. Il envisage dèsmaintenant de modifier certains paramètres des tirs pour réduire notablement ces effets défa¬vorables à la sécurité des chantiers.

68 RapportBRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol. I, 98 p.


5 -CONCLUSION

Les jauges d'extensométrie spécialement mises au point par l'Université Laval de Québecpour la mesure des efTorts de traction qui s'exercent sur les câbles à ancrage réparti (torons 015,2 mm) ont ainsi fait la preuve de leur robustesse et de leur fiabilité.

Ces jauges, dont le principe de mesure et le mode de fonctionnement ont été validés parnotre expérimentation dans la mine de Sotiel, contribuent sans aucun doute à améliorer notrecompréhension des interactions entre le massif rocheux et le soutènement par câbles d'ancrage. Detelles expérimentations doivent être menées parallèlement au développement de nouvellesapproches pour la modélisation géométrique et du comportement mécanique des massifs rocheuxfracturés tels que les modèles de blocs (M. Vinches et F. Wojtkowiak, 1991). De plus, le géotechni¬cien et le mineur ont enfin, les moyens de contrôler à tout instant avec ce dispositif de mesure, quele massif rocheux se comporte conformément aux prévisions du modèle et de vérifier ainsil'efTicacité du soutènement mis en �uvre et, le cas échéant, ont la possibilité de l'adapter aucomportement réel de l'ouvrage. Le dimensionnement du soutènement se trouve ainsi optimisé, cequi conduit à des gains de sécurité et/ou à des économies sur le soutènement si celui-ci étaitinitialement surdimensionné.

Quoi qu'il en soit, la première conclusion que l'exploitant de la mine de Sotiel tire de cetteexpérimentation est qu'il faut la poursuivre en l'étendant aux piliers de couronne. Dans lanouvelle expérimentation envisagée, l'exploitant souhaite obtenir un enregistrement continu ducomportement des câbles d'ancrage avant, pendant et après les tirs d'abattage. Cela implique queles câbles d'ancrage équipés de jauges soient installés dans des forages verticaux descendantsréalisés à partir d'une galerie située au dessus du chantier expérimental. Dans ces conditions, il nesera plus nécessaire, avant chaque tir, de déconnecter les câbles de liaison des jauges au dispositifd'acquisition automatique de données pour les préserver de toute dégradation due aux projections.C'est malheureusement ce que nous n'avons pas pu faire pour la présente expérimentation parmanque de points d'accès au dessus des chantiers d'exploitation.

L'exploitant a pu aussi mesurer les effets néfastes des tirs d'abattage, tels qu'ils sontréalisés actuellement, sur la stabilité de la couronne des chantiers miniers. Il envisage dèsmaintenant de modifier certains paramètres des tirs pour réduire notablement ces effets défa¬vorables à la sécurité des chantiers.

68 RapportBRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol. I, 98 p.


ANNEXE B

DIMENSIONNEMENT DU BOULONNAGE À PARTIRD'UNE APPROCHE PROBABILISTE DE L'ANALYSE

DE STABILITÉ DE BLOCS-CLÉS

APPLICATION À LA MINE DE SOUTH CROFTY (CORNWALL-U.K.)

D.B. Tyler, R. Trueman and R.J. Pine

Camborne School of Mines

RapportBRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 69


ANNEXE B

DIMENSIONNEMENT DU BOULONNAGE À PARTIRD'UNE APPROCHE PROBABILISTE DE L'ANALYSE

DE STABILITÉ DE BLOCS-CLÉS

APPLICATION À LA MINE DE SOUTH CROFTY (CORNWALL-U.K.)

D.B. Tyler, R. Trueman and R.J. Pine

Camborne School of Mines

RapportBRG.M n* R 33 442 48 GEG - Vol.I, 98 p. 69


CONTENTS .

Contents.

ABSTRACT

LIST of FIGURES.

LIST of TABLES.

Section Bl. BACKGROUND INFORMATION

Bl.l Mining methods at South Crofty mine.B1.2 In-situ stress regime-

B1.3 Physical and mechanical characteristics ofrock joints.

B1.4 Key block simulation data.

Section B2. ROCKBOLT SUPPORT in FOOTWALL DRIVES.

B2.1 Variation of drive width.

B2.2 Variation in joint continuity.

Section B3. KEY BLOCK FORMATION in the OPEN STOPE on

the No 8 LODE.

B3-1 Block formation in the hangingwall.

B3.2 Block formation in the footwall.

Section B4. MINING INDUCED STRESSES and their IMPLICATION

for BLOCK STABILITY.

B4.1 Rock mass properties for the SCM analysis.

B4.2 Numerical models used in the SCM analysis.

B4.3 Results of niunerical modelling of SCM drives.

B4.3.1 Results from FLAC.

B4.3.2 Results from MUDEC.

Section B5. DISCUSSION and CONCLUSIONS.

REFERENCES .

APPENDIX Bl- Latin hypercube sampling.

APPENDIX B2. Factored risk analysis.APPENDIX B3. The Mohr Coulomb failure criterion

Page No.

Bl

B2

B3

B3

B4

B4

B4

B4

B5

B6

B8

B9

B9

B9

Bll

BH

B12

B13

B14

B14

B15

B17

B19

B21

B22

B24

70 RapportBRG.M n° R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


CONTENTS .

Contents.

ABSTRACT

LIST of FIGURES.

LIST of TABLES.

Section Bl. BACKGROUND INFORMATION

Bl.l Mining methods at South Crofty mine.B1.2 In-situ stress regime-

B1.3 Physical and mechanical characteristics ofrock joints.

B1.4 Key block simulation data.

Section B2. ROCKBOLT SUPPORT in FOOTWALL DRIVES.


B2.2 Variation in joint continuity.

Section B3. KEY BLOCK FORMATION in the OPEN STOPE on

the No 8 LODE.

B3-1 Block formation in the hangingwall.


Section B4. MINING INDUCED STRESSES and their IMPLICATION

for BLOCK STABILITY.

B4.1 Rock mass properties for the SCM analysis.

B4.2 Numerical models used in the SCM analysis.

B4.3 Results of niunerical modelling of SCM drives.

B4.3.1 Results from FLAC.

B4.3.2 Results from MUDEC.

Section B5. DISCUSSION and CONCLUSIONS.

REFERENCES .

APPENDIX Bl- Latin hypercube sampling.

APPENDIX B2. Factored risk analysis.APPENDIX B3. The Mohr Coulomb failure criterion

Page No.

Bl

B2

B3

B3

B4

B4

B4

B4

B5

B6

B8

B9

B9

B9

Bll

BH

B12

B13

B14

B14

B15

B17

B19

B21

B22

B24



ABSTRACT.

A deterministic analysis of key block analysis for drives in the vicinityof the No 8 lode. South Crofty mine was performed. Limitations of

deterministic and current probabilistic key block analysis were noted. A

different form of probcibilistic analysis has been developed, implemented by

program B3LHS, allowing the probability of key block formation to bedetermined. More key block types were predicted.

A method of factored risk has been developed to calculate block apex heights

for given levels of risk, which allows determination of rockbolt length.

Rockbolt spacing was calculated as a function of mean key block width.Analysis using B3LHS is considered applicable to the design of systematic

support, as well as single key block stabilisation. A close agreement was

found between empirical methods of support design and B3LBS for the drive

roof. Bowever, the support dimensions recommended by B3LBS for the drive

sidewalls are significantly different from those recommended by empiricalmethods. B3LBS was found to fit observations much better than the empirical

methods.

The effects of varying the excavation geometry were studied. It was observedthat above a critical excavation width there was no further increase in the

ntimber, or size, of key blocks. Thus once a critical width has been reached,

roclcbolt length need not be increased, in marked contrast to empirical methods

of support design. The effect of increasing the mean joint continuity is seento increase the apex height and probability of block formation, suggesting an

increase in support density and rockbolt length.Niunerical models of the open stope on the No 8 lode have indicated that

drives sited adjacent to the open stope will be sited in regions of low

compression (relaxed) zones, i.e. k ratios that are less than 0.3. Distinctelement modelling of key block geometries in the roof of footwall drives

indicates that block failure can occur in the relaxed zone.

RapportBRG.M n* R33442 4SGEG - VoI.I, 98 p. 71


ABSTRACT.

A deterministic analysis of key block analysis for drives in the vicinityof the No 8 lode. South Crofty mine was performed. Limitations of

deterministic and current probabilistic key block analysis were noted. A

different form of probcibilistic analysis has been developed, implemented by

program B3LHS, allowing the probability of key block formation to bedetermined. More key block types were predicted.

A method of factored risk has been developed to calculate block apex heights

for given levels of risk, which allows determination of rockbolt length.

Rockbolt spacing was calculated as a function of mean key block width.Analysis using B3LHS is considered applicable to the design of systematic

support, as well as single key block stabilisation. A close agreement was

found between empirical methods of support design and B3LBS for the drive

roof. Bowever, the support dimensions recommended by B3LBS for the drive

sidewalls are significantly different from those recommended by empiricalmethods. B3LBS was found to fit observations much better than the empirical

methods.

The effects of varying the excavation geometry were studied. It was observedthat above a critical excavation width there was no further increase in the

ntimber, or size, of key blocks. Thus once a critical width has been reached,

roclcbolt length need not be increased, in marked contrast to empirical methods

of support design. The effect of increasing the mean joint continuity is seento increase the apex height and probability of block formation, suggesting an

increase in support density and rockbolt length.Niunerical models of the open stope on the No 8 lode have indicated that

drives sited adjacent to the open stope will be sited in regions of low

compression (relaxed) zones, i.e. k ratios that are less than 0.3. Distinctelement modelling of key block geometries in the roof of footwall drives

indicates that block failure can occur in the relaxed zone.

RapportBRG.M n* R33442 4SGEG - VoI.I, 98 p. 71


List of Figures.

No. Figure title

Bl Block volume, apex height and face width, all displaying

log normal distributions with a high degree of fit. The

mean and standard deviation for the experimental

distribution is given for each parameter.

B2 Drive positions in relation to the various open stope modelled

using FLAC.

B3 Schematic diagram comparing Latin Bypercube Sampling to MonteCarlo sampling for the same distribution.

B4 The Boek-Brown failure envalope that was used for variable input

in Table B6-

List of Tables.

No. Table title Page No.

Bl Measured in-situ stress regime, SCM at a depth of 790 m. B4

B2 Mean joint geometry parameters obtained from scanlinesurveys at SCM. B6

B3 Percentage levels of block formation with mean block height

and width in the footwall drive roof- B6

B4 Percentage levels of block formation with mean block height,

face area and width in the hangingwall of the No 8 lode. BIO

B5 Percentage levels of block formation with mean block heightand face area in the footwall of the No 8 lode. Bll

B6 Rock mass material input parameters for numerical modelling

of SCM. B13

B7 Mining induced k ratios generated in the roof of footwall

drives. B15

B8 Vertical displacement and velocity of block codes 1130 and

3130 under gravity. B16

B9 Stability of block code 1130, for different k ratios and %

crack heights (model cycled for 10000 timesteps). B16

72 RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I. 98 p.


List of Figures.

No. Figure title

Bl Block volume, apex height and face width, all displaying

log normal distributions with a high degree of fit. The

mean and standard deviation for the experimental

distribution is given for each parameter.

B2 Drive positions in relation to the various open stope modelled

using FLAC.

B3 Schematic diagram comparing Latin Bypercube Sampling to MonteCarlo sampling for the same distribution.

B4 The Boek-Brown failure envalope that was used for variable input

in Table B6-

List of Tables.

No. Table title Page No.

Bl Measured in-situ stress regime, SCM at a depth of 790 m. B4

B2 Mean joint geometry parameters obtained from scanlinesurveys at SCM. B6

B3 Percentage levels of block formation with mean block height

and width in the footwall drive roof- B6

B4 Percentage levels of block formation with mean block height,

face area and width in the hangingwall of the No 8 lode. BIO

B5 Percentage levels of block formation with mean block heightand face area in the footwall of the No 8 lode. Bll

B6 Rock mass material input parameters for numerical modelling

of SCM. B13

B7 Mining induced k ratios generated in the roof of footwall

drives. B15

B8 Vertical displacement and velocity of block codes 1130 and

3130 under gravity. B16

B9 Stability of block code 1130, for different k ratios and %

crack heights (model cycled for 10000 timesteps). B16

72 RapportBRGM n' R 33 442 48 GEG - VoI.I. 98 p.


Bl. BACKGROUND INFORMATION

South Crofty tin sdne works a number of narrow steeply dipping orebodies inthe Carn Brea granite. This forms the northern ridge of the Carnmenellis

granite, in the south west of England. The granite has a set of naturaljoints, commonly regarded as cooling joints. Additional joints have formed due

to faulting. All jointing has been controlled by the regional stress regime.

Bl.l Mining Methods at South Crofty mine.

The footwall drives of the No 8 lode are sited in competent unweathered

granite, and are adjacent to a large stoped out area. Number 8 lode dips to

the south at 68" and strikes at 060°. The footwall drives lie to the north and

are parallel to the lode, while the cross cuts are perpendicular to the

drives. These drives are approximately square in cross section, and 3m wide.

The stope on the No 8 lode has an average width of 3m, and a mean strike

length of 250m. The lode has been mined approximately 60m down dip using long

hole open stoping techniques.

Bl-2 In situ stress regime.

The in-situ (virgin) stresses are a major factor in the stability of

underground excavations in rock (Boek & Brown 1982)- The in-situ stress field

has been comprehensively measured in the Carnmenellis granite by a variety of

methods and over a wide range of scales. Pine et al (1990) reviewed andinterpreted these measurements. A high horizontal stress acting in an

approximately NW direction was found, which is consistent with the Alpine

thrust.

From an overcoring program carried out at South Crofty Mine (Pine et al

1983) at a depth of 790m. The mean stress tensor from the four best CSIRO

tests are given in Table Bl.

Table Bl, Measured In-Situ Stress Regime, SCM at a Depthof 790m.

Stress

OvOhOh

Dip (»)

84.65.0

-3.4

Dip Dim. (°)

315225

Magnitude (MPa)

18.537.711.3

Note, dip is positive below horizontal.where the ratio of horizontal to vertical stresses, k, is « 2.0

and the ratio of the major to minor horizontal stresses,k,, is « 3.3.

B1.3 Physical and mechanical characteristics of rock joints.A total of 1648 joints were mapped over a distance of 405m on three levels in

the vicinity of the No 8 lode, SCM, using a scanline mapping technique. The

data was logged using the format required according to the suggestions of

Santolaria et al (1988). Both footwall drives and cross cuts were surveyed (in

RapportBRGM n* R 33 4 12 ISGEG - VoI.I. 93 p. 73


Bl. BACKGROUND INFORMATION

South Crofty tin sdne works a number of narrow steeply dipping orebodies inthe Carn Brea granite. This forms the northern ridge of the Carnmenellis

granite, in the south west of England. The granite has a set of naturaljoints, commonly regarded as cooling joints. Additional joints have formed due

to faulting. All jointing has been controlled by the regional stress regime.

Bl.l Mining Methods at South Crofty mine.

The footwall drives of the No 8 lode are sited in competent unweathered

granite, and are adjacent to a large stoped out area. Number 8 lode dips to

the south at 68" and strikes at 060°. The footwall drives lie to the north and

are parallel to the lode, while the cross cuts are perpendicular to the

drives. These drives are approximately square in cross section, and 3m wide.

The stope on the No 8 lode has an average width of 3m, and a mean strike

length of 250m. The lode has been mined approximately 60m down dip using long

hole open stoping techniques.

Bl-2 In situ stress regime.

The in-situ (virgin) stresses are a major factor in the stability of

underground excavations in rock (Boek & Brown 1982)- The in-situ stress field

has been comprehensively measured in the Carnmenellis granite by a variety of

methods and over a wide range of scales. Pine et al (1990) reviewed andinterpreted these measurements. A high horizontal stress acting in an

approximately NW direction was found, which is consistent with the Alpine

thrust.

From an overcoring program carried out at South Crofty Mine (Pine et al

1983) at a depth of 790m. The mean stress tensor from the four best CSIRO

tests are given in Table Bl.

Table Bl, Measured In-Situ Stress Regime, SCM at a Depthof 790m.

Stress

OvOhOh

Dip (»)

84.65.0

-3.4

Dip Dim. (°)

315225

Magnitude (MPa)

18.537.711.3

Note, dip is positive below horizontal.where the ratio of horizontal to vertical stresses, k, is « 2.0

and the ratio of the major to minor horizontal stresses,k,, is « 3.3.

B1.3 Physical and mechanical characteristics of rock joints.A total of 1648 joints were mapped over a distance of 405m on three levels in

the vicinity of the No 8 lode, SCM, using a scanline mapping technique. The

data was logged using the format required according to the suggestions of

Santolaria et al (1988). Both footwall drives and cross cuts were surveyed (in

RapportBRGM n* R 33 4 12 ISGEG - VoI.I. 93 p. 73


an attempt to reduce orientation bias) on the 380, 400 and 420 fm levels. Note

one fathom (fm) is six feet (1.83m).

Three main joint sets were visually identified and derived from the data

using contoured lower-hemispherical stereo plots- Joint sets 1 and 2 have highangle dips, and joint set 3 is sub-horizontal. The orientation data was

analysed using the normal, log normal, uniform, triangular and Weibullprobabilistic distributions. The goodness-of-fit was tested using the

Kolmorgornov-Smirnov (K-S) test. The parameters dip and dip direction were

found to fit the uniform and normal distributions respectively. Both

distributions fitted their experimental models for 99% of the data, suggesting

a high degree of fit (see Table B2).

Joint spacing was analysed for each set separately- The average spacings

were calculated along arbitrary scanlines and analysed using the normal, log

normal and negative exponential forms of probabilistic distribution. The

goodness-of-fit was again tested using the K-S test. The spacings for sets la,

lb and 3 followed the lognormal distribution while for set 2 it followed a

negative exponential distribution- The distributions again fitted their

experimental models for 99% of the data, suggesting a high degree of fit (seeTable B2) -

The inference of joint length is difficult- The transition to calculated

joint length from measured trace length is affected by various biases

(Kulatilake 1988)- Following the work of Priest and Budson (1981) and takingknown biases into account, Randall (1989) fitted a negative exponential

distribution to the joint trace length data. All joints have a mean length of

4.5m.

For ease of key block analysis, set 1 was divided into the conjugate sets

la and lb. Set la dips to the North and set lb dips to the South, therebysignificantly influencing key block formation. It is observed that joint set

3 is healed and infilled with quartz- Mechanically this material approximates

to that of the granite most rock and the joint set therefore has littleinfluence upon the formation of key blocks- Only joint sets la, lb and 2 have

been used for key block analysis in this study- Table B2 gives the results of

this work-

Bl-4 Key block simulation data.

The number of blocks formed in one simulation gives the value Xi for that

block type. Bowever, in this case joint set 1 was artificially split into the

conjugate sets la and lb, requiring a reduction factor P^ to be calculated -

The value P^ allows for this artificial splitting of set 1, and is the productof the probabilities of la and lb occurring in joint set 1 in the vicinity of

the No 8 lode. In this case P, has a value of 0.243, when the value X^ is

multiplied by 0.243 (in this case) then a true mean value of block formation

can be determined.

74 RapportBRG.M n* R33442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


an attempt to reduce orientation bias) on the 380, 400 and 420 fm levels. Note

one fathom (fm) is six feet (1.83m).

Three main joint sets were visually identified and derived from the data

using contoured lower-hemispherical stereo plots- Joint sets 1 and 2 have highangle dips, and joint set 3 is sub-horizontal. The orientation data was

analysed using the normal, log normal, uniform, triangular and Weibullprobabilistic distributions. The goodness-of-fit was tested using the

Kolmorgornov-Smirnov (K-S) test. The parameters dip and dip direction were

found to fit the uniform and normal distributions respectively. Both

distributions fitted their experimental models for 99% of the data, suggesting

a high degree of fit (see Table B2).

Joint spacing was analysed for each set separately- The average spacings

were calculated along arbitrary scanlines and analysed using the normal, log

normal and negative exponential forms of probabilistic distribution. The

goodness-of-fit was again tested using the K-S test. The spacings for sets la,

lb and 3 followed the lognormal distribution while for set 2 it followed a

negative exponential distribution- The distributions again fitted their

experimental models for 99% of the data, suggesting a high degree of fit (seeTable B2) -

The inference of joint length is difficult- The transition to calculated

joint length from measured trace length is affected by various biases

(Kulatilake 1988)- Following the work of Priest and Budson (1981) and takingknown biases into account, Randall (1989) fitted a negative exponential

distribution to the joint trace length data. All joints have a mean length of

4.5m.

For ease of key block analysis, set 1 was divided into the conjugate sets

la and lb. Set la dips to the North and set lb dips to the South, therebysignificantly influencing key block formation. It is observed that joint set

3 is healed and infilled with quartz- Mechanically this material approximates

to that of the granite most rock and the joint set therefore has littleinfluence upon the formation of key blocks- Only joint sets la, lb and 2 have

been used for key block analysis in this study- Table B2 gives the results of

this work-

Bl-4 Key block simulation data.

The number of blocks formed in one simulation gives the value Xi for that

block type. Bowever, in this case joint set 1 was artificially split into the

conjugate sets la and lb, requiring a reduction factor P^ to be calculated -

The value P^ allows for this artificial splitting of set 1, and is the productof the probabilities of la and lb occurring in joint set 1 in the vicinity of

the No 8 lode. In this case P, has a value of 0.243, when the value X^ is

multiplied by 0.243 (in this case) then a true mean value of block formation

can be determined.

74 RapportBRG.M n* R33442 48 GEG - VoI.I, 98 p.


Table B2. Mean Joint Geometry Pareuneters Obtained fromscanline surveys at SCM.

Set

la

lb

2

Parameter

dipdip dircontinSpacing

dipdip dircontinspacing


Model

UniformNormal-ve ExpLnormal


UniformNormal-ve Exp-ve Exp

Mean

70»333.9»4.5m1.33m

70"150.7»4.5m0.95m

70"251.1°4.5m2.49m

Std Deviation

11.65"13.44"

2.43m

11.56"14.8"

1.43m

11.56"17.5"

where: o all distributions fit the Kolmorgorov-Smirnovgoodness-of-fit test with a 99% level of fit.

o contin is joint continuity.o -ve Exp is negative exponential distribution -o Lnormal is the Log Normal distribution.

B2 ROCKBOLT SUPPORT IN FOOTWALL DRIVES.

Two main parameters required in the determination of rockbolt support

systems are spacing (density) and the length of rockbolts. Table B3 displays

the block codes that formed, their probability of formation along with theirmean apex height and width (at the 50 percentile level) for the footwall driveroof. The mean of the block widths was calculated for these different block

types. From the mean critical rock block width the required rockbolt spacing

was determined using the guidelines of Lang (1961).

For each block that could form, the apex height, face area, block width andblock volume were found to follow lognormal distributions, with a high degree

of fit (see Figure Bl). It is possible to produce factored risk assessments

(see Appendix B2) for the formation of different block geometries from these

distributions .

Table B3. Percentage levels of block formation withmean block heights and widths, in the footwalldrive roof-

Blockcode

1100111011301300131031003110

Sums:

RawMean %

0.752.085.740.611.570.561.97

13.22

FactoredMean

0.180.501.390.150.380-140.48

3.23

%

ApexBeight m

0.6420.5320.5390.4340.5240.5520.461

Means: 0.526

Widthm

0.4080.5690.5320.3060.4670.4580.412

0.450



Table B2. Mean Joint Geometry Pareuneters Obtained fromscanline surveys at SCM.

Set

la

lb

2

Parameter

dipdip dircontinSpacing



Model



UniformNormal-ve Exp-ve Exp

Mean

70»333.9»4.5m1.33m

70"150.7»4.5m0.95m

70"251.1°4.5m2.49m

Std Deviation

11.65"13.44"

2.43m

11.56"14.8"

1.43m

11.56"17.5"

where: o all distributions fit the Kolmorgorov-Smirnovgoodness-of-fit test with a 99% level of fit.

o contin is joint continuity.o -ve Exp is negative exponential distribution -o Lnormal is the Log Normal distribution.

B2 ROCKBOLT SUPPORT IN FOOTWALL DRIVES.

Two main parameters required in the determination of rockbolt support

systems are spacing (density) and the length of rockbolts. Table B3 displays

the block codes that formed, their probability of formation along with theirmean apex height and width (at the 50 percentile level) for the footwall driveroof. The mean of the block widths was calculated for these different block

types. From the mean critical rock block width the required rockbolt spacing

was determined using the guidelines of Lang (1961).

For each block that could form, the apex height, face area, block width andblock volume were found to follow lognormal distributions, with a high degree

of fit (see Figure Bl). It is possible to produce factored risk assessments

(see Appendix B2) for the formation of different block geometries from these

distributions .

Table B3. Percentage levels of block formation withmean block heights and widths, in the footwalldrive roof-

Blockcode

1100111011301300131031003110

Sums:

RawMean %

0.752.085.740.611.570.561.97

13.22

FactoredMean

0.180.501.390.150.380-140.48

3.23

%

ApexBeight m

0.6420.5320.5390.4340.5240.5520.461

Means: 0.526

Widthm

0.4080.5690.5320.3060.4670.4580.412

0.450



A method of determining the required rockbolt length in terms of factored

risk has been developed- For the case of the footwall drive roof, for each

block type that could form, apex heights were determined at different values

of factored risk, i-e. 0.001%, 0.01%, .. .5.0%. A mean weighted value of apex

height can then be determined at different levels of factored risk for allblock types forming. This data was then analysed using regression analysis.

The resulting best fit exponential equation has been re-written in terms of

percentage risk, giving eç[uation [1]. The minimum rockbolt length, Ht (Bt s

0.3m) can be calculated from the factored risk, R (R :£ 3.5%):

Ht= l-228-Ln(i?) ^03 ^^1.709

The correlation coefficient calculated for equation [1] is -0.989, which

indicates a high degree of fit. Note, the level of risk is inverted for use

with equation [1]. A 1% risk level equates to 99% of the block population, anda 5% risk level equates to 95% of the block population- It can be seen that

as the value of factored risk increases, i.e. approaches 3-5% in this case,then the calculated block apex height approaches zero.

Various threshold values of risk have been formulated to aid in the

dimensioning of rockbolts- The initial work of Priest and Brown (1983) has

been used as a guide- The following levels of risk are suggested for the

dimensioning of rockbolts:

1. At a 1% level of risk then 99% of the lognormal distribution. for apex

heights will be included in equation [1]. It is suggested that thislength of rockbolt, equivalent to apex height, would be used for support

in temporary excavations.2. At a 0-3% level of risk then 99.7% of the lognormal distribution for apex

heights will be included, and the resulting length of rockbolt would be

used for support in permanent excavations .

The same procedure was followed for the footwall drive siedwalls, with the

resulting best fit exponential equation again being re-written in terms ofpercentage risk giving equation [2]. The minimum roclcbolt depth, D (D i 0.3m)

can be calculated from factored risk, R (R s 3-0%):

D=ll^^.ZÍiií£1^0-30 [2]4-462

As per equation [1], the minium rockbolt length calculated from equation [2]will also tend to zero as the value of risk approaches 3.0%. Note the level

of risk is again inverted as per equation [1]. The correlation coefficient forequation [2] is -0.992, again indicating a high degree of fit. Use of this

equation allows the calculation of various rock block apex depths at different

levels of risk.

A 0.3% level of factored risk was used to determine the support guidelinesrequired for permanent excavations. This level of factored risk was used to



A method of determining the required rockbolt length in terms of factored

risk has been developed- For the case of the footwall drive roof, for each

block type that could form, apex heights were determined at different values

of factored risk, i-e. 0.001%, 0.01%, .. .5.0%. A mean weighted value of apex

height can then be determined at different levels of factored risk for allblock types forming. This data was then analysed using regression analysis.

The resulting best fit exponential equation has been re-written in terms of

percentage risk, giving eç[uation [1]. The minimum rockbolt length, Ht (Bt s

0.3m) can be calculated from the factored risk, R (R :£ 3.5%):

Ht= l-228-Ln(i?) ^03 ^^1.709

The correlation coefficient calculated for equation [1] is -0.989, which

indicates a high degree of fit. Note, the level of risk is inverted for use

with equation [1]. A 1% risk level equates to 99% of the block population, anda 5% risk level equates to 95% of the block population- It can be seen that

as the value of factored risk increases, i.e. approaches 3-5% in this case,then the calculated block apex height approaches zero.

Various threshold values of risk have been formulated to aid in the

dimensioning of rockbolts- The initial work of Priest and Brown (1983) has

been used as a guide- The following levels of risk are suggested for the

dimensioning of rockbolts:

1. At a 1% level of risk then 99% of the lognormal distribution. for apex

heights will be included in equation [1]. It is suggested that thislength of rockbolt, equivalent to apex height, would be used for support

in temporary excavations.2. At a 0-3% level of risk then 99.7% of the lognormal distribution for apex

heights will be included, and the resulting length of rockbolt would be

used for support in permanent excavations .

The same procedure was followed for the footwall drive siedwalls, with the

resulting best fit exponential equation again being re-written in terms ofpercentage risk giving equation [2]. The minimum roclcbolt depth, D (D i 0.3m)

can be calculated from factored risk, R (R s 3-0%):

D=ll^^.ZÍiií£1^0-30 [2]4-462

As per equation [1], the minium rockbolt length calculated from equation [2]will also tend to zero as the value of risk approaches 3.0%. Note the level

of risk is again inverted as per equation [1]. The correlation coefficient forequation [2] is -0.992, again indicating a high degree of fit. Use of this

equation allows the calculation of various rock block apex depths at different

levels of risk.

A 0.3% level of factored risk was used to determine the support guidelinesrequired for permanent excavations. This level of factored risk was used to



determine the support guidelines within the identified key block boundaries,which are as follows:

Roof - 1.7m long full column resin grouted rockbolts spacedat 1.4m.

Sidewalls - 1.0m long full column resin grouted rockboltsemplaced at mid height and spaced at 2.8m down thedrive. Shorter bolts were predicted but Im lengthbolts were used, these will allow for blast damage.

If the decision was made to systematically support the drives, rather thanidentify and support all individual key blocks, then the above rockboltlengths and spacings could be used as systematic support guidelines- This

level of support would provide, for this level of risk, stabilisation of keyblocks .

The above guidelines can be compared with empirical methods which are usedextensively to predict support requirements. For the drives in question, a

rockbolt length of 1.5m and a maximtun bolt spacing of 0.75m would be predicted

using the guidelines of Lang (1961). A rockbolt length of 2.3m and a maximum

spacing of 1 to 1.5m would result from the guidelines of Barton et al (1975).

These support guidelines are the same for both the roof and sidewalls.

If the results from B3LBS are compared with the empirically based design

guidelines, then a relatively close agreement in support requirements isobtained for the footwall drive roof. The support dimensions determined fromB3LBS for the sidewalls of the drives are significantly lower than thoserecommended by the empirical methods.

Due to the geometry of the joint systems relative to the drive excavation,

the close agreement between the empirical support guidelines and those

predicted by B3LBS for the roof are not surprising. Bowever, observations of

sidewall failure have indicated that the blocks that have failed mostly had

shallow apex depths and large face areas. This cannot be accommodated by

existing empirical methods. This observation agrees with the block geometrypredicted by B3LHS for the sidewalls. It is suggested that the use ofexcavation dimensions only in the determination of rockbolt length is over-simplistic. It does not take into account the effects of joint orientation,

spacing and continuity relative to excavation geometry, all of which control

the size of unstable key blocks and thus the dimensions of rockbolts. The use

of excavation dimensions may however be valid where stress related failure is

evident.


The effects of variations in the excavation geometry on both the probability

and size of block formation have been studied. Again weighted mean apexheights were determined for all block codes forming at different levels of

factored risk, for varying drive widths. Regression analysis was carried out

as previously for all blocks that formed in the roof for Im, 2m, 3m, 6m, 12m



determine the support guidelines within the identified key block boundaries,which are as follows:

Roof - 1.7m long full column resin grouted rockbolts spacedat 1.4m.

Sidewalls - 1.0m long full column resin grouted rockboltsemplaced at mid height and spaced at 2.8m down thedrive. Shorter bolts were predicted but Im lengthbolts were used, these will allow for blast damage.

If the decision was made to systematically support the drives, rather thanidentify and support all individual key blocks, then the above rockboltlengths and spacings could be used as systematic support guidelines- This

level of support would provide, for this level of risk, stabilisation of keyblocks .

The above guidelines can be compared with empirical methods which are usedextensively to predict support requirements. For the drives in question, a

rockbolt length of 1.5m and a maximtun bolt spacing of 0.75m would be predicted

using the guidelines of Lang (1961). A rockbolt length of 2.3m and a maximum

spacing of 1 to 1.5m would result from the guidelines of Barton et al (1975).

These support guidelines are the same for both the roof and sidewalls.

If the results from B3LBS are compared with the empirically based design

guidelines, then a relatively close agreement in support requirements isobtained for the footwall drive roof. The support dimensions determined fromB3LBS for the sidewalls of the drives are significantly lower than thoserecommended by the empirical methods.

Due to the geometry of the joint systems relative to the drive excavation,

the close agreement between the empirical support guidelines and those

predicted by B3LBS for the roof are not surprising. Bowever, observations of

sidewall failure have indicated that the blocks that have failed mostly had

shallow apex depths and large face areas. This cannot be accommodated by

existing empirical methods. This observation agrees with the block geometrypredicted by B3LHS for the sidewalls. It is suggested that the use ofexcavation dimensions only in the determination of rockbolt length is over-simplistic. It does not take into account the effects of joint orientation,

spacing and continuity relative to excavation geometry, all of which control

the size of unstable key blocks and thus the dimensions of rockbolts. The use

of excavation dimensions may however be valid where stress related failure is

evident.


The effects of variations in the excavation geometry on both the probability

and size of block formation have been studied. Again weighted mean apexheights were determined for all block codes forming at different levels of

factored risk, for varying drive widths. Regression analysis was carried out

as previously for all blocks that formed in the roof for Im, 2m, 3m, 6m, 12m



and 18m wide excavations. For the case study data the minimum rockbolt lengtih,

Bt (Ht i. 0.3m) can be calculated from drive width, Wd (2m ^ Wd if 12m) and

factored risk, R (0.1% ^ R á 2.5%) using equation [3]:

^_ (1.3549-0. 0280 Wcf) -Ln(iî) ^ , m"" 1.9132 -0.0348f/d *°-^ ^^^

From this it can be seen that the width of the excavation has littleinfluence upon the length of rockbolts required to stabilise key blocks forthe case study. This is because the joint data in the case study is of an

extreme nature, with high angle joint dips, and joint orientations that are

perpendicular and parallel to the strike of drives. All of the joint sets

display low mean joint continuities. In contrast, empirical methods of support

design would predict an increase in rockbolt length with increasing excavationdimensions .

B2.2 Variation in mean joint continuity.

The mean joint continuity was increased to 20.0m for all joint sets, while

still retaining a negative exponential distribution. The excavation geometry

was varied, with all other variables for the joints remaining constant. Here

the excavation width was found to influence both the size (volume, height,

face area and block length) and prevalence of each block type that formed and

failed. Bowever once the excavation width exceeded a critical value, in this

case 12m, then further increases in drive width resulted in no further

increase in either the size or prevalence of blocks that formed. It can

therefore be inferred that at a given level of risk, the required rockboltlength for key block support need not be increased as the drive width is

increased, once this critical width has been reached. This is again in marked

contrast to empirical methods of support design. However, this conclusionrequires further testing in different rock masses.

Equation [4] was derived in a similar manner to equation [3], again allowing

minimum rockbolt length to both drive width and factored risk, for support ofthe drive roof. Note, once Wd is greater than 12m, then equation [4] becomes

invalid. At this point the required rockbolt length Ht can be determined using

a Wd value of 12.

L/,-- (1.7882-0.0126 Wcf) -Ln(J?) ^ _ ,4,"'^ 0.6872-0. 0184 f/d *°-^ ^^

B3 KEY BLOCK FORMATION IN THE OPEN STOPE ON THE NUMBER 8 LODE.

B3.1 Block formation in the Hangingwall.

More blocks were formed in the hangingwall using B3LHS than from thedeterministic analysis. However, many of these blocks would form TYPE III

stable block due to their geometry relative to the hangingwall (Goodman & Shi1985). Six different block codes could fail, three can slip on plane 1 (set

la) and three can slip on plane 2 (set lb). Table B4 gives the block codes



and 18m wide excavations. For the case study data the minimum rockbolt lengtih,

Bt (Ht i. 0.3m) can be calculated from drive width, Wd (2m ^ Wd if 12m) and

factored risk, R (0.1% ^ R á 2.5%) using equation [3]:

^_ (1.3549-0. 0280 Wcf) -Ln(iî) ^ , m"" 1.9132 -0.0348f/d *°-^ ^^^

From this it can be seen that the width of the excavation has littleinfluence upon the length of rockbolts required to stabilise key blocks forthe case study. This is because the joint data in the case study is of an

extreme nature, with high angle joint dips, and joint orientations that are

perpendicular and parallel to the strike of drives. All of the joint sets

display low mean joint continuities. In contrast, empirical methods of support

design would predict an increase in rockbolt length with increasing excavationdimensions .

B2.2 Variation in mean joint continuity.

The mean joint continuity was increased to 20.0m for all joint sets, while

still retaining a negative exponential distribution. The excavation geometry

was varied, with all other variables for the joints remaining constant. Here

the excavation width was found to influence both the size (volume, height,

face area and block length) and prevalence of each block type that formed and

failed. Bowever once the excavation width exceeded a critical value, in this

case 12m, then further increases in drive width resulted in no further

increase in either the size or prevalence of blocks that formed. It can

therefore be inferred that at a given level of risk, the required rockboltlength for key block support need not be increased as the drive width is

increased, once this critical width has been reached. This is again in marked

contrast to empirical methods of support design. However, this conclusionrequires further testing in different rock masses.

Equation [4] was derived in a similar manner to equation [3], again allowing

minimum rockbolt length to both drive width and factored risk, for support ofthe drive roof. Note, once Wd is greater than 12m, then equation [4] becomes

invalid. At this point the required rockbolt length Ht can be determined using

a Wd value of 12.

L/,-- (1.7882-0.0126 Wcf) -Ln(J?) ^ _ ,4,"'^ 0.6872-0. 0184 f/d *°-^ ^^

B3 KEY BLOCK FORMATION IN THE OPEN STOPE ON THE NUMBER 8 LODE.

B3.1 Block formation in the Hangingwall.

More blocks were formed in the hangingwall using B3LHS than from thedeterministic analysis. However, many of these blocks would form TYPE III

stable block due to their geometry relative to the hangingwall (Goodman & Shi1985). Six different block codes could fail, three can slip on plane 1 (set

la) and three can slip on plane 2 (set lb). Table B4 gives the block codes



that can fail, their raw and mean factored risk along with their mean apexheights, widths and face areas.

Table B4, Percentage levels of block formation with mean block heights,face areas and widths, in the hangingwall of the No 8 lode.

Blockcode

010001100130110011101130

310031103130

130013101330

Sums:

RawMean %

0.250.500.960.430.230.89

0.981.043.88

0.270.190.65

10.27

FactoredMean %

0.0610.1220.2530.1040.0490.216

0.2380.2530.943

0.0660.0460.158

2.509

Failureplane

fallfallfallfallfallfall

pl.lpl.lpl.l

pi. 2pi. 2pi. 2

Means :

ApexBeight m

_

0.1860.219

0.258

0.2140.2530.273

_

-

0.302

0.244

Facearea m'

0.4880.273

0.232

0.3310.2630.153

_

0.298

0.291

Widthm

^

1.161.11

0.94

0-710.680.58

_

0.97

0.88

where fall indicated block failure through falling.pl.l indicates block failure through sliding on plane 1.pi. 2 indicates block failure through sliding on plane 2.

Note block height, face area and width only calculated if more than 5blocks per 1000 iterations formed.

If cablebolt support was required to support the hangingwall of the open

stope, then the required cablebolt length in terms of factored risk can again

be used. For the case of the hangingwall, for each block type that could form,

apex heights were determined at different values of factored risk, i.e.

0.001%, 0.01%, .. .5.0%. A mean weighted value of apex height can then be

determined at different levels of factored risk for all block types forming.This data was then analysed using regression analysis. The resulting best fitexponential equation has been re-written in terms of percentage risk giving

equation [5]. The minimum rockbolt length. Ht (Ht a 0.3m) can be calculated

from the factored risk, R (R s 14.3%):

Ht:= 2.662 -ln(i?) ^ 3^ [5j2.085

The correlation coefficient for equation [5] is -0.987, which indicates a high

degree of fit. As per equations [1 fi 2] the factored risk is again inverted

for use with equation [5].

For 1% and 0.3% levels of factored risk, then the calculated block apex

heights are 1.277m and 1.855m respectively. However, if 1.577m or 2.155m long

rockbolts were to be installed into the hanging wall then 99% and 99.7% of all

blocks forming would be stabilised- From Table B4 it is seen that a mean block

width of 0-88m was calculated hence, from Lang (1961) a bolt spacing of 2.64m

is required.

RapportBRGM n" R 33 442 4SGEG - Vol. I, 98 p. 79


that can fail, their raw and mean factored risk along with their mean apexheights, widths and face areas.

Table B4, Percentage levels of block formation with mean block heights,face areas and widths, in the hangingwall of the No 8 lode.

Blockcode

010001100130110011101130

310031103130

130013101330

Sums:

RawMean %

0.250.500.960.430.230.89

0.981.043.88

0.270.190.65

10.27

FactoredMean %

0.0610.1220.2530.1040.0490.216

0.2380.2530.943

0.0660.0460.158

2.509

Failureplane

fallfallfallfallfallfall

pl.lpl.lpl.l

pi. 2pi. 2pi. 2

Means :

ApexBeight m

_

0.1860.219

0.258

0.2140.2530.273

_

-

0.302

0.244

Facearea m'

0.4880.273

0.232

0.3310.2630.153

_

0.298

0.291

Widthm

^

1.161.11

0.94

0-710.680.58

_

0.97

0.88

where fall indicated block failure through falling.pl.l indicates block failure through sliding on plane 1.pi. 2 indicates block failure through sliding on plane 2.

Note block height, face area and width only calculated if more than 5blocks per 1000 iterations formed.

If cablebolt support was required to support the hangingwall of the open

stope, then the required cablebolt length in terms of factored risk can again

be used. For the case of the hangingwall, for each block type that could form,

apex heights were determined at different values of factored risk, i.e.

0.001%, 0.01%, .. .5.0%. A mean weighted value of apex height can then be

determined at different levels of factored risk for all block types forming.This data was then analysed using regression analysis. The resulting best fitexponential equation has been re-written in terms of percentage risk giving

equation [5]. The minimum rockbolt length. Ht (Ht a 0.3m) can be calculated

from the factored risk, R (R s 14.3%):

Ht:= 2.662 -ln(i?) ^ 3^ [5j2.085

The correlation coefficient for equation [5] is -0.987, which indicates a high

degree of fit. As per equations [1 fi 2] the factored risk is again inverted

for use with equation [5].

For 1% and 0.3% levels of factored risk, then the calculated block apex

heights are 1.277m and 1.855m respectively. However, if 1.577m or 2.155m long

rockbolts were to be installed into the hanging wall then 99% and 99.7% of all

blocks forming would be stabilised- From Table B4 it is seen that a mean block

width of 0-88m was calculated hence, from Lang (1961) a bolt spacing of 2.64m

is required.

RapportBRGM n" R 33 442 4SGEG - Vol. I, 98 p. 79



Again more blocks were formed than from the detenninistic analysis. Bowever,

many of these blocks would again form TYPE III stable block due to their

geometry relative to the footwall (Goodman fi Shi 1985). Four different blockcodes could fail, by slipping on plane 2 (set lb) . Tcible B5 gives the block

codes that can fail, their raw and mean factored risk along with their mean

apex heights and face areas.

Table B5, Percentage levels of block formation with mean blockheights and face areas, in the footwall of the No 8 lode.

Blockcode

1001103113011331

Sums:

RawMean %

1.161.770.981.31

5.22

FactoredMean %

0.2820.4300.2380.318

ApexHeight m

0.2280.2080.2790.227

1.260 Means: 0.236

Facearea m'

0.4470.2380.1970.256

0.285

Note, all blocks fail by sliding on plane 2, (set lb) .

In this case joint set lb must have a dip which is less than the dip of thefootwall, i.e. 68°. These blocks will all fail by sliding on set lb. If

cablebolt support of the footwall is required, then the dimensions of the

support can be determined as in section 5.1. Here the resulting best fitexponential equation has been re-written in terms of percentage risk, giving

equation [6]. The ndnimum height. Ht (Ht a 0.3m) can be calculated from the

factored risk, R (R s: 26.7%):

//t:= 3-284-ln(i?) , p 30 [6j2.747

The correlation coefficient for equation [6] is -0.815, which indicates a

high degree of fit. As per equations [1 & 2] the factored risk is again

inverted for use with equation [6]. For 1% and 0-3% levels of factored risk,then the calculated block apex heights are l-195m and l-633m respectively -

Again if rockbolt support was to be installed, then bolt lengths of l-495m and

l-933m respectively would support all blocks with a probability of formationof 99% or 99-7% respectively.

B4 MINING INDUCED STRESSES AND THEIR IMPLICATION FOR BLOCK STABILITY.

During development drives are sited in the solid, and are hence subject to

high horizontal to vertical stress ratios, k. This effectively keeps the roofand floors of drives in compression; which tends to stabilise potential key

blocks in the roof. It has been shown that the in-situ stress regime can actas stabilising force (Crawford 1982, Goodman et al 1982, Crawford & Bray 1983,

Yow & Goodman 1987), although this force is highly dependant upon the

horizontal field stress and the orientation of the discontinuities. The key




Again more blocks were formed than from the detenninistic analysis. Bowever,

many of these blocks would again form TYPE III stable block due to their

geometry relative to the footwall (Goodman fi Shi 1985). Four different blockcodes could fail, by slipping on plane 2 (set lb) . Tcible B5 gives the block

codes that can fail, their raw and mean factored risk along with their mean

apex heights and face areas.

Table B5, Percentage levels of block formation with mean blockheights and face areas, in the footwall of the No 8 lode.

Blockcode

1001103113011331

Sums:

RawMean %

1.161.770.981.31

5.22

FactoredMean %

0.2820.4300.2380.318

ApexHeight m

0.2280.2080.2790.227

1.260 Means: 0.236

Facearea m'

0.4470.2380.1970.256

0.285

Note, all blocks fail by sliding on plane 2, (set lb) .

In this case joint set lb must have a dip which is less than the dip of thefootwall, i.e. 68°. These blocks will all fail by sliding on set lb. If

cablebolt support of the footwall is required, then the dimensions of the

support can be determined as in section 5.1. Here the resulting best fitexponential equation has been re-written in terms of percentage risk, giving

equation [6]. The ndnimum height. Ht (Ht a 0.3m) can be calculated from the

factored risk, R (R s: 26.7%):

//t:= 3-284-ln(i?) , p 30 [6j2.747

The correlation coefficient for equation [6] is -0.815, which indicates a

high degree of fit. As per equations [1 & 2] the factored risk is again

inverted for use with equation [6]. For 1% and 0-3% levels of factored risk,then the calculated block apex heights are l-195m and l-633m respectively -

Again if rockbolt support was to be installed, then bolt lengths of l-495m and

l-933m respectively would support all blocks with a probability of formationof 99% or 99-7% respectively.

B4 MINING INDUCED STRESSES AND THEIR IMPLICATION FOR BLOCK STABILITY.

During development drives are sited in the solid, and are hence subject to

high horizontal to vertical stress ratios, k. This effectively keeps the roofand floors of drives in compression; which tends to stabilise potential key

blocks in the roof. It has been shown that the in-situ stress regime can actas stabilising force (Crawford 1982, Goodman et al 1982, Crawford & Bray 1983,

Yow & Goodman 1987), although this force is highly dependant upon the

horizontal field stress and the orientation of the discontinuities. The key



block may be wholly or partially self-supporting, due to the mobilisation of

resistance on the joints bounding the rock wedge.

Yow and Goodman (1987) showed that for blocks sited in the roof of drives

then stability increased with increasing horizontal field stresses, thatlarger blocks are more stable than smaller ones and block stability increases

the more slender the block. Not only is a full evaluation of the mining

induced stress field generated by the excavation of the open stope required,

but also a knowledge of the response of key blocks to these stresses. Theeffects of the magnitude and direction of the mining induced major (o^) and

minor (Oj) principal stresses upon the drives is also required.Numerical modelling was used to determine the mining induced stresses

adjacent to drives at South Crofty mine (SCM), with a number of different

numerical models used. Bowever, all methods produce approximate solutions to

the actual problem. The accuracy of the solution is dependant upon the type

of model used, the accuracy of the boundary conditions, material propertiesand the experience of the user. All numerical models depend upon a knowledge

of the in-situ stress field, which is discussed in section 3.2, and the rockmass properties outlined below.

B4.1 Rock Mass Properties for the SCM Analysis.

The mechanical properties of the rock mass are very difficult to determine,

unlike intact rock specimens. There are several different methods which can

be used to determine the parameters that define the mechanical response of the

rock mass to applied forces. In this study the equivalent material approach

of Hoek and Brown (1982) was used.

The intact strength of rock is greater than that of the rock mass

(Bieniawski & Van Heerden 1975, Boek & Brown 1982, Boek 1990). Bieniawski(1978) linked the rock mass rating (RMR) value to that of the Young's

(deformation) modulus of the rock mass (E, in GPa) . However, this relationship

was later modified by Serafim and Pereira (1983). Hoek and Brown (1982)

developed an empirical failure criteria for rock. It was presented in terms

of the major and minor principal stresses. The basic empirical equation [7]defining the criteria is:

Ol = Oj + yjma çOy + sa% I ' J

where o'l is the major principal effective stress at failureo'j is the minor principal effective stress at failurem and s are material constants.o is the uniaxial compressive strength (UCS) of the intact rock.

The constants m and s are both dimensionless and are approximately analogous

to the angle of friction (<!>') and the cohesive strength (C) of the MohrCoulomb failure criterion. The third constant a is the UCS of the rock

material, and has the dimension of stress.

Since this early work much revision and fine tuning of the basic empirical

relationship has occurred (Hoek 1988, Hoek 1990). Table B6 gives the input

RapportBRG.M n* R33442 18GEG - VoI.I. 93 p. 81


block may be wholly or partially self-supporting, due to the mobilisation of

resistance on the joints bounding the rock wedge.

Yow and Goodman (1987) showed that for blocks sited in the roof of drives

then stability increased with increasing horizontal field stresses, thatlarger blocks are more stable than smaller ones and block stability increases

the more slender the block. Not only is a full evaluation of the mining

induced stress field generated by the excavation of the open stope required,

but also a knowledge of the response of key blocks to these stresses. Theeffects of the magnitude and direction of the mining induced major (o^) and

minor (Oj) principal stresses upon the drives is also required.Numerical modelling was used to determine the mining induced stresses

adjacent to drives at South Crofty mine (SCM), with a number of different

numerical models used. Bowever, all methods produce approximate solutions to

the actual problem. The accuracy of the solution is dependant upon the type

of model used, the accuracy of the boundary conditions, material propertiesand the experience of the user. All numerical models depend upon a knowledge

of the in-situ stress field, which is discussed in section 3.2, and the rockmass properties outlined below.

B4.1 Rock Mass Properties for the SCM Analysis.

The mechanical properties of the rock mass are very difficult to determine,

unlike intact rock specimens. There are several different methods which can

be used to determine the parameters that define the mechanical response of the

rock mass to applied forces. In this study the equivalent material approach

of Hoek and Brown (1982) was used.

The intact strength of rock is greater than that of the rock mass

(Bieniawski & Van Heerden 1975, Boek & Brown 1982, Boek 1990). Bieniawski(1978) linked the rock mass rating (RMR) value to that of the Young's

(deformation) modulus of the rock mass (E, in GPa) . However, this relationship

was later modified by Serafim and Pereira (1983). Hoek and Brown (1982)

developed an empirical failure criteria for rock. It was presented in terms

of the major and minor principal stresses. The basic empirical equation [7]defining the criteria is:

Ol = Oj + yjma çOy + sa% I ' J

where o'l is the major principal effective stress at failureo'j is the minor principal effective stress at failurem and s are material constants.o is the uniaxial compressive strength (UCS) of the intact rock.

The constants m and s are both dimensionless and are approximately analogous

to the angle of friction (<!>') and the cohesive strength (C) of the MohrCoulomb failure criterion. The third constant a is the UCS of the rock

material, and has the dimension of stress.

Since this early work much revision and fine tuning of the basic empirical

relationship has occurred (Hoek 1988, Hoek 1990). Table B6 gives the input

RapportBRG.M n* R33442 18GEG - VoI.I. 93 p. 81


parameters for the rock mass at SCM and these values were used for all

numerical analyses.

Tcible B6, Rock Mass Material Input Parameters for NumericalModelling of SCM.

Parameter Value

Young's Modulus, E 50.0 GPaPoissons Ratio, 0.22UCS, a 42.7 MPaBrazilian Tensile Strength, o, 0.0 MPaCohesion, c variableTotal Friction Angle, <ji variableHoek-Brown Constant m 12.0Hoek-Brown Constant s 0.0776

Both the values of cohesion and friction are variable due tothe effects of stress (see Appendix B3).

B4.2 Numerical Models used in the SCM Analysis.

The increased acceptance of rock mechanics techniques in mining is due not ina small part to rapid advancements in numerical modelling techniques and an

increased confidence in scaled laboratory properties. Numerical models were

used to give quantitative assessments of the predictions made by empiricalmethods. A two dimensional plane strain analysis is a reasonable idealisation

for drives sited in the solid. This two dimensional analysis is alsoacceptable for drives adjacent to the centre of stopes. However, a three

dimensional idealisation is also required to determine the effects of the

stope abutments upon the extent of the mining induced stress field.

In the first instance, a simple two dimensional elastic boundary element

(BE) model (BEM2D) was used- BEM2D allowed an estimate of both the size andextent of tensile (stress relaxed) zones, in both the hanging and footwall

over various down dip lengths -

Pseudo three dimensional simulations were run using a simple elasticdisplacement discontinuity (DD) model (MINTAB), which could also calculate the

off-seam stresses. The aim being to further define the areal extent of the

tensile zone that formed over both the strike and down dip dimensions of the

stope .

The computer program FLAC (Fast Lagranian Analysis of Continua) was used todetermine the state of stress around drives- The rock was allowed to deform

elasto-plastically, following the Mohr Coulomb failure criterion. FLAC allows

a no-tension cut-off which, in nature, is more realistic for rock- The model

also allows a redistribution of stresses with rock failure, which does not

occur with simple elastic models.

The distinct element (DE) method was also utilised, with the aim being todetermine key block stability in footwall drives under different mining

induced stresses. The computer program MUDEC (Micro Universal Distinct Element

Code) was used for this analysis. At CSM, the academic version only (1-02) of

MUDEC was available, which limited both the size and complexity of models.

82 RapportBRG.M n* R 33 4 12 4S GEG - Vol. I, 98 p.


parameters for the rock mass at SCM and these values were used for all

numerical analyses.

Tcible B6, Rock Mass Material Input Parameters for NumericalModelling of SCM.

Parameter Value

Young's Modulus, E 50.0 GPaPoissons Ratio, 0.22UCS, a 42.7 MPaBrazilian Tensile Strength, o, 0.0 MPaCohesion, c variableTotal Friction Angle, <ji variableHoek-Brown Constant m 12.0Hoek-Brown Constant s 0.0776

Both the values of cohesion and friction are variable due tothe effects of stress (see Appendix B3).

B4.2 Numerical Models used in the SCM Analysis.

The increased acceptance of rock mechanics techniques in mining is due not ina small part to rapid advancements in numerical modelling techniques and an

increased confidence in scaled laboratory properties. Numerical models were

used to give quantitative assessments of the predictions made by empiricalmethods. A two dimensional plane strain analysis is a reasonable idealisation

for drives sited in the solid. This two dimensional analysis is alsoacceptable for drives adjacent to the centre of stopes. However, a three

dimensional idealisation is also required to determine the effects of the

stope abutments upon the extent of the mining induced stress field.

In the first instance, a simple two dimensional elastic boundary element

(BE) model (BEM2D) was used- BEM2D allowed an estimate of both the size andextent of tensile (stress relaxed) zones, in both the hanging and footwall

over various down dip lengths -

Pseudo three dimensional simulations were run using a simple elasticdisplacement discontinuity (DD) model (MINTAB), which could also calculate the

off-seam stresses. The aim being to further define the areal extent of the

tensile zone that formed over both the strike and down dip dimensions of the

stope .

The computer program FLAC (Fast Lagranian Analysis of Continua) was used todetermine the state of stress around drives- The rock was allowed to deform

elasto-plastically, following the Mohr Coulomb failure criterion. FLAC allows

a no-tension cut-off which, in nature, is more realistic for rock- The model

also allows a redistribution of stresses with rock failure, which does not

occur with simple elastic models.

The distinct element (DE) method was also utilised, with the aim being todetermine key block stability in footwall drives under different mining

induced stresses. The computer program MUDEC (Micro Universal Distinct Element

Code) was used for this analysis. At CSM, the academic version only (1-02) of

MUDEC was available, which limited both the size and complexity of models.

82 RapportBRG.M n* R 33 4 12 4S GEG - Vol. I, 98 p.


B4.3 Results of Numerical Modelling of SCM Drives.

The results from the two simple elastic analyses, BEM2D and MINTAB,

demonstrated that as the down dip length of the stope increased then the size

of the tensile Zone also increased. From MINTAB it was readily apparent that

the size of the tensile zone increased with increasing down dip length as was

the case with BEM 2D. As the depth into the hangingwall increased, then the

size of the tensile zone decreased. These results indicated that the

assumption of plane strain conditions in the centre of stopes was reasoneible.

There are few effects of the stope boundaries upon the tensile zone. The

tensile region predicted from BEM2D was seen to extend over the majority ofthe open stopes strike length, the footwall drives being sited in a tensilezone. It is clear that the extent of any relaxed zone will extend over themajority of the stopes strike length. These zones will influence the footwall

drives along most of their length.

However, as with BEM2D the simplified idealisation of the rock mass does not

fully describe the alteration to the in-situ stress field by the excavationof the open stope. A more complex two dimensional idealisation is warranted,

which will allow for a more accurate idealisation of the mining induced stress

field around drives adjacent to stoped out areas.

B4.3-1 Results from FLAC-

A more complex two dimensional idealisation of the tensile/relaxed zone was

carried out using FLAC (ver 2-27)- The rock was modelled elasto-plastically

with the rock failing according to the Mohr Coulomb failure criterion. The

basal drive of each model was fixed at approximately 800m depth, with a fixedstress ratio of 2.0. The models were initially run elastically, which allowed

the range of Oj to be determined for the yield zone. Over specified ranges ofa, the values of the instantaneous friction angle ^^ and instantaneous

cohesive strength c^ were calculated (see Appendix B3). The model was then re¬

run elasto-plastically following the Mohr Coulomb failure criterion. Thismodel employed a tension cut-off. Although this method of elasto-plastic

analysis is more complex than an elastic simulation, it is yet another

simplified model. However, it was not considered worthwhile to develop a more

complex strain softening model.

From Table B7 it can be seen that for the roof of the footwall drives, theratio of the induced horizontal to vertical stresses, ki, can be low, and the

magnitude of the induced horizontal stress, H^, can also be low. Drives thatare in the solid, or at the base of open stopes are sited in areas where boththe ki and B^ are high. These high horizontal field stresses are thought to

lock up blocks (Goodman et al 1982), while in areas where there are low k^ andHi values then key blocks are more likely to fall, i.e. are less likely to be

locked up (self supporting). The effects of variations in the value of Hi will

be demonstrated in section 6.3.2 below using MUDEC, where it is seen to play

a great part in the stability of key blocks.

RapportBRGM n* R33442 48GEG - Vol.I, 98 p. 83


B4.3 Results of Numerical Modelling of SCM Drives.

The results from the two simple elastic analyses, BEM2D and MINTAB,

demonstrated that as the down dip length of the stope increased then the size

of the tensile Zone also increased. From MINTAB it was readily apparent that

the size of the tensile zone increased with increasing down dip length as was

the case with BEM 2D. As the depth into the hangingwall increased, then the

size of the tensile zone decreased. These results indicated that the

assumption of plane strain conditions in the centre of stopes was reasoneible.

There are few effects of the stope boundaries upon the tensile zone. The

tensile region predicted from BEM2D was seen to extend over the majority ofthe open stopes strike length, the footwall drives being sited in a tensilezone. It is clear that the extent of any relaxed zone will extend over themajority of the stopes strike length. These zones will influence the footwall

drives along most of their length.

However, as with BEM2D the simplified idealisation of the rock mass does not

fully describe the alteration to the in-situ stress field by the excavationof the open stope. A more complex two dimensional idealisation is warranted,

which will allow for a more accurate idealisation of the mining induced stress

field around drives adjacent to stoped out areas.

B4.3-1 Results from FLAC-

A more complex two dimensional idealisation of the tensile/relaxed zone was

carried out using FLAC (ver 2-27)- The rock was modelled elasto-plastically

with the rock failing according to the Mohr Coulomb failure criterion. The

basal drive of each model was fixed at approximately 800m depth, with a fixedstress ratio of 2.0. The models were initially run elastically, which allowed

the range of Oj to be determined for the yield zone. Over specified ranges ofa, the values of the instantaneous friction angle ^^ and instantaneous

cohesive strength c^ were calculated (see Appendix B3). The model was then re¬

run elasto-plastically following the Mohr Coulomb failure criterion. Thismodel employed a tension cut-off. Although this method of elasto-plastic

analysis is more complex than an elastic simulation, it is yet another

simplified model. However, it was not considered worthwhile to develop a more

complex strain softening model.

From Table B7 it can be seen that for the roof of the footwall drives, theratio of the induced horizontal to vertical stresses, ki, can be low, and the

magnitude of the induced horizontal stress, H^, can also be low. Drives thatare in the solid, or at the base of open stopes are sited in areas where boththe ki and B^ are high. These high horizontal field stresses are thought to

lock up blocks (Goodman et al 1982), while in areas where there are low k^ andHi values then key blocks are more likely to fall, i.e. are less likely to be

locked up (self supporting). The effects of variations in the value of Hi will

be demonstrated in section 6.3.2 below using MUDEC, where it is seen to play

a great part in the stability of key blocks.

RapportBRGM n* R33442 48GEG - Vol.I, 98 p. 83


Table B7, Mining Induced k ratios Generated in theroof of Footwall Drives.

Down DipLength (m)

20

30

40

60

90

Driveposition

a

b

a

b

ca

ca

c

c

a

ki ratio

1.32.6

3.82.3

0.052.5

0-150.19

0.060.192.3

Horizontalstress (MPa)

22.5360.30

49.5059.80

2.0033.80

1.6039.60

0.602.30

42.40

Verticalstress (MPa)

17.7923.32

12.8525.74

3.8613.47

10.8010.65

9.9012.1518-70

where drive position refers to Figure B2 .

It can be seen that in general the stresses around drives are cycled,

firstly as the drive is driven the stresses increase from the in-situ levels -

As the stope is mined down dip, the stresses increase, once the drive is at

the base of the stope (position a in Figure B2), they reaches maximum levels.

As the stope is mined down dip, then the stresses are seen to fall

dramatically.

B4.3-2 Results from MUDEC.

The distinct element (DE) method is a recognised discontinuum modelling

approach for simulating the behaviour of jointed rock masses (Lorig 1987,

Barton & Makurat 1988, Fairhurst & Pei 1990, Makurat et al 1990). For this

analysis MUDEC (ver 1-02) was used- The DE method has three distinguishing

features which make it suited for this type of modelling.

1. The rock mass is simulated as an assemblage of blocks which interact

through corner and edge contacts.

2. Discontinuities are regarded as boundary interactions between these

blocks joint behaviour is prescribed for these interactions.

3. The method utilises explicit timestepping (dynamic) algorithm. This

allows large displacements and/or rotations of rock blocks.

The aims of the MUDEC modelling was to determine the stability of the two

major key block codes that can form in the roof of 3m square drives, under

different values of induced stress. MUDEC is a two dimensional microcomputer

code (MUDEC manual 1987) written in FORTRAN 77, and formulated from the

Universal Distinct Element Code (UDEC) which is the larger mainframe code. The

SCM analyses were run on an Elonex 30486 PC machine. The key block geometry

was obtained from the deterministic geometry, each block was modelled as 1.72m



Table B7, Mining Induced k ratios Generated in theroof of Footwall Drives.

Down DipLength (m)

20

30

40

60

90

Driveposition

a

b

a

b

ca

ca

c

c

a

ki ratio

1.32.6

3.82.3

0.052.5

0-150.19

0.060.192.3

Horizontalstress (MPa)

22.5360.30

49.5059.80

2.0033.80

1.6039.60

0.602.30

42.40

Verticalstress (MPa)

17.7923.32

12.8525.74

3.8613.47

10.8010.65

9.9012.1518-70

where drive position refers to Figure B2 .

It can be seen that in general the stresses around drives are cycled,

firstly as the drive is driven the stresses increase from the in-situ levels -

As the stope is mined down dip, the stresses increase, once the drive is at

the base of the stope (position a in Figure B2), they reaches maximum levels.

As the stope is mined down dip, then the stresses are seen to fall

dramatically.

B4.3-2 Results from MUDEC.

The distinct element (DE) method is a recognised discontinuum modelling

approach for simulating the behaviour of jointed rock masses (Lorig 1987,

Barton & Makurat 1988, Fairhurst & Pei 1990, Makurat et al 1990). For this

analysis MUDEC (ver 1-02) was used- The DE method has three distinguishing

features which make it suited for this type of modelling.

1. The rock mass is simulated as an assemblage of blocks which interact

through corner and edge contacts.

2. Discontinuities are regarded as boundary interactions between these

blocks joint behaviour is prescribed for these interactions.

3. The method utilises explicit timestepping (dynamic) algorithm. This

allows large displacements and/or rotations of rock blocks.

The aims of the MUDEC modelling was to determine the stability of the two

major key block codes that can form in the roof of 3m square drives, under

different values of induced stress. MUDEC is a two dimensional microcomputer

code (MUDEC manual 1987) written in FORTRAN 77, and formulated from the

Universal Distinct Element Code (UDEC) which is the larger mainframe code. The

SCM analyses were run on an Elonex 30486 PC machine. The key block geometry

was obtained from the deterministic geometry, each block was modelled as 1.72m



tall, with joints dipping at 70". For symmetrical blocks, that can be

idealised two dimensionally, i.e. block codes 1110, 1100 and 1130 then the

block failed under gravity. However, if a small horizontal field stress was

applied to the model, then the block was stable. Goodman et al (1982) showed

that for failed key blocks at the Colorado School of Mines test mine then the

block apexes were missing. The blocks had cracked under their own body weight

leaving the apex in-situ. However, MUDEC (ver 1.02) could not simulated intact

rock failure (rock cracking) , thus artificial horizontal tension cracks were

generated near the apexes of key blocks. These tension cracks were generated

over the following percentage heights of the key blocks apex heights: 60, 65,

70, 75, 80 and 100.

Two block codes (1100/1110/1130 and 3130) were modelled in the roof of the

footwall drive. Tables B8 and B9 present the results of this work. Block code

3130 beccime self supporting as soon as any horizontal stress was applied, even

if artificial cracks were used.

Table B8, Vertical Displacement and Velocity of Block Codes1130 and 3130 under gravity.

Numbercycles

0200040007000

10000

of

Block Displacement(cm)

1130

02.37

11.7237.1576.90

3130

00.0.2,6.

.21

.87

.96

.29

Block Velocity(cm s"^)

1130

041.286.3

154.0221.7

3130

00.14

13.625.7137.04

Table B9, Stability of Block Code 1130, for Different values ofHi and % Crack Heights (model cycled for 10000 timesteps).

% Crackheight

6065707580100

1.5

20.417.015.90.46stbstb

Maximum

3.0

27.021.117.7stbstbstb

Vertical Displacement (cm)

Hi (4.5

25.018.2stbstbstbstb

MPa)6.0


7.5

0.35stbstbstbstbstb

15

stbstbstbstbstbstb

30

stbstbstbstbstbstb

where stb indicates a blocks stability, i.e. a displacement thatis less than 0.3cm. A block is assumed to have failed ifits displacement exceeds that rec^uired to mobilise the peakshear strength. The displacement recjuired in this case isapproximately 1.0cm (after Jupe 1990).

It can be see (Table B8) that under gravity loading, which corresponds to

approximately 20m of overburden then both block codings are unstable. This

RapportBRG.M n* R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 85


tall, with joints dipping at 70". For symmetrical blocks, that can be

idealised two dimensionally, i.e. block codes 1110, 1100 and 1130 then the

block failed under gravity. However, if a small horizontal field stress was

applied to the model, then the block was stable. Goodman et al (1982) showed

that for failed key blocks at the Colorado School of Mines test mine then the

block apexes were missing. The blocks had cracked under their own body weight

leaving the apex in-situ. However, MUDEC (ver 1.02) could not simulated intact

rock failure (rock cracking) , thus artificial horizontal tension cracks were

generated near the apexes of key blocks. These tension cracks were generated

over the following percentage heights of the key blocks apex heights: 60, 65,

70, 75, 80 and 100.

Two block codes (1100/1110/1130 and 3130) were modelled in the roof of the

footwall drive. Tables B8 and B9 present the results of this work. Block code

3130 beccime self supporting as soon as any horizontal stress was applied, even

if artificial cracks were used.

Table B8, Vertical Displacement and Velocity of Block Codes1130 and 3130 under gravity.

Numbercycles

0200040007000

10000

of

Block Displacement(cm)

1130

02.37

11.7237.1576.90

3130

00.0.2,6.

.21

.87

.96

.29

Block Velocity(cm s"^)

1130

041.286.3

154.0221.7

3130

00.14

13.625.7137.04

Table B9, Stability of Block Code 1130, for Different values ofHi and % Crack Heights (model cycled for 10000 timesteps).

% Crackheight

6065707580100

1.5

20.417.015.90.46stbstb

Maximum

3.0

27.021.117.7stbstbstb

Vertical Displacement (cm)

Hi (4.5


MPa)6.0


7.5

0.35stbstbstbstbstb

15

stbstbstbstbstbstb

30

stbstbstbstbstbstb

where stb indicates a blocks stability, i.e. a displacement thatis less than 0.3cm. A block is assumed to have failed ifits displacement exceeds that rec^uired to mobilise the peakshear strength. The displacement recjuired in this case isapproximately 1.0cm (after Jupe 1990).

It can be see (Table B8) that under gravity loading, which corresponds to

approximately 20m of overburden then both block codings are unstable. This



gravity loading approximately corresponds to the induced stresses in thevicinity of the footwall drives predicted by the FLAC modelling.

Using the induced horizontal stresses predicted from FLAC, it can be seenthat all of the main key block codes (1100, 1110 and 1130) wall fail infootwall drives sited adjacent to the open stopes. Bowever, for drives sited

away from the, or drives sited at the base of open stopes (positions a & b inFigure B2) then the high induced horizontal stresses will tend to stcibilise

the block. This result fits observations well. There is little or no support

in drives sited away from open stopes. Bowever, drives adjacent to stoped outareas are supported.

Blocks that can form in the side walls of the drives will in general have

both shallow apex depths and large face areas. The MUDEC analysis of these

blocks showed failure by sliding, no matter what the levels of induced stresswere. This is due to the low angle the joints made to the sidewalls (20") and

the shallow apex depth (less than 0.6m). However, in practice these blocks are

barred down/out from the side walls during the driving and mucking out of

drives during development work.

B5 DISCUSSION AND CONCLUSIONS.

Trace lengths on a tunnel boundary alone are insufficient to determine

rockbolt lengths recjuired to stabilise key blocks. This is particularly the

case for large key blocks. A probabilistic key block analysis has been

developed which allows a risk assessment to be carried out for key block

geometry. Using this technique, support guidelines have been developed for a

specific case study.

In the roof of the case study drive, a maximum of 1.7m long rockbolts withan internal spacing of 1.4m are predicted to stabilise key blocks for a 0.3%

risk level. Results for the sidewalls suggest that shorter rockbolts (1.0m

long) set on a larger spacing (2.8m) are required to stabilise key blocks -

Observations of key blocks that have formed in the sidewalls has shown that

in general they have large face area and a shallow apex depth. These

observations agree with the geometries predicted by B3LHS. The support

guidelines predicted by both methods for the roof agree reasonably well.

However, the support dimensions recommendations by B3LBS for the sidewalls are

sigificantly different from those recoiranended by empirical methods.

Variation in excavation width had little effect upon the geometry and

prevalence of key blocks that could form for the case study. Bowever, this

effect is a function of the joint geometry displayed by the local granite,i.e. high angle joint dips combined with low mean joint continuities.

The effects of variation in joint continuity were studied. Increasing themean joint continuity was found to increase both block apex height and thenumber of blocks that formed. This suggests an increase in maximum rockbolt

lengths required to stabilise all key blocks. Above a critical width, further

increases in excavation width resulted in no more blocks forming and nofurther increase in the apex height. The inference is that for a given level

86 RapportBRG.M n' R 33 4 12 48 GEG - Vol.1, 98 p.


gravity loading approximately corresponds to the induced stresses in thevicinity of the footwall drives predicted by the FLAC modelling.

Using the induced horizontal stresses predicted from FLAC, it can be seenthat all of the main key block codes (1100, 1110 and 1130) wall fail infootwall drives sited adjacent to the open stopes. Bowever, for drives sited

away from the, or drives sited at the base of open stopes (positions a & b inFigure B2) then the high induced horizontal stresses will tend to stcibilise

the block. This result fits observations well. There is little or no support

in drives sited away from open stopes. Bowever, drives adjacent to stoped outareas are supported.

Blocks that can form in the side walls of the drives will in general have

both shallow apex depths and large face areas. The MUDEC analysis of these

blocks showed failure by sliding, no matter what the levels of induced stresswere. This is due to the low angle the joints made to the sidewalls (20") and

the shallow apex depth (less than 0.6m). However, in practice these blocks are

barred down/out from the side walls during the driving and mucking out of

drives during development work.

B5 DISCUSSION AND CONCLUSIONS.

Trace lengths on a tunnel boundary alone are insufficient to determine

rockbolt lengths recjuired to stabilise key blocks. This is particularly the

case for large key blocks. A probabilistic key block analysis has been

developed which allows a risk assessment to be carried out for key block

geometry. Using this technique, support guidelines have been developed for a

specific case study.

In the roof of the case study drive, a maximum of 1.7m long rockbolts withan internal spacing of 1.4m are predicted to stabilise key blocks for a 0.3%

risk level. Results for the sidewalls suggest that shorter rockbolts (1.0m

long) set on a larger spacing (2.8m) are required to stabilise key blocks -

Observations of key blocks that have formed in the sidewalls has shown that

in general they have large face area and a shallow apex depth. These

observations agree with the geometries predicted by B3LHS. The support

guidelines predicted by both methods for the roof agree reasonably well.

However, the support dimensions recommendations by B3LBS for the sidewalls are

sigificantly different from those recoiranended by empirical methods.

Variation in excavation width had little effect upon the geometry and

prevalence of key blocks that could form for the case study. Bowever, this

effect is a function of the joint geometry displayed by the local granite,i.e. high angle joint dips combined with low mean joint continuities.

The effects of variation in joint continuity were studied. Increasing themean joint continuity was found to increase both block apex height and thenumber of blocks that formed. This suggests an increase in maximum rockbolt

lengths required to stabilise all key blocks. Above a critical width, further

increases in excavation width resulted in no more blocks forming and nofurther increase in the apex height. The inference is that for a given level

86 RapportBRG.M n' R 33 4 12 48 GEG - Vol.1, 98 p.


of risk, no increase in rockbolt length is required. This may be the case forall rock masses. The concept of a critical excavation width is developed. Thisconcept has significant implications for the design of support in large

underground excavations which are subject to structurally controlled failure.In contrast empirical technicjues suggest a continued increase in rockbolt

length as the width of an excavation is increased.From analysis of both the hanging and footwalls of the open stope on the No

8 lode at South Crofty mine, again more key blocks were seen to form than for

deterministic modelling. The apex heights of these blocks are in generalgreater than those in the footwall drive.

From numerical analysis of the drives and open stopes, it is seen that key

blocks may be liberated from the both the roof of the drives, hanging and

footwall of the open stope. Bowever, the blocks that can fail will tend to be

the more simpler block codings, i.e. without parallel faces for joint sets la

and lb.

RapportBRGM n' R33442 48GEG - VoI.I, 98 p. 87


of risk, no increase in rockbolt length is required. This may be the case forall rock masses. The concept of a critical excavation width is developed. Thisconcept has significant implications for the design of support in large

underground excavations which are subject to structurally controlled failure.In contrast empirical technicjues suggest a continued increase in rockbolt

length as the width of an excavation is increased.From analysis of both the hanging and footwalls of the open stope on the No

8 lode at South Crofty mine, again more key blocks were seen to form than for

deterministic modelling. The apex heights of these blocks are in generalgreater than those in the footwall drive.

From numerical analysis of the drives and open stopes, it is seen that key

blocks may be liberated from the both the roof of the drives, hanging and

footwall of the open stope. Bowever, the blocks that can fail will tend to be

the more simpler block codings, i.e. without parallel faces for joint sets la

and lb.

RapportBRGM n' R33442 48GEG - VoI.I, 98 p. 87


REFERENCES.

Barton N., 1975. Estimation of support requirements for undergroundexcavations . Proc, 16th US Symp., on Rock Mech: 163-177.

Barton N & Makurat A., 1989. Modelling excavation responses in jointed rock.Proc, NEA Workshop on Excavation Response in geological repositories forradioactive waste. Winnipeg, April 1988: 225-243.

Bieniawski ZT & Van Beerden WL., 1975. The significance of in-situ tests onlarge rock specimens. Int., J. Rock Mech., Min., Sci., fi Geomech., Abstr.12; 101-113.

Bieniawski ZT., 1978. Determining rock mass deformability: Experiences fromcase histories. Int., J. Rock Mech., Min., Sci., fi Geomech.. Abstr. 15; 237-247.

Chan LY., 1987. Application of Block Theory and simulation technicjues tooptimum design of rock excavations. PhD., Univ., of California, Berkeley.USA.

Chan LY fi Goodman RE., 1983. Prediction of support requirements for hard rockexcavations using key block theory and joint statistics. Proc. , 24th USSymp., on Rock Mech: 557-576.

Crawford AM., 1982. Rock wedge stability. Proc, 23rd US Symp., on Rock Mech:1057-1064.

Crawford AM & Bray JW., 1983. Influence of the In-situ stress field on rockwedge stability in underground openings. Canadian Geotechnical J. 20: 276-287.

Fairhurst C & Pei J., 1990. A comparison between the distinct element methodand the finite element method for analysis of the stability of an excavationin jointed rock. Tunnelling & Underground Space Tech., 5. No. 1/2: 111-117.

Goodman RE, Shi GH & Boyal W., 1982. Calculation of support for hard, jointedrock using the key block principle. Proc, 23rd US Symp., on Rock Mech: 883

-898.

Goodman RE & Batzor Y., 1990. The influence of geological stiructure on theengineering of underground openings in discontinuous rocks. 6th Int.. AEGCong; 2431-2446. ISBN 90 6191 130 3.

Goodman RE & Shi GH., 1985. Block Theory and its Applications to RockEngineering. Prentice-Hall, Inc., Englewood Cliffs, New Jersey.ISBM 0 13 078189 4.

Hoek E., 1988. The Hoek & Brown failure criteria, a 1988 update. Proc. 15thCanadian Rock Mech. Symp. Toronto: 31-38.

Boek E., 1990. Estimating the Mohr Coulomb values from the Hoek & Brownfailure criteria. Int., J. Rock Mech.. Min., Sci., fi Geomech., Abstr. 27.No. 3: 227-229.

Hoek E fi Brown ET., 1982. Underground excavations in rock. IMM. London. ISBN0 900488 55 7

Kulatilake PBSW., 1988. State-of-the-art in stochastic joint geometrymodelling. Proc. 29th US Symp., on Rock Mech: 215-231.

Lang TA., 1961. Theory and practice of roclcbolting. Trans.. AIME., Soc, ofMining Engineers. 220: 333-248.

Lorig LJ., 1987. Distinct element-structural element analysis of supportsystems in jointed rock masses. Proc. 6th Aus. Tunnelling Conf.. 1: 173-182.



REFERENCES.

Barton N., 1975. Estimation of support requirements for undergroundexcavations . Proc, 16th US Symp., on Rock Mech: 163-177.

Barton N & Makurat A., 1989. Modelling excavation responses in jointed rock.Proc, NEA Workshop on Excavation Response in geological repositories forradioactive waste. Winnipeg, April 1988: 225-243.

Bieniawski ZT & Van Beerden WL., 1975. The significance of in-situ tests onlarge rock specimens. Int., J. Rock Mech., Min., Sci., fi Geomech., Abstr.12; 101-113.

Bieniawski ZT., 1978. Determining rock mass deformability: Experiences fromcase histories. Int., J. Rock Mech., Min., Sci., fi Geomech.. Abstr. 15; 237-247.

Chan LY., 1987. Application of Block Theory and simulation technicjues tooptimum design of rock excavations. PhD., Univ., of California, Berkeley.USA.

Chan LY fi Goodman RE., 1983. Prediction of support requirements for hard rockexcavations using key block theory and joint statistics. Proc. , 24th USSymp., on Rock Mech: 557-576.

Crawford AM., 1982. Rock wedge stability. Proc, 23rd US Symp., on Rock Mech:1057-1064.

Crawford AM & Bray JW., 1983. Influence of the In-situ stress field on rockwedge stability in underground openings. Canadian Geotechnical J. 20: 276-287.

Fairhurst C & Pei J., 1990. A comparison between the distinct element methodand the finite element method for analysis of the stability of an excavationin jointed rock. Tunnelling & Underground Space Tech., 5. No. 1/2: 111-117.

Goodman RE, Shi GH & Boyal W., 1982. Calculation of support for hard, jointedrock using the key block principle. Proc, 23rd US Symp., on Rock Mech: 883

-898.

Goodman RE & Batzor Y., 1990. The influence of geological stiructure on theengineering of underground openings in discontinuous rocks. 6th Int.. AEGCong; 2431-2446. ISBN 90 6191 130 3.

Goodman RE & Shi GH., 1985. Block Theory and its Applications to RockEngineering. Prentice-Hall, Inc., Englewood Cliffs, New Jersey.ISBM 0 13 078189 4.

Hoek E., 1988. The Hoek & Brown failure criteria, a 1988 update. Proc. 15thCanadian Rock Mech. Symp. Toronto: 31-38.

Boek E., 1990. Estimating the Mohr Coulomb values from the Hoek & Brownfailure criteria. Int., J. Rock Mech.. Min., Sci., fi Geomech., Abstr. 27.No. 3: 227-229.

Hoek E fi Brown ET., 1982. Underground excavations in rock. IMM. London. ISBN0 900488 55 7

Kulatilake PBSW., 1988. State-of-the-art in stochastic joint geometrymodelling. Proc. 29th US Symp., on Rock Mech: 215-231.

Lang TA., 1961. Theory and practice of roclcbolting. Trans.. AIME., Soc, ofMining Engineers. 220: 333-248.

Lorig LJ., 1987. Distinct element-structural element analysis of supportsystems in jointed rock masses. Proc. 6th Aus. Tunnelling Conf.. 1: 173-182.



Makurat A, Barton N, Vik C, Chryssanthakia P fi Monsen K., 1990. Jointed rockmass modelling. Proc. of the Int., Symp., on Rock Joints, Loen. Norway;647-657.

McKay HD, Beckman RJ fi Conover WJ., 1979. A comparison of three methods forselecting values of input variables in the analysis of output from acomputer code. Tachometrics . 21. No. 2; 239-245.

MUDEC, 1986. Micro Distinct Element Code, Version 1.00. Itasca ConsultingGroup. Inc. Minnesota. 55414, USA.

Pine RJ, Tunbridge LW & Kwakwa K., 1983. In-situ stress measurement in theCarnmenellis granite-1. Overcoring tests at South Crofty Mine at a depth of790m. Int.. J. Rock Mech.. Min., Sci., fi Geomech.. Abst. 20. No. 2; 51-62.

Pine RJ, Tunbridge LW & Jupe A., 1990. An evaluation of in-situ stressmeasurements affecting different volumes of rock in the Carnmenellisgranite . Proc, of the ISRM Workshop on Scale Effects, Loen. Norway;

Priest SD & Brown ET., 1983. Probabilistic stability analysis of variable rockslopes. Trans.. IMM. Section A. 92; A1-A12.

Priest SD & Budson JA., 1981. Estimation of discontinuity spacing and tracelength using scanline surveys. Int., J. Rock Mech.. Min., Sci.. fi Geomech.,Abst. 18; 183-197.

Randall MM., 1989. Internal memo. Camborne School of Mines.

Santolaria AP fi Villard PY., 1988. A study on the orientation and continuityof rock joints at South Crofty Tin Mine. Internal Report. Ccimborne Schoolof Mines. Hot Dry Rock Project.

Serafim JL & Pereira JP., 1983. Considerations of the geomechanicsclassification of Beniawski. Proc. Int., Symp.. on Engineering Geology andUnderground Construction. Lisbon; II33-II42.

Shi GH & Goodman RE., 1981. A new concept for support of underground andsurface excavations in discontinuous rocks based upon a Keystone principle.Proc. 22nd US Symp., on Rock Mech; 290-296.

Shi GH fi Goodman RE., 1987. Computer Manuals for Key Block analysis.University of California, Berkeley, USA.

Shi GH & Goodman RE., 1989. The Key Blocks of unrolled joint tracesin developed maps of tunnel walls. Int., J., Num.. & Anal.. Methodsin Geomech. 13; 131-158.

Startzman RA & Wattenburger RA., 1985. An improved computational procedure forrisk analysis problems with unusual probability functions . Proc. Symp.. SPEHydrocarbon Econ., & Eval.. Dallas, paper SPE 13772.

Yow JL & Goodman RE., 1987. A ground reaction curve based upon block theory.Rock Mechanics and Rock Engineering. 20; 167-190.

Younge DS fi Hoerger SF., 1989. Probabilistic and deterministic Key Blockanalysis. Proc. 30th US Symp., on Rock Mech; 227-234.

Younge DS fi Boerger SF., 1990. Probabilistic prediction of key blockoccurrence . Proc, 3l8t US Symp.. on Rock Mech; 229-236.



Makurat A, Barton N, Vik C, Chryssanthakia P fi Monsen K., 1990. Jointed rockmass modelling. Proc. of the Int., Symp., on Rock Joints, Loen. Norway;647-657.

McKay HD, Beckman RJ fi Conover WJ., 1979. A comparison of three methods forselecting values of input variables in the analysis of output from acomputer code. Tachometrics . 21. No. 2; 239-245.

MUDEC, 1986. Micro Distinct Element Code, Version 1.00. Itasca ConsultingGroup. Inc. Minnesota. 55414, USA.

Pine RJ, Tunbridge LW & Kwakwa K., 1983. In-situ stress measurement in theCarnmenellis granite-1. Overcoring tests at South Crofty Mine at a depth of790m. Int.. J. Rock Mech.. Min., Sci., fi Geomech.. Abst. 20. No. 2; 51-62.

Pine RJ, Tunbridge LW & Jupe A., 1990. An evaluation of in-situ stressmeasurements affecting different volumes of rock in the Carnmenellisgranite . Proc, of the ISRM Workshop on Scale Effects, Loen. Norway;

Priest SD & Brown ET., 1983. Probabilistic stability analysis of variable rockslopes. Trans.. IMM. Section A. 92; A1-A12.

Priest SD & Budson JA., 1981. Estimation of discontinuity spacing and tracelength using scanline surveys. Int., J. Rock Mech.. Min., Sci.. fi Geomech.,Abst. 18; 183-197.

Randall MM., 1989. Internal memo. Camborne School of Mines.

Santolaria AP fi Villard PY., 1988. A study on the orientation and continuityof rock joints at South Crofty Tin Mine. Internal Report. Ccimborne Schoolof Mines. Hot Dry Rock Project.

Serafim JL & Pereira JP., 1983. Considerations of the geomechanicsclassification of Beniawski. Proc. Int., Symp.. on Engineering Geology andUnderground Construction. Lisbon; II33-II42.

Shi GH & Goodman RE., 1981. A new concept for support of underground andsurface excavations in discontinuous rocks based upon a Keystone principle.Proc. 22nd US Symp., on Rock Mech; 290-296.

Shi GH fi Goodman RE., 1987. Computer Manuals for Key Block analysis.University of California, Berkeley, USA.

Shi GH & Goodman RE., 1989. The Key Blocks of unrolled joint tracesin developed maps of tunnel walls. Int., J., Num.. & Anal.. Methodsin Geomech. 13; 131-158.

Startzman RA & Wattenburger RA., 1985. An improved computational procedure forrisk analysis problems with unusual probability functions . Proc. Symp.. SPEHydrocarbon Econ., & Eval.. Dallas, paper SPE 13772.

Yow JL & Goodman RE., 1987. A ground reaction curve based upon block theory.Rock Mechanics and Rock Engineering. 20; 167-190.

Younge DS fi Hoerger SF., 1989. Probabilistic and deterministic Key Blockanalysis. Proc. 30th US Symp., on Rock Mech; 227-234.

Younge DS fi Boerger SF., 1990. Probabilistic prediction of key blockoccurrence . Proc, 3l8t US Symp.. on Rock Mech; 229-236.



APPENDIX Bl.

Latin Hypercube Sampling.

McKay et al (1979) compared LBS to Monte Carlo Simulations (MCS) . LHS was

found to be an improvement. In LHS all areas of the sample space of the

continuous distribution X are represented by input values. Figure B3 displays

the major differences in these sampling strategies. Startzman and Wattenburger(1985) compared LHS with MCS for risk analysis problems. The LHS method was

shown to converge more rapidly and accurately in comparison to MCS.

The sample space, S of X is partitioned into 1 disjoint strata Si of size Pi

where Pi = P (X £ Si) and the sum of all Pi is equal 1. A value Xi of each

strata is sampled at random with no repetition. This sample value is used as

the input value for the variable.

For example, in Figure B3, both MCS and LBS sampling techniques are displayed.

Both were used to determine 20 values of Xi, for the same distribution. LHS

generated 20 disjoint strata each with a size (Pi) of 5%. The value Xi for

each stratum can then be determined, with that stratum not used again. Note,the value Xi is chosen at random from the range of that stratum. It is

therefore impossible to have both clustering and incomplete scimpling of the

distribution with this method.

LHS is therefore a computational efficient method as fewer values of Xi can

be used to describe a statistical distribution. Each of the samples Xi areguaranteed to be prope'rly distributed through the sample space and not

clustered.



APPENDIX Bl.

Latin Hypercube Sampling.

McKay et al (1979) compared LBS to Monte Carlo Simulations (MCS) . LHS was

found to be an improvement. In LHS all areas of the sample space of the

continuous distribution X are represented by input values. Figure B3 displays

the major differences in these sampling strategies. Startzman and Wattenburger(1985) compared LHS with MCS for risk analysis problems. The LHS method was

shown to converge more rapidly and accurately in comparison to MCS.

The sample space, S of X is partitioned into 1 disjoint strata Si of size Pi

where Pi = P (X £ Si) and the sum of all Pi is equal 1. A value Xi of each

strata is sampled at random with no repetition. This sample value is used as

the input value for the variable.

For example, in Figure B3, both MCS and LBS sampling techniques are displayed.

Both were used to determine 20 values of Xi, for the same distribution. LHS

generated 20 disjoint strata each with a size (Pi) of 5%. The value Xi for

each stratum can then be determined, with that stratum not used again. Note,the value Xi is chosen at random from the range of that stratum. It is

therefore impossible to have both clustering and incomplete scimpling of the

distribution with this method.

LHS is therefore a computational efficient method as fewer values of Xi can

be used to describe a statistical distribution. Each of the samples Xi areguaranteed to be prope'rly distributed through the sample space and not

clustered.



APPENDIX B2.

Factored Risk Analysis.

A simulation of one key block type gives a possibility of 1000 blocks

forming, however due to the low mean joint continuity used in the simulation

only 50 blocks were found to form. If the mean joint continuity is increased

so that it approaches infinity then more blocks would be expected to form

(approaching 1000) per simulation. Bowever the blocks that did not form can

still produce traces on the excavation surface, which could indicate thepresence of a key block. It is not possible to determine from these traces if

a block will form, i.e. do the joints have sufficient continuity to form a

block apex. In practice all traces that indicate the presence of key blocks

warrant support.

We wish to support all of the 1000 possible blocks, but if 99% of the block

population are supported, i.e. 990 blocks, then the 10 largest blocks (highest

apexes) will not be supportedl In effect if we disregard the 10 largest blocks

that form, then we are excluding the upper 1% of the total possible block

population (1000). However, we only have 50 blocks from which we can determinethe required support parameters (notably, bolt length) . Therefore we can

determine the support requirements by looking at the 80 percentile level on

the percentage cumulative frequency curve for formed blocks. This effectivelydisregards the 10 largest blocks that formed.

Now 1% of 1000 = 10 blocks (not supported)

and 10 T 50 = 20% (20% of formed blocks)

In this case the total area under the statistical curve is linked to apex

height, and it cannot exceed 100%. Using the above example then a 1% factored

risk of the whole "possible" block population equates to 80% of the area under

this curve. This is the so called percentage reduction factor (P^t).

EXcimple .

Using block type 1130 as an example, in a 3m wide drive, with a low mean

joint continuity of 4.5m, then the probability of block formation is extremelylow, i.e. of the order of a few percent. The values of the mean and standard

deviation of the lognormal distributions for each simulation, only correspondto the blocks that can form.

Over 10 simulations the mean number of blocks that could form per simulationwere 53.8, the mean of the means and standard deviations for the different

simulation apex heights were 0.701m and 0.489m respectively. If the rock blockapex height for this block code is to be determined at a 1% level of factored

risk, then the P^, is calculated thus:



APPENDIX B2.

Factored Risk Analysis.

A simulation of one key block type gives a possibility of 1000 blocks

forming, however due to the low mean joint continuity used in the simulation

only 50 blocks were found to form. If the mean joint continuity is increased

so that it approaches infinity then more blocks would be expected to form

(approaching 1000) per simulation. Bowever the blocks that did not form can

still produce traces on the excavation surface, which could indicate thepresence of a key block. It is not possible to determine from these traces if

a block will form, i.e. do the joints have sufficient continuity to form a

block apex. In practice all traces that indicate the presence of key blocks

warrant support.

We wish to support all of the 1000 possible blocks, but if 99% of the block

population are supported, i.e. 990 blocks, then the 10 largest blocks (highest

apexes) will not be supportedl In effect if we disregard the 10 largest blocks

that form, then we are excluding the upper 1% of the total possible block

population (1000). However, we only have 50 blocks from which we can determinethe required support parameters (notably, bolt length) . Therefore we can

determine the support requirements by looking at the 80 percentile level on

the percentage cumulative frequency curve for formed blocks. This effectivelydisregards the 10 largest blocks that formed.

Now 1% of 1000 = 10 blocks (not supported)

and 10 T 50 = 20% (20% of formed blocks)

In this case the total area under the statistical curve is linked to apex

height, and it cannot exceed 100%. Using the above example then a 1% factored

risk of the whole "possible" block population equates to 80% of the area under

this curve. This is the so called percentage reduction factor (P^t).

EXcimple .

Using block type 1130 as an example, in a 3m wide drive, with a low mean

joint continuity of 4.5m, then the probability of block formation is extremelylow, i.e. of the order of a few percent. The values of the mean and standard

deviation of the lognormal distributions for each simulation, only correspondto the blocks that can form.

Over 10 simulations the mean number of blocks that could form per simulationwere 53.8, the mean of the means and standard deviations for the different

simulation apex heights were 0.701m and 0.489m respectively. If the rock blockapex height for this block code is to be determined at a 1% level of factored

risk, then the P^, is calculated thus:



P,t = 10 + 53.8

- 18.60%

Now by using this value of P,,, different apex heights can be determined for

varying levels of factored risk. At a 1% level of factored risk, then (100 -

18.6) = 81.4%, which relates to the area under the lognormal distribution ofblock apex heights with a mean of \i and a standard deviation of o. In this

case a value of 1.01m is calculated.



P,t = 10 + 53.8

- 18.60%

Now by using this value of P,,, different apex heights can be determined for

varying levels of factored risk. At a 1% level of factored risk, then (100 -

18.6) = 81.4%, which relates to the area under the lognormal distribution ofblock apex heights with a mean of \i and a standard deviation of o. In this

case a value of 1.01m is calculated.



APPENDIX B3.

The Mohr Coulomb Failure Criterion.

The method presented gives the values for both Ci and ^¡^. These values are

required if the Mohr Coulomb failure criterion is to be modelled accurately.

The steps recîred are as follows, and were determined from Boek (1988 &

1990).

1. Run the simulation elastically, which allows the range of the minorprinciple stress, a,, to be deteirmined, in the yield zone generated by the

open stope.

2. The major principle stress, Oi, can be determined from ecjuation [7] usingthe values of a, and m, s and o^.

3. The Hoek-Brown failure envelope can then be constructed (see Figure B4).

The gradient ki and its corresponding Y axis intercept (oî) can be determinedover specified ranges of a^. From these two values the instantaneous frictionangle, (|>i, and the instantaneous cohesive strength, Ci, can be determinedrespectively. Equation [8] is solved in an iterative method giving <j»i (").

Equation [9] can be re-written, giving ecjuation [10], which is solved usingthe values of both oi and (j)i respectively. This gives the value of Ci (MPa) .

l^sin*,* l-sln<|)i

2c^cos*, ^gj" l-sin<{>^

a,,(l-sin«i,,) ^^0]* 2COS9J

It must be noted, the RMR of the rock mass is the same, however the material

properties are dependant upon stress. The Hoek-Brown failure envelope as givenin Figure B4 can be considered bi-linear. At low levels of stress a, s 10 MPa

the the vale of both (J»i and Ci are 48.75" and 2.07 MPa respectively. As thelevel of minor stress (Oj) increases, then the values of both ^¡^ and Ci change,

the value of <j)i decreases and Ci increases. In the solid, away from the yieldzones that developed, the values of î and Ci were kept constant at 43.3" and

26.6 MPa respectively.



APPENDIX B3.

The Mohr Coulomb Failure Criterion.

The method presented gives the values for both Ci and ^¡^. These values are

required if the Mohr Coulomb failure criterion is to be modelled accurately.

The steps recîred are as follows, and were determined from Boek (1988 &

1990).

1. Run the simulation elastically, which allows the range of the minorprinciple stress, a,, to be deteirmined, in the yield zone generated by the

open stope.

2. The major principle stress, Oi, can be determined from ecjuation [7] usingthe values of a, and m, s and o^.

3. The Hoek-Brown failure envelope can then be constructed (see Figure B4).

The gradient ki and its corresponding Y axis intercept (oî) can be determinedover specified ranges of a^. From these two values the instantaneous frictionangle, (|>i, and the instantaneous cohesive strength, Ci, can be determinedrespectively. Equation [8] is solved in an iterative method giving <j»i (").

Equation [9] can be re-written, giving ecjuation [10], which is solved usingthe values of both oi and (j)i respectively. This gives the value of Ci (MPa) .

l^sin*,* l-sln<|)i

2c^cos*, ^gj" l-sin<{>^

a,,(l-sin«i,,) ^^0]* 2COS9J

It must be noted, the RMR of the rock mass is the same, however the material

properties are dependant upon stress. The Hoek-Brown failure envelope as givenin Figure B4 can be considered bi-linear. At low levels of stress a, s 10 MPa

the the vale of both (J»i and Ci are 48.75" and 2.07 MPa respectively. As thelevel of minor stress (Oj) increases, then the values of both ^¡^ and Ci change,

the value of <j)i decreases and Ci increases. In the solid, away from the yieldzones that developed, the values of î and Ci were kept constant at 43.3" and

26.6 MPa respectively.



*

c

ISO

t20

90

60

30

' J

1I1

-

.

\

\.

M = 1.49231 a ' 10.3031

.... .1 .

-

-

-

-

.

Block voluas lu «'3.

rh\\i\R M - 1.2018

3502

Ybr^f=>^1.7 3.7 5.7

Block ëPtK height In .

i M

\-K

o = 0.7093

O.S t. 9 Z.ï

eiock xlDth lu .

Fig- Bl- Block volume, apex height and face width, all displaying lognormal distributions with a high degree of fit- The mean and standarddeviation for the experimental distribution is given for eachparameter-

94 RapportBRGM n* R 33 442 48 GEG - VoI.I. 98 p.


*

c

ISO

t20

90

60

30

' J

1I1

-

.

\

\.

M = 1.49231 a ' 10.3031

.... .1 .

-

-

-

-

.

Block voluas lu «'3.

rh\\i\R M - 1.2018

3502

Ybr^f=>^1.7 3.7 5.7

Block ëPtK height In .

i M

\-K

o = 0.7093

O.S t. 9 Z.ï

eiock xlDth lu .

Fig- Bl- Block volume, apex height and face width, all displaying lognormal distributions with a high degree of fit- The mean and standarddeviation for the experimental distribution is given for eachparameter-

94 RapportBRGM n* R 33 442 48 GEG - VoI.I. 98 p.


20 & 4 0m Open Stopes 30 & 60m Open Stopes

D

D b

D c

D a

90m Open Stope

D c

D a

Fig. B2. Drive position in relation to the various open stopesmodelled using FLAC.

RapportBRG.M n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 95


20 & 4 0m Open Stopes 30 & 60m Open Stopes

D

D b

D c

D a

90m Open Stope

D c

D a

Fig. B2. Drive position in relation to the various open stopesmodelled using FLAC.

RapportBRG.M n' R 33 442 48 GEG - VoI.I, 98 p. 95


Latin Hypercube Sampling

Note, there Is sampling from thetails of the distribution vilth noevidence of sample clustering.

(b)

>0.Q -

cO.6

E

U

«0.2

10 20 30 40 50 60

X value.

Monte Carlo Sampling

Note, there can be both clusteringof samples and Incomplete samplingof the distribuition.

1 -"(a)

>0.8

.0.6

«0.4

E

u

mO.2

10 20 30 40 50 60

X value.

Fig. B3. Schematic diagram comparing Latin Hypercube Sampling to MonteCarlo Sampling for the same distribution.

96 RapportBRG.M n» R33442 4SGEG - VoI.I, 98 p.


Latin Hypercube Sampling

Note, there Is sampling from thetails of the distribution vilth noevidence of sample clustering.

(b)

>0.Q -

cO.6

E

U

«0.2

10 20 30 40 50 60

X value.

Monte Carlo Sampling

Note, there can be both clusteringof samples and Incomplete samplingof the distribuition.

1 -"(a)

>0.8

.0.6

«0.4

E

u

mO.2

10 20 30 40 50 60

X value.

Fig. B3. Schematic diagram comparing Latin Hypercube Sampling to MonteCarlo Sampling for the same distribution.

96 RapportBRG.M n» R33442 4SGEG - VoI.I, 98 p.


sigma l In Mpa.JOOp

0 10 20 30 40 SO

Stoma 3 In MPa.

m = 12s = 0.0776Oj = 42.7 MPa

1 -J

60 70 eo

îa?iab"lV inp'uÏ^n^ÎbtoTo". '^'''^^'^ '^"^^^"^^ ^^^^ ^^ "-'^ ^- ^^^

RapportBRG.M n* R33442 ISGEG - Vol.I, 98 p. 97


sigma l In Mpa.JOOp

0 10 20 30 40 SO

Stoma 3 In MPa.

m = 12s = 0.0776Oj = 42.7 MPa

1 -J

60 70 eo

îa?iab"lV inp'uÏ^n^ÎbtoTo". '^'''^^'^ '^"^^^"^^ ^^^^ ^^ "-'^ ^- ^^^

RapportBRG.M n* R33442 ISGEG - Vol.I, 98 p. 97

RÉALISATION BRGM

impression et façonnage :

SERVICE REPROGRAPHIE

RÉALISATION BRGM

impression et façonnage :

SERVICE REPROGRAPHIE


COMMISSION DES COMMUNAUTES EUROPEENNESDG XII C5

200. rue de la Loi - 1049 BRUXELLES

contrat n° MA1M/0055-C (CD)

B . R . G . iVi .

17.DEC.1991

BIBLiOTHÉQUE Stability and reinforcement of mine workings.Development of dimensioning methods based

on geostatisticai studies of fracturingand the key-block method.

Application to cable-bolting.

Synthesis report


Additif au rapport R 33 442

B.P. 6009

CAMBORNE SCHOOL OF MINESPoll, Redruth, Cornwall TR 15 3SEUnited Kingdom - Tél. : (0209) 71.48.66


Département Ingénierie Géotechnique45060 ORLEANS CEDEX 2 - France - Tél.: (33) 38.64.34.34


COMMISSION DES COMMUNAUTES EUROPEENNESDG XII C5

200. rue de la Loi - 1049 BRUXELLES

contrat n° MA1M/0055-C (CD)

B . R . G . iVi .

17.DEC.1991

BIBLiOTHÉQUE Stability and reinforcement of mine workings.Development of dimensioning methods based

on geostatisticai studies of fracturingand the key-block method.

Application to cable-bolting.

Synthesis report


Additif au rapport R 33 442

B.P. 6009

CAMBORNE SCHOOL OF MINESPoll, Redruth, Cornwall TR 15 3SEUnited Kingdom - Tél. : (0209) 71.48.66


Département Ingénierie Géotechnique45060 ORLEANS CEDEX 2 - France - Tél.: (33) 38.64.34.34

Summary

1 . Obj ectlve

2. Structure

3. Summaxy o£ work undertaken

3.1 Introduction3.2 Description of the conceptual model

3.2.1. Modelling of fracturing by geostatisticai techniques3.2.2. Conditional generation of fracture fields3.2.3. Determination of blocks defined by the intersections of the

simulated fractures3.2.4. Assessment of the stability of blocks

3.3 Application to South Crofty mine (Cornwall, UK)3.4 Instrumentation and behaviour of the anchorage cables in mines

4 . Conclus ions

Figure 1 - Flow chart of the conceptual model for the processing of dataon the fracturing of rock masses.

Figure 2 - Example of the generation of fracture sets.

Figure 3 - Flowsheet for program B3IIIS.

Figure 4 - Diagram Illustrating the principle of the instrumentation ofanchorage cables in the Sotiel mine.

Figure 5 - Variation with time of the forces working on the distributedanchorage cables (2 to 3 gauges per cable) .

Summary

1 . Obj ectlve

2. Structure

3. Summaxy o£ work undertaken

3.1 Introduction3.2 Description of the conceptual model

3.2.1. Modelling of fracturing by geostatisticai techniques3.2.2. Conditional generation of fracture fields3.2.3. Determination of blocks defined by the intersections of the

simulated fractures3.2.4. Assessment of the stability of blocks

3.3 Application to South Crofty mine (Cornwall, UK)3.4 Instrumentation and behaviour of the anchorage cables in mines

4 . Conclus ions

Figure 1 - Flow chart of the conceptual model for the processing of dataon the fracturing of rock masses.


Figure 3 - Flowsheet for program B3IIIS.

Figure 4 - Diagram Illustrating the principle of the instrumentation ofanchorage cables in the Sotiel mine.


Final summary report of contract CEC MAIM - 0055 - G

Stability and reinforcement of mine workings. Development ofdimensioning methods based on geostatisticai studies of fracturing andthe key-block method. Application to cable-bolting.

F. Wojtkowiak, BRGM FranceR.J. Pine, Camborne School of Mines (CSM) U.K.

1. Objective

The objective of the work was to apply structural analysis, geologicalmapping, geostatistics and the key-block method to the study of problemsof stability and reinforcement of rock masses in mine workings.

2. Structure

The project was directed by BRGM (France) in association with theCamborne School of Mines (U.K.) and with two sub -contractors, the EcoleNationale Supérieure des Techniques Industrielles et des Mines d'Alès(France) and the Spanish mining company Minas de Almagrera. The periodof the contract was from May 1988 to April 1991.

3. Summary of work undertaken

3.1 Introduction

Improvement of the methods of assessing the stability of workings inrock and the dimensioning of the support provides a realisticdescription and geometrical outline of the fracturing of rock masses.With this in mind, BRGM, the Camborne School of Mines and the Ecole desMines d'Alès developed a computation code combining geostatisticai studyof the fracturing with stability analysis of the blocks it delimits,based on the theory of key-blocks put forward by Goodman and Shi (1985) .

The "stability analysis of blocks" obtained from this computation codewas developed particularly by the CSM, which then applied it to assessthe stability of open stopes and drifts in the South Crofty tin mine(Cornwall, U.K.), at a depth of about 800 m within the Carnmenellisgranite.

The Identification of these key-blocks is fundamental for the definitionand dimensioning of the support to be used. Of the different possiblesupport devices, cable-bolting using passive cables with distributedanchorage seems particularly well adapted to this type of problem.However, improved understanding of the way in which these anchorsfunction and interact with the fractured rock mass is necessary tooptimize the dimensioning of this type of a reinforcement. Within theframework of this project, BRGM and Minas de Almagrera have measured thevariation and distribution of the stresses exerted on the cablessupporting the roof of a mining chamber (cut and fill method) in theSotiel underground mine (Andalusia - Spain) as mining progressed, usingan original device updated by Laval Unlversty in Quebec (Canada) . Theresults made it possible to validate the gauge for measuring thevariations in the stresses exerted on the cables, and clearly showed theharmful effect of blasting, as carried out so far, on the stability ofthe roofs of the stopes.

Final summary report of contract CEC MAIM - 0055 - G

Stability and reinforcement of mine workings. Development ofdimensioning methods based on geostatisticai studies of fracturing andthe key-block method. Application to cable-bolting.

F. Wojtkowiak, BRGM FranceR.J. Pine, Camborne School of Mines (CSM) U.K.

1. Objective

The objective of the work was to apply structural analysis, geologicalmapping, geostatistics and the key-block method to the study of problemsof stability and reinforcement of rock masses in mine workings.

2. Structure

The project was directed by BRGM (France) in association with theCamborne School of Mines (U.K.) and with two sub -contractors, the EcoleNationale Supérieure des Techniques Industrielles et des Mines d'Alès(France) and the Spanish mining company Minas de Almagrera. The periodof the contract was from May 1988 to April 1991.

3. Summary of work undertaken

3.1 Introduction

Improvement of the methods of assessing the stability of workings inrock and the dimensioning of the support provides a realisticdescription and geometrical outline of the fracturing of rock masses.With this in mind, BRGM, the Camborne School of Mines and the Ecole desMines d'Alès developed a computation code combining geostatisticai studyof the fracturing with stability analysis of the blocks it delimits,based on the theory of key-blocks put forward by Goodman and Shi (1985) .

The "stability analysis of blocks" obtained from this computation codewas developed particularly by the CSM, which then applied it to assessthe stability of open stopes and drifts in the South Crofty tin mine(Cornwall, U.K.), at a depth of about 800 m within the Carnmenellisgranite.

The Identification of these key-blocks is fundamental for the definitionand dimensioning of the support to be used. Of the different possiblesupport devices, cable-bolting using passive cables with distributedanchorage seems particularly well adapted to this type of problem.However, improved understanding of the way in which these anchorsfunction and interact with the fractured rock mass is necessary tooptimize the dimensioning of this type of a reinforcement. Within theframework of this project, BRGM and Minas de Almagrera have measured thevariation and distribution of the stresses exerted on the cablessupporting the roof of a mining chamber (cut and fill method) in theSotiel underground mine (Andalusia - Spain) as mining progressed, usingan original device updated by Laval Unlversty in Quebec (Canada) . Theresults made it possible to validate the gauge for measuring thevariations in the stresses exerted on the cables, and clearly showed theharmful effect of blasting, as carried out so far, on the stability ofthe roofs of the stopes.

3.2 Description of the conceptual model

The various stages of the proposed model are shown in the diagrams inFigure 1 (Vinches, 1988).

3.2.1. Modelling of fracturing by geostatisticai techniques

The complete operation enabling realistic geometrical modelling of thefracturing of a rock mass takes place in three principal stages:

(a) The first consists in the collection of basic data on site by meansof systematic fracture surveys on the side walls of mines(excavations, trenches, drives) or on outcrops. The measuringstations are several tens of metres long. In addition to thestrike and dip of the fractures, factors such as the length,aperture, morphology of the plane, nature of the filling, etc. arealso described and codified on a form specially designed for thispurpose (STAF) .

(b) The second stage of the process, the structural analysis of thedata, determines the principle statistical characteristics of thefracturing, i.e. directional sets, dips, lengths, spacing offractures, etc. But field investigations, however detailed theymay be, cannot determine the real field of fractures at every pointin the rock mass. However, with the help of geostatisticai toolsit is possible to establish its degree of structuring in thefractured space.

(c) The third stage is the actual modelling of the fracturing. ThisInvolves, firstly, the choice of a model (using the Poisson law,or a random burst process with or without regionalized density) forthe laws of distribution of the different features of the realfracturing. Next, a method of estimating the parameters of themodel is Installed, and finally, a series of tests is carried outto check that the parameters of the model match the real ones(Massoud, 1987).

3.2.2. Conditional generation of fracture fields

The programmes used for generating simulated fracture fields weredeveloped at the Lawrence Berkeley Laboratory (LBL) in associationwith BRGM (Chiles, 1987).

In 3D configuration, each fracture, in the form of a disk, isidentified by its position (coordinates of the centre of thefracture), its orientation (strike and dip), its radius andpossibly its aperture. In 2D it is shown as a straight linesegment. In both cases, the fractures are generated in adeterministic or statistical way, set by set, independently of eachother, and then superimposed (Figure 2). This approach is originalin that at the stjmcture of the fracturing determined bygeostatisticai methods, e.g. variable germ densities; the diversityof the laws of statistical distribution of the radii, spacing andaperture of the simulated fractures (normal, lognormal, exponentialor uniform laws) can be Introduced at this level.

3.2 Description of the conceptual model

The various stages of the proposed model are shown in the diagrams inFigure 1 (Vinches, 1988).

3.2.1. Modelling of fracturing by geostatisticai techniques

The complete operation enabling realistic geometrical modelling of thefracturing of a rock mass takes place in three principal stages:

(a) The first consists in the collection of basic data on site by meansof systematic fracture surveys on the side walls of mines(excavations, trenches, drives) or on outcrops. The measuringstations are several tens of metres long. In addition to thestrike and dip of the fractures, factors such as the length,aperture, morphology of the plane, nature of the filling, etc. arealso described and codified on a form specially designed for thispurpose (STAF) .

(b) The second stage of the process, the structural analysis of thedata, determines the principle statistical characteristics of thefracturing, i.e. directional sets, dips, lengths, spacing offractures, etc. But field investigations, however detailed theymay be, cannot determine the real field of fractures at every pointin the rock mass. However, with the help of geostatisticai toolsit is possible to establish its degree of structuring in thefractured space.

(c) The third stage is the actual modelling of the fracturing. ThisInvolves, firstly, the choice of a model (using the Poisson law,or a random burst process with or without regionalized density) forthe laws of distribution of the different features of the realfracturing. Next, a method of estimating the parameters of themodel is Installed, and finally, a series of tests is carried outto check that the parameters of the model match the real ones(Massoud, 1987).

3.2.2. Conditional generation of fracture fields

The programmes used for generating simulated fracture fields weredeveloped at the Lawrence Berkeley Laboratory (LBL) in associationwith BRGM (Chiles, 1987).

In 3D configuration, each fracture, in the form of a disk, isidentified by its position (coordinates of the centre of thefracture), its orientation (strike and dip), its radius andpossibly its aperture. In 2D it is shown as a straight linesegment. In both cases, the fractures are generated in adeterministic or statistical way, set by set, independently of eachother, and then superimposed (Figure 2). This approach is originalin that at the stjmcture of the fracturing determined bygeostatisticai methods, e.g. variable germ densities; the diversityof the laws of statistical distribution of the radii, spacing andaperture of the simulated fractures (normal, lognormal, exponentialor uniform laws) can be Introduced at this level.

3.2.3. Determination of blocks defined by the intersections of thesimulated fractures

This is based on considerations of combined topology. In 2D, the"Traversée la plus à gauche" (TPG - "Farthest left traverse") ineahc fracture plane enables definition of the boundaries of anyundivided polygon. The generalization of this algorithm in 3Dmakes it possible to determine all the components of blocks definedin space by the intersections of 2D surfaces of finite dimensionsand unknown position. Thanks to this method, the informationassociated with the representation of the polyhedra is bothgeometrical (dimensions and position of each component in space)and topological (description of the connections between thedifferent components) .

3.2.4. Assessment of the stability of blocks

This assessment is based on the simulated fracture fields using the"key-block" type of approach, which consists, firstly, ofIdentifying the blocks bounded by free surfaces (undergroundworkings or open pits) and by fractures which traverse the rockmass. This identification is based solely on geometrical datausing the stereographlc projection. The stability of these blocksis then assessed using the key-block theory. This approach enablesidentification of the blocks the removal of which would disturb theequilibrium of the rock mass, and which consequently need to beacted on (by bolting, for example), to maintain and safeguard thisequilibrivim. Among the other possible rules of action, it shouldbe noted that with this method, it is also possible to visualizethe influence of the orientation of the workings within the rockmass on the risks and types of instability that fracturing cancause. This enables, if the case arises, the disposition ororientation of these workings to be modified, to minimise theirunfavourable effect on stability.

3.3. Application to South Crofty mine (Cornwall, UK)

The work undertaken at the Camborne School of Mines (CSM) has beencentred on excavations in South Crofty tin mine. Both the orebodyand the country rock are strong but systematically jointed.

Local quarries have been used to evaluate certain joint mappingmethods including photogrammetry, but no further stabilityassessment has been undertaken at those sites.

During the academic years 1987-88 and 1988-89, a number of studentsundertook STAF-type mapping and associated work. An importantconclusion from this work was that the STAF approach, althoughcomprehensive, was very time-consuming and could not be applied forroutine use in operating mines. However, it could be used tocreate a sample of rock mass jointing which might be used moregenerally with adjustments according to local observations.

In addition to the mapping, Williamson eC al. (1990) made anevaluation of the stability of open stope hanglngwalls andfootwalls, and footwall drive roofs and sidewalls. This workshowed that the key-block theory could be applied at South Crofty.However, only a few possibilities for different key-block types

3.2.3. Determination of blocks defined by the intersections of thesimulated fractures

This is based on considerations of combined topology. In 2D, the"Traversée la plus à gauche" (TPG - "Farthest left traverse") ineahc fracture plane enables definition of the boundaries of anyundivided polygon. The generalization of this algorithm in 3Dmakes it possible to determine all the components of blocks definedin space by the intersections of 2D surfaces of finite dimensionsand unknown position. Thanks to this method, the informationassociated with the representation of the polyhedra is bothgeometrical (dimensions and position of each component in space)and topological (description of the connections between thedifferent components) .

3.2.4. Assessment of the stability of blocks

This assessment is based on the simulated fracture fields using the"key-block" type of approach, which consists, firstly, ofIdentifying the blocks bounded by free surfaces (undergroundworkings or open pits) and by fractures which traverse the rockmass. This identification is based solely on geometrical datausing the stereographlc projection. The stability of these blocksis then assessed using the key-block theory. This approach enablesidentification of the blocks the removal of which would disturb theequilibrium of the rock mass, and which consequently need to beacted on (by bolting, for example), to maintain and safeguard thisequilibrivim. Among the other possible rules of action, it shouldbe noted that with this method, it is also possible to visualizethe influence of the orientation of the workings within the rockmass on the risks and types of instability that fracturing cancause. This enables, if the case arises, the disposition ororientation of these workings to be modified, to minimise theirunfavourable effect on stability.

3.3. Application to South Crofty mine (Cornwall, UK)

The work undertaken at the Camborne School of Mines (CSM) has beencentred on excavations in South Crofty tin mine. Both the orebodyand the country rock are strong but systematically jointed.

Local quarries have been used to evaluate certain joint mappingmethods including photogrammetry, but no further stabilityassessment has been undertaken at those sites.

During the academic years 1987-88 and 1988-89, a number of studentsundertook STAF-type mapping and associated work. An importantconclusion from this work was that the STAF approach, althoughcomprehensive, was very time-consuming and could not be applied forroutine use in operating mines. However, it could be used tocreate a sample of rock mass jointing which might be used moregenerally with adjustments according to local observations.

In addition to the mapping, Williamson eC al. (1990) made anevaluation of the stability of open stope hanglngwalls andfootwalls, and footwall drive roofs and sidewalls. This workshowed that the key-block theory could be applied at South Crofty.However, only a few possibilities for different key-block types

were identified, based on mean joint orientation data. An obviousproblem for application to real mining situations was the implicitassumption of infinite joint continuity and no direct control onjoint spacing.

Probabilistic distributions were fitted to joint mapping dataobtained from South Crofty. This enabled a simple deterministicmodel of rock jointing to be developed. Using this model, keyblock analysis of the footwall drives of the No, 8 lode wasperformed using modified versions of Shi & Goodman's deterministickey-block programs . The drives are approximately square incross-section and have a width of 3 m.

The limitations in this simplified approach showed the need for aprobabilistic approach to key-block formation. The limitations ofexisting probabilistic methods of analysis were also examined. Anew form of probabilistic analysis was developed, which wasimplemented in program B3LHS, The program was written in ANSIstandard FORTRAN to run on PC computers.

B3LHS generates blocks that are bounded by joints with finitedimensions, which are derived from probabilistic analysis andsimulation. A sub-routine of the main program uses Latin HypercubeSampling (LHS) to create the randomized input data from whichpotential key-blocks are generated. Each feasible block is testedgeometrically and blocks which may be able to fall into theexcavation are analysed statistically. This method does not sufferfrom some of the inadequacies associated with other methods ofprobabilistic analysis. A flow chart for B3LHS is shown inFigure 3.

A comparison was made between the results from B3LHS anddeterministic key-block analysis. It was found that this new modelpredicted the formation of more key-block types than could begenerated using the deterministic model. The probability ofkey-block formation, calculated from B3LHS, is expressed as afunction of tunnel width. The output does not show where blockswill form or how many per unit tunnel length, but various thresholdprobabilistic values have been suggested which link supportrequirements to the probability of key-block formation.

Geometrical output from B3LHS was analysed statistically.Lognormal distributions were found to fit block apex height, blockwidth, face area, block length and volume. A method of factoredrisk was developed, which allows the calculation of rock block apexheight at different levels of factored risk. Thus rockbolt lengthscan be calculated. Rock block heights can be calculated atdifferent levels of risk. This allows for the calculation ofrockbolt lengths in both the roof and sidewalls of drives.

A typical design equation for drive roofs developed from themodelling in typical geology at South Crofty Is:

Ht - 1.23 - ln(R) + 0.31.71

where Ht is the required bolt length (m) , and R is the % level ofrisk of bolt length being exceeded by any block apex height. The

were identified, based on mean joint orientation data. An obviousproblem for application to real mining situations was the implicitassumption of infinite joint continuity and no direct control onjoint spacing.

Probabilistic distributions were fitted to joint mapping dataobtained from South Crofty. This enabled a simple deterministicmodel of rock jointing to be developed. Using this model, keyblock analysis of the footwall drives of the No, 8 lode wasperformed using modified versions of Shi & Goodman's deterministickey-block programs . The drives are approximately square incross-section and have a width of 3 m.

The limitations in this simplified approach showed the need for aprobabilistic approach to key-block formation. The limitations ofexisting probabilistic methods of analysis were also examined. Anew form of probabilistic analysis was developed, which wasimplemented in program B3LHS, The program was written in ANSIstandard FORTRAN to run on PC computers.

B3LHS generates blocks that are bounded by joints with finitedimensions, which are derived from probabilistic analysis andsimulation. A sub-routine of the main program uses Latin HypercubeSampling (LHS) to create the randomized input data from whichpotential key-blocks are generated. Each feasible block is testedgeometrically and blocks which may be able to fall into theexcavation are analysed statistically. This method does not sufferfrom some of the inadequacies associated with other methods ofprobabilistic analysis. A flow chart for B3LHS is shown inFigure 3.

A comparison was made between the results from B3LHS anddeterministic key-block analysis. It was found that this new modelpredicted the formation of more key-block types than could begenerated using the deterministic model. The probability ofkey-block formation, calculated from B3LHS, is expressed as afunction of tunnel width. The output does not show where blockswill form or how many per unit tunnel length, but various thresholdprobabilistic values have been suggested which link supportrequirements to the probability of key-block formation.

Geometrical output from B3LHS was analysed statistically.Lognormal distributions were found to fit block apex height, blockwidth, face area, block length and volume. A method of factoredrisk was developed, which allows the calculation of rock block apexheight at different levels of factored risk. Thus rockbolt lengthscan be calculated. Rock block heights can be calculated atdifferent levels of risk. This allows for the calculation ofrockbolt lengths in both the roof and sidewalls of drives.

A typical design equation for drive roofs developed from themodelling in typical geology at South Crofty Is:

Ht - 1.23 - ln(R) + 0.31.71

where Ht is the required bolt length (m) , and R is the % level ofrisk of bolt length being exceeded by any block apex height. The

constant 0.3 (m) allows for a minimum bolt anchorage length abovethe block apex. For a risk level of 0.3X, Ht is 1.7 m.

In comparison with empirical methods, B3LHS indicates similarlevels of support in roofs but, for correct geological reasons(steeply dipping joints), lower levels of support in the sidewalls.This is in close agreement with actual bolting requirements in theSouth Crofty drives.

When the mean values of the parameters dip and continuity for eachset were adjusted, and at the same time the excavation widthvaried, then the geometry and prevalence of each block type weresignificantly altered. The results were again compared withempirical methods. This comparison highlighted criticaldifferences.

The size and prevalence of each block type was not found toincrease once the drive width had exceded a critical value , beyondwhich the rockbolt length required to stabilise key-blocks need notbe Increased. This result is in marked contrast with the empiricalmethods of support design, which suggest a continued increase inrockbolt length with increasing excavation dimensions. Thecritical width was found to be dependent upon the geometry of boththe drive and the joints.

Validation of B3LHS showed that in the 380 m footwall drive atSouth Crofty there is a good correlation between predicted andobserved block geometries.

The work is being extended in Ph.D studies (Tyler et al., 1991) toaddress the behaviour of the larger stopes. Results to dateindicate that for typical joint continuities, excavation width doesnot exert an important Influence on required bolt lengths. Ifcontinuities are artificially lengthened then excavation affectsthe prevalence and size of blocks. However, a critical excavationwidth exists beyond which there is no further effect. Equationshave been developed to summarise this behaviour.

3.4. Instrumentation and behaviour of the anchorage cables in mines

Cable-bolting is still used in a very empirical way and wouldprobably gain from being rationalized. With a view to elucidatingthe mechanical behaviour of the cables, Laval University in Quebec(Canada) has developed a device for measuring the traction forcesexerted on the cables (Choquet and Miller 1988) . This has beenused in the Sotiel mine in Andalusia (Spain) , about fifty kmnorth-northeast of Huelva, where Minas de Almagrera SA is mining apolymetalllc sulphide deposit 4 m thick by the cut and fill method.

The risk of large blocks of several tens of cubic metres falling,owing to the fracturing of the mineralized zone, was underlinedfrom the start of the geotechnical studies. A serious accident In1985 led the company to use roof support by distributed anchoragecables throughout. The cables are wire ropes with a diameter of15.2 mm, comprising seven 5 mm diameter threads, placed in pairs invertical holes 20 m long and 51 mm in diameter. They are sealedthroughout their length with cement grout. The supporting capacity

constant 0.3 (m) allows for a minimum bolt anchorage length abovethe block apex. For a risk level of 0.3X, Ht is 1.7 m.

In comparison with empirical methods, B3LHS indicates similarlevels of support in roofs but, for correct geological reasons(steeply dipping joints), lower levels of support in the sidewalls.This is in close agreement with actual bolting requirements in theSouth Crofty drives.

When the mean values of the parameters dip and continuity for eachset were adjusted, and at the same time the excavation widthvaried, then the geometry and prevalence of each block type weresignificantly altered. The results were again compared withempirical methods. This comparison highlighted criticaldifferences.

The size and prevalence of each block type was not found toincrease once the drive width had exceded a critical value , beyondwhich the rockbolt length required to stabilise key-blocks need notbe Increased. This result is in marked contrast with the empiricalmethods of support design, which suggest a continued increase inrockbolt length with increasing excavation dimensions. Thecritical width was found to be dependent upon the geometry of boththe drive and the joints.

Validation of B3LHS showed that in the 380 m footwall drive atSouth Crofty there is a good correlation between predicted andobserved block geometries.

The work is being extended in Ph.D studies (Tyler et al., 1991) toaddress the behaviour of the larger stopes. Results to dateindicate that for typical joint continuities, excavation width doesnot exert an important Influence on required bolt lengths. Ifcontinuities are artificially lengthened then excavation affectsthe prevalence and size of blocks. However, a critical excavationwidth exists beyond which there is no further effect. Equationshave been developed to summarise this behaviour.

3.4. Instrumentation and behaviour of the anchorage cables in mines

Cable-bolting is still used in a very empirical way and wouldprobably gain from being rationalized. With a view to elucidatingthe mechanical behaviour of the cables, Laval University in Quebec(Canada) has developed a device for measuring the traction forcesexerted on the cables (Choquet and Miller 1988) . This has beenused in the Sotiel mine in Andalusia (Spain) , about fifty kmnorth-northeast of Huelva, where Minas de Almagrera SA is mining apolymetalllc sulphide deposit 4 m thick by the cut and fill method.

The risk of large blocks of several tens of cubic metres falling,owing to the fracturing of the mineralized zone, was underlinedfrom the start of the geotechnical studies. A serious accident In1985 led the company to use roof support by distributed anchoragecables throughout. The cables are wire ropes with a diameter of15.2 mm, comprising seven 5 mm diameter threads, placed in pairs invertical holes 20 m long and 51 mm in diameter. They are sealedthroughout their length with cement grout. The supporting capacity

of each cable is approximately 250 kN. The density of the boltingis currently calculated on the basis of a systematic survey of thefracturing in the mine roof after each round is blasted.

The information thus acquired enables the volume and weight of theblocks requiring support to be determined from purely geometricalfactors, on the assumption that the fractures have zero resistanceto shearing. The density of the bolting is therefore calculated onthe assumption that a pair of cables have a supporting capacity of500kN, which generally corresponds to one pair of cables per 5 to6 m , distributed on a regular grid (Alvarez, 1988).

For the progressive dimensioning of the cable-bolting, BRGM andMinas de Almagrera decided to collate the results from the processdescribed above, with the forces acting on the cables in realmining conditions. We therefore used the measuring devicementioned above, which comprises a four-ply wire strain-gauge,70 cm long, with a nominal resistance of 70 ohms, composed of awire mounted between two anchorage shells. The resistant wire iscarefully wound around the cable and the gauge is fixed to thecable by glueing on the shells. Ten support cables were equippedwith three gauges each, all connected to multiple transmission andmeasuring boxes using a "quarter bridge" setup (Choquet andWojtkowiak, 1990). All the devices were linked to a measurementand automatic data acquisition computer (Figure 4) . Thisinstrumentation was Installed in December 1988, but productiondemands and numerous problems, such as the accidental severing ofthe electric cables, greatly hindered the normal running of theexperiment. The first measurements were not effectively made until1990 and are currently going on.

These measurements (figure 5) show that the behaviour of each cabledepends on its position in the stope (in the middle of a crossing,between two pillars, etc.), on the fracturing of the roof, and onwhether or not marked llthological heterogeneities (schist zones)are present in the immediate vicinity.

The distribution of forces along a single cable is far fromuniform, especially in areas which are stressed little if at all,either in traction or in compression.

The mechanical behaviour differs from one cable to another. Someare stressed very little throughout the measuring and locallyundergo relatively constant traction forces of between 10 and30 kN, Other cables, however, are much more stressed and undergocycles of loading and unloading of variable degree and duration.The loading of the cables generally follows blasting in or in closeproximity to the stope.

These observations clearly show that the roof of the stope behavesas an assemblage of blocks bounded by major planes of discontinu¬ity. After each round of blasting in the stope, movement of theseblocks, linked to displacement along the planes, readjusts theirposition in relation to each other, until a new equilibrium isobtained. This causes significant variations in the forces workingon one cable compared with another, and even along a single cable.The relatively unstressed cables were anchored in the areas which

of each cable is approximately 250 kN. The density of the boltingis currently calculated on the basis of a systematic survey of thefracturing in the mine roof after each round is blasted.

The information thus acquired enables the volume and weight of theblocks requiring support to be determined from purely geometricalfactors, on the assumption that the fractures have zero resistanceto shearing. The density of the bolting is therefore calculated onthe assumption that a pair of cables have a supporting capacity of500kN, which generally corresponds to one pair of cables per 5 to6 m , distributed on a regular grid (Alvarez, 1988).

For the progressive dimensioning of the cable-bolting, BRGM andMinas de Almagrera decided to collate the results from the processdescribed above, with the forces acting on the cables in realmining conditions. We therefore used the measuring devicementioned above, which comprises a four-ply wire strain-gauge,70 cm long, with a nominal resistance of 70 ohms, composed of awire mounted between two anchorage shells. The resistant wire iscarefully wound around the cable and the gauge is fixed to thecable by glueing on the shells. Ten support cables were equippedwith three gauges each, all connected to multiple transmission andmeasuring boxes using a "quarter bridge" setup (Choquet andWojtkowiak, 1990). All the devices were linked to a measurementand automatic data acquisition computer (Figure 4) . Thisinstrumentation was Installed in December 1988, but productiondemands and numerous problems, such as the accidental severing ofthe electric cables, greatly hindered the normal running of theexperiment. The first measurements were not effectively made until1990 and are currently going on.

These measurements (figure 5) show that the behaviour of each cabledepends on its position in the stope (in the middle of a crossing,between two pillars, etc.), on the fracturing of the roof, and onwhether or not marked llthological heterogeneities (schist zones)are present in the immediate vicinity.

The distribution of forces along a single cable is far fromuniform, especially in areas which are stressed little if at all,either in traction or in compression.

The mechanical behaviour differs from one cable to another. Someare stressed very little throughout the measuring and locallyundergo relatively constant traction forces of between 10 and30 kN, Other cables, however, are much more stressed and undergocycles of loading and unloading of variable degree and duration.The loading of the cables generally follows blasting in or in closeproximity to the stope.

These observations clearly show that the roof of the stope behavesas an assemblage of blocks bounded by major planes of discontinu¬ity. After each round of blasting in the stope, movement of theseblocks, linked to displacement along the planes, readjusts theirposition in relation to each other, until a new equilibrium isobtained. This causes significant variations in the forces workingon one cable compared with another, and even along a single cable.The relatively unstressed cables were anchored in the areas which

were initially most stable and which have remained so throughoutthis experiment. The more stressed cables, which locally undergocycles of extreme loading and unloading, cross the active planes ofdiscontinuity, i.e. those along which displacement occurs, whichsubjects the cable to stress. If this displacement large or if theweight of the block requiring support is greater than the maximumadmissible load of the cable, partial or total rupture of the cableand/or the gauge may occur.

Conclusions

The model presented enables any structuring, in the geostatisticaisense of the word, of the natural fracturing of rock masses to betaken Into account, and the stability of the rocks, bounded byfractures of finite dimensions and Intersected by undergroundworkings or open pits, to be identified and assessed. It istherefore easier to define and dimension the means of support to beused, such as cable-bolting, to ensure the safety of the working.

In particular, the program B3LHS, developed on this project,enables a more realistic simulation of support requirements thandeterministic and previous probabilistic key-block methods. Theresults of the modelling developed on this project and applied atthe South Crofty Mine Indicate considerable scope for rationalizingsupport requirements (bolts/cables) in blocky rock. The methodshould be applied to other mines in different geological settings.This will require a high standard of discontinuity mapping tosuitable format. The result of this work may be a generallyacceptable set of probabilistic equations for block size andfrequency and for support requirements .

The development and proving in different workings, in the Sotielmine in particular, of a device for the point measurement of theforces working on support cables undoubtedly contribute to anImproved understanding of the Interactions between the rock massand the support. These experiments must go hand in hand with thedevelopment of new approaches modelling the geometry and mechanicalbehaviour of fractured rock masses, such as models of blocks. Infact. It is essential to be able to check at any moment whether ornot the behaviour of the rock mass is in accordance with thepredictions of the model, and to check the efflcacity of thesupport installed, or even, if the case arises, to adapt it to thereal behaviour of the mine working.

were initially most stable and which have remained so throughoutthis experiment. The more stressed cables, which locally undergocycles of extreme loading and unloading, cross the active planes ofdiscontinuity, i.e. those along which displacement occurs, whichsubjects the cable to stress. If this displacement large or if theweight of the block requiring support is greater than the maximumadmissible load of the cable, partial or total rupture of the cableand/or the gauge may occur.

Conclusions

The model presented enables any structuring, in the geostatisticaisense of the word, of the natural fracturing of rock masses to betaken Into account, and the stability of the rocks, bounded byfractures of finite dimensions and Intersected by undergroundworkings or open pits, to be identified and assessed. It istherefore easier to define and dimension the means of support to beused, such as cable-bolting, to ensure the safety of the working.

In particular, the program B3LHS, developed on this project,enables a more realistic simulation of support requirements thandeterministic and previous probabilistic key-block methods. Theresults of the modelling developed on this project and applied atthe South Crofty Mine Indicate considerable scope for rationalizingsupport requirements (bolts/cables) in blocky rock. The methodshould be applied to other mines in different geological settings.This will require a high standard of discontinuity mapping tosuitable format. The result of this work may be a generallyacceptable set of probabilistic equations for block size andfrequency and for support requirements .

The development and proving in different workings, in the Sotielmine in particular, of a device for the point measurement of theforces working on support cables undoubtedly contribute to anImproved understanding of the Interactions between the rock massand the support. These experiments must go hand in hand with thedevelopment of new approaches modelling the geometry and mechanicalbehaviour of fractured rock masses, such as models of blocks. Infact. It is essential to be able to check at any moment whether ornot the behaviour of the rock mass is in accordance with thepredictions of the model, and to check the efflcacity of thesupport installed, or even, if the case arises, to adapt it to thereal behaviour of the mine working.

REFERENCES

Goodman R.E., G.H. SHI 1985. Block theory and its applications to rockengineering - W.J Hall Editor 1987

Massoud H. 1987. Modélisation de la petite fracturation par lestechniques de la géostatistique. Thèse de doct. E.N.S. Mines deParis - 189 p

Chiles J.P. 1987- Three dimensional geometric modelling of fracturenetwork. DOE/AECL'87 conf., San Francisco, sept. 15-17

Vinches M. 1988. Application de l'analyse structurale, de lagéostatistique et de la théorie des blocs-clés à l'étude destabilité des massifs rocheux fracturés. Thèse de doct. E.N.S.Mines de Paris - 176 p

Williamson S., Pine R.J. et Wojtkowiak F. 1990. Stabilité etconfortement d'ouvrages miniers. Rapport d'avancement des travauxpour la période du 1er mal au 31 décembre 1989. (contrat CCE

MA1M/0055-C), Rapport BRGM R 30645, mars 1990

Tyler D. , Pine R.J et Wojtkowiak F. 1991. "Stabilité et confortementd'ouvrages miniers. Rapport d'avancement des travaux pour lapériode du 1er janvier au 31 décembre 1990 (contrat CCEMA1M/0055.C). Rapport BRGM R 32318, février 1991

Alvarez C.J. 1988. Sostemlniento con cables en la mina de Sotiel deMinas de Almagrera S.A. VlIIème congr. int de la mine et de lamétallurgie. Oviedo - Espagne, octobre 1988

Choquet P. et Miller F. 1988. Development and field testing of a tensionmeasuring gauge for cable bolts used as ground support - CIMBulletin, vol 81, n* 919, P, 53-59

Choquet P. et Wojtkowiak F. 1990. Le boulonnage par câbles d'ancrage desexcavations minières en massif rocheux fracturé. Revue IndustrieMinérale, Mines et Carrières, p. 2-7, juillet 1990,

REFERENCES

Goodman R.E., G.H. SHI 1985. Block theory and its applications to rockengineering - W.J Hall Editor 1987

Massoud H. 1987. Modélisation de la petite fracturation par lestechniques de la géostatistique. Thèse de doct. E.N.S. Mines deParis - 189 p

Chiles J.P. 1987- Three dimensional geometric modelling of fracturenetwork. DOE/AECL'87 conf., San Francisco, sept. 15-17

Vinches M. 1988. Application de l'analyse structurale, de lagéostatistique et de la théorie des blocs-clés à l'étude destabilité des massifs rocheux fracturés. Thèse de doct. E.N.S.Mines de Paris - 176 p

Williamson S., Pine R.J. et Wojtkowiak F. 1990. Stabilité etconfortement d'ouvrages miniers. Rapport d'avancement des travauxpour la période du 1er mal au 31 décembre 1989. (contrat CCE

MA1M/0055-C), Rapport BRGM R 30645, mars 1990

Tyler D. , Pine R.J et Wojtkowiak F. 1991. "Stabilité et confortementd'ouvrages miniers. Rapport d'avancement des travaux pour lapériode du 1er janvier au 31 décembre 1990 (contrat CCEMA1M/0055.C). Rapport BRGM R 32318, février 1991

Alvarez C.J. 1988. Sostemlniento con cables en la mina de Sotiel deMinas de Almagrera S.A. VlIIème congr. int de la mine et de lamétallurgie. Oviedo - Espagne, octobre 1988

Choquet P. et Miller F. 1988. Development and field testing of a tensionmeasuring gauge for cable bolts used as ground support - CIMBulletin, vol 81, n* 919, P, 53-59

Choquet P. et Wojtkowiak F. 1990. Le boulonnage par câbles d'ancrage desexcavations minières en massif rocheux fracturé. Revue IndustrieMinérale, Mines et Carrières, p. 2-7, juillet 1990,

KEY-BLOCK THEORY

STRUCTURAL

ANALYSIS

AND

GEOSTATISTICS

FRACTURE NETWORK

SIMULATIONS

DETERMINATION

OF

KEY-BLOCKS

RULES FOR ACTION :

- ORIENTATION AND

GEOMETRY OF THE EXCAVATION

- SUPPORT

- REINFORCEMENT

Figure 1 - Flow chart of the conceptual model for the processing ofdata on the fracturing of rock masses.

KEY-BLOCK THEORY

STRUCTURAL

ANALYSIS

AND

GEOSTATISTICS

FRACTURE NETWORK

SIMULATIONS

DETERMINATION

OF

KEY-BLOCKS

RULES FOR ACTION :

- ORIENTATION AND

GEOMETRY OF THE EXCAVATION

- SUPPORT

- REINFORCEMENT

Figure 1 - Flow chart of the conceptual model for the processing ofdata on the fracturing of rock masses.


a - fractures positioned determlnlsticallyb - addition of a set created statisticallyc - superimposition of a set created statistically


a - fractures positioned determlnlsticallyb - addition of a set created statisticallyc - superimposition of a set created statistically


Latin hypercube sampling ofcontinuous distributions fordip, dip direction, spacing &


Input into key block generationsub-routines

Can block form ? Repeat 10 times

yes


next iteration

yes no




Figure 3 - Flowsheet for program B3LHS


Latin hypercube sampling ofcontinuous distributions fordip, dip direction, spacing &


Input into key block generationsub-routines

Can block form ? Repeat 10 times

yes


next iteration

yes no




Figure 3 - Flowsheet for program B3LHS

electrical Cable12 conductors

measuring

systenn

luiu

IMPJ2 ^

aar

electrical cable2 conductors

data acquisitionsystem

r 20 m

6 m

4--12 m

special strain gauge

8 m

\ cable bolting

'-4 m

WJJstope roof

Figure 4 - Diagram illustrating the principle of the instrumentationof anchorage cables in the Sotiel mine.

electrical Cable12 conductors

measuring

systenn

luiu

IMPJ2 ^

aar

electrical cable2 conductors

data acquisitionsystem

r 20 m

6 m

4--12 m

special strain gauge

8 m

\ cable bolting

'-4 m

WJJstope roof

Figure 4 - Diagram illustrating the principle of the instrumentationof anchorage cables in the Sotiel mine.

250

200

150

100

50

0

-

_

Load

|A

(kN)

«"^

A \^ 1* 1

JtW

-1 1 ÍHYdir-

H

"H+

-tA r

Failure of thecable

"^ 1 "> " [AAi*A ^ fit 1

400 480 560 &40

A blasting

260

240

220

200

180

160

140

120

100

80

60

40

20

0

Load (kN) , ®

o

$o

Oo

""^ "*iit-A>-^f^

o

o

o^

o

^immmw-wmw-

TA |A-

480

a liViiA r*-

560

A I A [i*uVi*i ift a (

640

time (days)400


250

200

150

100

50

0

-

_

Load

|A

(kN)

«"^

A \^ 1* 1

JtW

-1 1 ÍHYdir-

H

"H+

-tA r

Failure of thecable

"^ 1 "> " [AAi*A ^ fit 1

400 480 560 &40

A blasting

260

240

220

200

180

160

140

120

100

80

60

40

20

0

Load (kN) , ®

o

$o

Oo

""^ "*iit-A>-^f^

o

o

o^

o

^immmw-wmw-

TA |A-

480

a liViiA r*-

560

A I A [i*uVi*i ift a (

640

time (days)400


de - accueil | infoterreinfoterre.brgm.fr/rapports/rr-33442-fr.pdf · adaro de investigaciones...

Documents