桑樹坪煤礦1.2 Mta新井設計含5張CAD圖-采礦工程.zip,桑樹坪煤礦1.2,Mta新井設計含5張CAD圖-采礦工程,桑樹,煤礦,1.2,Mta,設計,CAD,采礦工程 Analytical models for rock bolts. C.L*,Stillborg Abstract Three analytical models have been developed for rock bolts: one for bolts subjected to concentrated pull load in pullout tests, one for bolts installed in uniformly deformed rock masses, and one for bolts subjected to the opening of individual rock joints. The development of the models has been based on the description of the mechanical coupling at the interface between the bolt and the grout medium for grouted bolts, or between the bolt and the rock for frictionally coupled bolts. For rock bolts in the pullout tests, the shear stress of the interfaces exponentially with increasing distance from the point of loading when the deformation is compatible across the interface. Decoupling may start first at the loading point when the applied load is large enough and then propagate towards the far end of the bolt with a further increase in the applied load. The magnitude of the shear stress on the decoupled bolt section depends on the coupling mechanism at the interface. For fully grouted bolts, the shear stress on the decoupled section is lower than the peak shear strength of the interface while for fully frictionally coupled bolts if is approximately the same as the peak shear strength. For rock bolts installed in uniformly deformed rock, the loading process of the bolts due to rock deformation has been taken into account in developing the model. Model simulations confirm the previous findings that a bolt in situ has a pick-up length, an anchor length and neutral point. It is also revealed that the face plate plays a significant role in enhancing the reinforcement effect. In jointed rock masses, several axial stress peaks may occur along the bolt because of the opening of rock joints intersecting the bolt. 1. Introduction Rock bolts have been widely used for rock reinforcement in civil and mining engineering for a long time. Bolts reinforce rock masses through restraining the deformation within the rock masses. In order to improve bolting design, it is necessary: to have a good understanding of the behaviour of rock bolts in deformed rock masses. This can be acquired through field monitoring, laboratory tests, numerical modeling and analytical studies. Since the 1970s, numerous researchers have carried out field monitoring work on rock bolts installed in various rock formations. Freeman performed pioneering work in studying the performance of fully grouted rock bolts in the Kielder experimental runnel. He monitored both the loading process of the bolts and the distribution of his monitoring data, he proposed the concepts of “neutral point” “pick-up length” and “anchor length”. At the neutral point, the shear stress at the interface between the bolt and the grout medium is zero, while the tensile axial load of the bolt has a peak value. The pick-up length refers to the section of the bolt from the near end of the bolt (on the tunnel wall) to the neutral point. The shear stresses on this section of the bolt pick up the load from the rock and drag the bolt towards the tunnel. The anchor length refers to the section of the bolt from the neutral point to the far end of the bolt (its seating deep in the rock). The shear stresses on this section of the bolt anchor the bolt to the rock. These concepts clearly outline the behaviour of fully grouted rock bolts in a deformed rock formation. Bjonfot and Stephansson’s work demonstrated that in jointed rock masses there may exist not only one but several neutral points along the bolt because of the opening displacement of individual joints. Pullout tests are usually used to examine the anchoring capacity of rock bolts. A great number of pullout tests have been conducted so far in various types of rocks. Farmer carried out fundamental work in studying the behaviour of bolts under tensile loading. His solution predicts that the axial stress of the bolt (also the shear stress at the bolt interface) will decrease exponentially from the point of loading to the far end of the bolt before decoupling occurs. Fig.1(a) illustrates the results of a typical pullout test. Curve a represents the distribution of the axial stress along the bolt under a relatively low applied load, at which the deformation is compatible on both sides of the bolt interface. Curve b represents the axial stress along the bolt at a relatively high applied load, at which decoupling has occurred at part of the bolt interface. Fig.1(b) shows the axial stress along a rock bolt installed in an underground mine drift. It is seen from this figure that the distribution of the axial stress along the section close to the borehole collar is completely different from that in pullout tests. However, along the section to the far end of the bolt, the stress varies similarly to that in pullout tests. The reason Fig.1 Distribution if the axial stress (a) along a grouted steel bar during pullout test, after Hawkes and Evan, and (b) along a grouted rock bolt in situ after sunfor these results is that bolts in situ have a pick-up length and an anchor length, while bolts in pullout tests only have an anchor length. It is thought that the relative movement between the rock and the bolt is zero at the neutral point. In the solution by Tao and Chen, the position of the neutral point depends only on the radius of the tunnel and the length of the bolt. That solution was implemented in the analytical models created by Indraratna and Kaiser and Hyett et.al. It seems that Tao and Chen’s solution is valid only when the deformation is compatible across the bolt interface. When decoupling occurs, the position of the neutral point is obviously also related to the shear strength of the interface. Field monitoring and pullout tests have indicated two facts concerning the loading of a rock bolt in situ: (1) rock deformation applied a load on the pick-up section of the bolt; (2) the load on the pick-up section drags the anchor section of the bolt towards the underground opening. These two facts must be taken into account in developing analytical models for rock bolts. The aim of this paper is to develop analytical models for fully coupled rock bolts. A model for rock bolts in pullout tests is introduced first, together with a description of the theoretical background, the development of the model and an illustrative example. Two models for rock bolts in situ are then presented, one in rock masses. The details of the development of the models are summarized in the appendices. 2.Coupling between the bolt and the rock Windsor proposed the concept that a reinforcement system comprises four principal components: the rock, the reinforcing element, the internal fixture and the external fixture. For reinforcement with a bolt, the reinforcing element refers to the bolt and the external fixture refers to the face plate and nut. The internal fixture is either a medium, such as cement mortar or resin for grouted bolts, or a mechanical action like “friction” at the bolt interface for frictionally coupled bolts. The internal fixture provides a coupling condition at the interface. With reference to the component of internal fixture, Windsor classified the current reinforcement devices into three groups: “continuously mechanically coupled (CMC)”, “continuously frictionally coupled (CFC)”, “discretely mechanically or frictionally coupled (DMFC)” systems. According to this classification system, cement and resin-grouted bolts belong to the CMC system, while Split set and Swellex bolts belong to the CFC system. When fully grouted bolts are subjected to a pull load, failure may occur at the bolt grout interface, in the grout medium or at the grout rock interface depending on which one is the weakest. For fully frictionally coupled bolts, however, there is only one possibility if failure decoupling at the bolt rock interface. In this study we concentrate on the failure at the interface between the bolt and the coupling medium (either the grout medium or the rock). In general, the shear strength of an interface comprises three components: adhesion, mechanical interlock and friction. They are lost in sequence as the compatibility of deformation is lost across the interface. The result is a decoupling front that attenuates at an increasing distance from the point of the applied load. The decoupling front first mobilizes the adhesive component of strength, then the mechanical interlock component and finally the frictional component. The shear strength of the interface decreases during this process. The shear strength after the loss of some of the strength components is called the residual shear strength in this paper. For grouted rock bolts like rebar, all the three components of strength exist at the bolt interface. However, for the fully frictionally coupled bolt, the “Split set” bolt, only a friction component exists at the bolt interface. For Swelles bolts, mechanical interlock and friction comprise the strength of the interface. 3. The theoretical background of rock bolts in pullout tests 4.Concluding remarks An analytical model has been established for rock bolts subjected to a pull load in pullout tests. Decoupling starts at the loading point and propagates along the bolt with an increasing applied load. The shear stress at the decoupled interface is lower than the ultimate shear stress strength of the interface and even drops to zero for fully grouted bolts, while it is approximately at the same magnitude as the ultimate shear stress strength for fully frictionally coupled interface decreases exponentially with increasing distance from the decoupling bolt. Two analytical models have been developed for rock bolts in situ, one for uniform rock deformation and another for discrete joint opening. For rock bolts in situ, the models confirm the previous findings: (i) in uniformly deformed rock masses, the bolt has a pick-up length, an anchor length and a neutral point;(ii) the face plate enhances the reinforcement effect through inducing a direct tensile load in the bolt and reducing the shear stress carried on the bolt surface;(iii) in jointed rock masses, the opening displacement of rock joint will induce axial stress peaks in the bolt. 中文譯文 錨桿的分析模型 C.Li*,B.Stillborg 摘要： 有三種錨桿的分析模型發(fā)展了起來：一種是在拉斷試驗中，易受到集中拉力載荷影響作用的錨桿，一種是安裝在均勻變形巖體中的錨桿，另一種是易受到單個巖石節(jié)理影響作用的錨桿。這種分析模型是在注漿錨桿的錨桿與注漿之間或者是磨擦式錨桿的錨桿與巖石之間接觸面上的機械耦合作用描述的基礎上建立起來的。對于拉斷試驗中的錨桿，當接觸面上的變形較小時，錨桿表面上的剪切應力隨著距加載點距離的增加而成指數(shù)減小。如果施加的載荷足夠大時，耦合首先發(fā)生加載點處，然后隨著載荷的增加而逐漸向錨桿的深處傳播。錨桿耦合部分的剪切應力的大小取決于接觸面上的機械耦合作用。對于全長錨固錨桿來說，耦合階段的剪切應力比接觸面上的剪切強度的峰值要小，然而對于磨擦式錨桿，剪切應力大致和剪切強度的峰值相同。安裝在均勻變形巖體中的錨桿，在建立錨桿分析模型時，錨桿的加載過程要考慮到巖體的變形情況。模型的模擬實驗證實了先前的研究結(jié)果，在軟巖中的錨桿有傳感長度，錨固段長度，和一個中性點。這個實驗也說明了錨桿托盤在圍巖加固的效果中起著一個非常重要的作用。在有節(jié)理的巖體中，由于巖石節(jié)理的自由變形作用，錨桿軸向可能會有幾個應力峰值發(fā)生在錨桿的延伸方向。 1、前言 在很長一段時間來，錨桿廣泛的應用于民用建筑和礦業(yè)工程的巖石加固。錨桿通過在巖體中抑制巖體的變形來加固圍巖。為了提高錨桿支護的結(jié)構(gòu)，必須對在變形巖體中的錨桿的作用變化過程有一個良好的認識。這些認識可以通過現(xiàn)場監(jiān)測、實驗室的試驗、數(shù)字模擬和研究分析來獲得。 自從20世紀70年代來，在不同的巖石地層中進行了大量的錨桿現(xiàn)場監(jiān)測的研究工作。一個自由人士在Kielder的試驗巷道中，進行了大量關于注漿錨桿特性的研究工作。他監(jiān)測了錨桿的加載過程和應力沿錨桿的分布情況。在他所監(jiān)測數(shù)據(jù)的基礎上，他提出了關于“傳感長度”、“錨固長度”、“中性點”的概念。在中性點上，錨桿和注漿之間的接觸面上的剪切應力為零，然而在該點其軸向載荷的張力是一個峰值。傳感長度指的是從接近錨桿末端的地方（在巷道壁上）到中性點的一段距離。在錨桿這部分是其剪切應力來自于巖石的載荷，并把錨桿向巷道方向進行拖拉。錨固長度指的是從錨桿的中性點到錨桿深處（固定在巖石深度）的一部分錨桿。在這部分上的剪切應力將錨桿錨固在巖石上。以上這些概念清楚的指出了安裝在已變形巖層中的錨桿的作用變化過程。Bjornfot和Stephansson的研究工作證明，在已有節(jié)理的巖體中，由于單個節(jié)理的由自變形，在沿錨桿的方向上可能不僅存在一個中性點而且有可能存在多個中性點。 錨桿的拉斷試驗通常用來監(jiān)測錨桿的錨固能力，在不同種類的巖石中已經(jīng)進行了大量的這種拉斷試驗工作測試。一著名人士進行了大量的基礎工作來研究在拉力負荷的張力作用下錨桿的作用變化過程。他的解析方法指出：在錨桿發(fā)生耦合以前，錨桿的軸向應力（也可能是錨桿接觸表面上的剪切應力）從加載點到錨桿的深處呈指數(shù)減小的趨勢。圖1（a）說明了這種典型拉斷試驗的結(jié)果，曲線a表示的是在相對較低的載荷情況下，沿錨桿方向軸向應力的分布情況，在這個圖中可以看出，在錨桿錨固界面的兩則，其變形是相等的。曲線b表示的是在相對較高的載荷下，沿錨桿方向軸向應力的分布，在此圖上，錨桿接觸面上已經(jīng)發(fā)生了耦合作用。圖1（b）表示的是安裝在地下煤礦的主水平巷中的錨桿上的軸向應力分布情況。我們可以從這個圖上看出，在接近鉆孔口附近的軸向應力分布情況與在拉斷試驗中的分布情況完全不同。然而，錨桿深處階段部分的的應力變化與拉斷試驗中的結(jié)果相似。出現(xiàn)這種情況的原因是，在軟巖中的錨桿有傳感長度和錨固長度，然而在拉斷試驗中的錨桿僅有錨固長度。 圖1　在拉斷試驗中，（a）軸向應力沿在Hawkes和Evans之后的全錨固錨桿和(b)Sun之后的加固錨桿的分布 我們認為在錨桿中性點上，巖石和錨桿之間的相對移動為零。在陶和陳的分析方法中，中性點的位置僅僅取決于巷道的半徑和錨桿的長度。這種解決方法完善了由Kaiser和Hyett發(fā)明的分析模型。這看起來好在像陶和陳的解決方法只有當通過錨桿的界面點時，其變形量相互兼容時，才是有效的；當發(fā)生耦合后，中性點的位置與接觸面的剪切應力強度有明顯的關系?，F(xiàn)場監(jiān)測和拉斷實驗都表明在軟巖中錨桿的載荷與兩個因素有一定的關系：（1）當在錨桿的傳感段施加一定的載荷時的巖石變形量；（2）把錨固段拉向地下巷道壁面的傳感段的載荷。所以當建立錨桿分析的模型時，必須把這兩個因素考慮進去。 本論文的主要目的是建立一個耦合錨桿的分析模型。首先介紹的是一個在錨桿拉斷實驗中的錨桿模型，并且對其理論背景，模型的建立過程和說明的例子進行一下描述。然后說明兩種在軟巖中的錨桿的分析模型，一種是在均勻變形的巖體中，一種是在節(jié)理的巖體中。 2、錨桿和巖石的聯(lián)結(jié) Windsor指出錨桿的加固系統(tǒng)包含四個基本元件的概念：巖石、錨固構(gòu)件、內(nèi)部固定物和外部固定物。用錨桿進行加固圍巖時，錨固構(gòu)件是指錨桿；外部固定物是指錨桿托盤和螺冒。內(nèi)部固定物是下面介質(zhì)的兩者或兩者之一，例如錨注錨桿的水泥灰漿或樹脂，或者是機械力學作用如摩擦式錨桿接觸面上的摩擦力。內(nèi)部固定物在錨桿的接觸面上起到一種聯(lián)結(jié)作用。由于上面所提到的內(nèi)部固定物的構(gòu)成不同，Windsor把目前的加固設施分為了三大類：“連續(xù)機械聯(lián)結(jié)（CMC）”，“連續(xù)摩擦聯(lián)結(jié)（CFC）”，“非連續(xù)機械或者摩擦聯(lián)結(jié)（DMFC）”系統(tǒng)。通過這個分類，水泥赤漿和樹脂錨固錨桿屬于連續(xù)機械聯(lián)結(jié)系統(tǒng)，而斯普利特（管縫）錨桿和斯韋萊克斯水脹錨桿屬于連續(xù)摩擦式系統(tǒng)。 當全長錨固錨桿受到拉力載荷的作用時，在注漿的接觸面、注漿介質(zhì)或是在注漿巖石的接觸面上有可能會發(fā)生失效，這取決于它們之中那一個更加軟弱。然而對于摩擦式錨桿，這里只有一種失效的可能性，即是發(fā)生在錨桿與巖石的耦合接觸面上。在這項研究中，我們僅專注于錨桿與聯(lián)結(jié)介質(zhì)（或者是注漿介質(zhì)或者是巖石）之間的耦合失效。 通常，接觸面的剪切應力強度包含三個方面的因素：粘附力、機械聯(lián)結(jié)和摩擦。這些因素常在順序上被忽視如錨桿的接觸面的變形相等性被忽視等，結(jié)果使耦合面隨著距加載點距離的增大而逐漸的衰減。這個耦合面首先能加強粘附元件的強度，然后就是機械聯(lián)結(jié)元件，最后是摩擦元件。在些過程中，他們的剪切強度將會減小。當其中的一些強度元件失效后，在本論文中，其剪切強度叫做殘余剪切強度。注漿錨桿如加固錨桿，其所有的三個強度元素均存在于錨桿的接觸面上。然而，摩擦式錨桿、斯普利特錨桿僅有一個摩擦強度成分存在于錨桿的接觸面上。斯韋萊克斯水脹錨桿中的機械聯(lián)結(jié)力和摩擦力構(gòu)成了其接觸面的強度。 3、錨桿拉斷試驗的理論背景 4、結(jié)論 一個錨桿在拉斷試驗中受到拉力作用的分析模型就這樣建立起來了，耦合作用發(fā)生在錨桿的加載位置處，并且隨著所加載荷的增加沿錨桿方向傳播。全錨固錨桿在耦合界面的剪切應力小于最終接觸面上的剪應力，甚至會降低到零。然而，摩擦式錨桿在此面上的剪切應力大致和最終的剪應力強度的大小相同。在沒有耦合部分的錨桿上，其前應力隨著距耦合界面的距離的增大而成指數(shù)方式減小。 在軟巖中建立了兩種錨桿的分析模型，一種是在均勻變形的巖石中，另一種是不連續(xù)的節(jié)理面中。在軟巖中的錨桿模型確定以先前的一個調(diào)查結(jié)果（1）在均勻變形的巖體中，錨桿有一個傳感長度，一個錨固長度和一個中性點；（2）錨桿托盤通過增加錨桿的軸向拉力載荷和降低錨桿表面的剪應力來加固圍巖的效果；（3）在有節(jié)理的巖體中，巖石處的節(jié)理的自由變形將會降低錨桿軸向的應力峰值。 設計題目：桑樹坪煤礦1.2 Mt/a新井設計 摘 要 本設計包括三個部分：一般部分、專題部分和翻譯部分。 一般部分為桑樹坪煤礦1.20 Mt/a新井設計。桑樹坪煤礦位于陜西省韓城市境內(nèi)，從下峪口至桑樹坪的鐵路運煤專線與西候線接軌，交通便利。井田走向長度約7.01 km，傾向長度約2.36 km，面積約14.82 km2。主采煤層為3號煤層，平均傾角為6°，平均厚度為6.3 m。井田工業(yè)儲量為387.84 Mt，可采儲量為273.52Mt，礦井服務年限為58 a。礦井正常涌水量為532 m3/h，最大涌水量為589.7m3/h。礦井相對瓦斯涌出量為17.1m3/t，屬于高瓦斯礦井。 根據(jù)井田地質(zhì)條件，提出四個技術上可行的開拓方案。方案一：雙斜井中央并列式通風；方案二：雙立井石門風井通風；方案三：雙斜井兩翼對角式通風；方案四：雙立井兩翼對角式通風。通過技術經(jīng)濟比較，最終確定方案一為最優(yōu)方案。設計首采區(qū)采用帶區(qū)準備方式，工作面長度210 m，采用大采高采煤法，沿空掘巷，礦井年工作日為300 d，工作制度為“四六制”。 大巷采用膠帶輸送機運煤，輔助運輸采用礦車運輸。礦井通風方式為中央并列式。 專題部分題目：煤與瓦斯共采技術現(xiàn)狀綜述，煤與瓦斯共采技術實現(xiàn)工作面Y型通風，根本上解決了上隅角瓦斯積聚難題，利于實現(xiàn)高濃度瓦斯抽采，有效解決了工作面的瓦斯超限問題，成倍提高我國高瓦斯難抽放煤層工作面的單產(chǎn)水平。是綠色采礦的發(fā)展方向，在技術上和經(jīng)濟上具有很大的優(yōu)越性。 翻譯部分題目：Analytical models for rock bolts. 關鍵詞：桑樹坪煤礦；斜井；立井；帶區(qū)布置；大采高采煤法；中央并列式；沿空掘巷  ABSTRACT This design can be divided into three sections: general design, monographic study and translation of an academic paper. The general design is about a 1.20 Mt/a new underground mine design of Sangshuping coal mine. Sangshuping coal mine lies in Hancheng City, Shanxi province.As Xiayukou railway runs in the west of the mine field and Xihou railway runs in the east of the mine field, the traffic is convenient.It’s about 7.01 km on the strike and 2.36 km on the dip, with the 14.82 km2 total horizontal area.The minable coal seam is 3 with an average thickness of 6.3 m and an average dip of 6°.The proved reserves of this coal mine are 387.84 Mt and the minable reserves are 273.52 Mt, with a mine life of 58 a. The normal mine inflow is 532 m3/h and the maximum mine inflow is 589.7 m3/h. The mine gas emission rate is 17.1 m3/t,which belongs to high gas mine. Mine geological conditions under the proposed development schemes for the four technically feasible. Option One: Two parallel inclined central ventilation; Option II: Two-shaft ventilation shaft ventilation Shihmen; Option Three: Two wings of the angle of ventilation shaft; program four: two wings of the angle of ventilation shaft. Through technical and economic comparison of a finalized plan for the optimal solution. Design of the mining area prepared by way of bands, face length of 210 m, high-mining method using large mining along goaf, working as a mine of 300 d, the work system as "forty-six system. " Roadway by belt conveyor to transport coal, auxiliary transport by tramcar transport. Mine ventilation for the central parallel. Special section topic: coal and gas extraction technology status review, coal and gas extraction technology for face Y-ventilation, a fundamental solution to the problem on the corner gas accumulation, conducive to high concentrations of gas extraction, an effective solution to the face Gas gauge problems, doubled and redoubled difficult drainage of high gas yields coal face. Green mining development in the technical and economic advantages of great Translation of part of the subject: the process of circular tunnel in the relief of the numerical simulation of rock burst occurred Keywords: Sangshuping Coal; shaft; shaft; band arrangement; large mining height of coal mining; central parallel; along goaf 目 錄 1 礦區(qū)概述及井田地質(zhì)特征 6 1.1 礦井概況 6 1.1.1交通地理位置 6 1.1.2 地形地貌 7 1.1.3水文情況 7 1.1.4 礦區(qū)氣候條件 7 1.1.5礦區(qū)地震 7 1.1.6礦區(qū)電力供應 7 1.2井田地質(zhì)特征 8 1.2.1井田地質(zhì)概況 8 1.2.2井田煤系地層 8 1.2.3 褶曲與斷層 9 1.2.4水文地質(zhì)特征 10 1.3煤層特征 12 1.3.1煤層概況 12 1.3.2煤層開采技術條件 13 1.4煤質(zhì)、煤類與煤的用途 15 1.5煤質(zhì)評價及其用途 16 1.6煤層的風氧化情況 16 1.7煤的力學性質(zhì) 17 2 井田境界和儲量 19 2.1 井田境界 19 2.1.1 井田四周境界及其確定依據(jù) 19 2.1.2井田范圍 19 2.2礦井儲量 19 2.2.1礦井儲量 19 2.2.2工業(yè)儲量計算 20 2.3礦井可采儲量 21 2.3.1煤柱的留設 21 2.3.2可采儲量計算 23 3 礦井工作制度、設計生產(chǎn)能力及服務年限 24 3.1礦井工作制度 24 3.1.1礦井工作制度的確定 24 3.1.2礦井每晝夜凈提升小時數(shù)的確定 24 3.2礦井設計生產(chǎn)能力及服務年限 24 3.2.1確定依據(jù) 24 3.2.2礦井生產(chǎn)能力的確定 24 3.2.3礦井及第一水平服務年限的核算 24 4 井田開拓 26 4.1井田開拓的基本問題 26 4.1.1確定井筒形式、數(shù)目、位置及坐標 26 4.1.2工業(yè)場地位置、形式和面積 27 4.1.3開采水平的確定 27 4.1.4 礦井開拓延深及深部開拓方案 28 4.1.5 開采順序 28 4.1.6 方案比較 28 4.2 礦井基本巷道 35 4.2.1 井筒 35 4.2.2井底車場及硐室 35 4.2.3主要開拓巷道 36 5 準備方式——帶區(qū)巷道布置 48 5.1煤層地質(zhì)特征 48 5.1.1帶區(qū)位置 48 5.1.2帶區(qū)煤層特征 48 5.1.3煤層頂?shù)装鍘r石構(gòu)造情況 48 5.1.5地質(zhì)構(gòu)造 48 5.1.6地表情況 48 5.2帶區(qū)巷道布置及生產(chǎn)系統(tǒng) 48 5.2.1帶區(qū)準備方式的確定 48 5.2.2帶區(qū)巷道布置 49 5.2.3帶區(qū)生產(chǎn)系統(tǒng) 50 5.2.4帶區(qū)內(nèi)巷道掘進方法 52 5.2.5帶區(qū)生產(chǎn)能力及采出率 52 5.3帶區(qū)車場選型設計 53 6 采煤方法 54 6.1采煤工藝方式 54 6.1.1帶區(qū)煤層特征及地質(zhì)條件 54 6.1.2確定采煤工藝方式 54 6.1.3回采工作面參數(shù) 55 6.1.4回采工作面破煤、裝煤方式 55 6.1.5回采工作面支護方式 57 6.1.6端頭支護及超前支護方式 58 6.1.7各工藝過程注意事項 59 6.1.8回采工作面正規(guī)循環(huán)作業(yè) 60 6.2回采巷道布置 62 6.2.1回采巷道布置方式 62 6.2.2回采巷道參數(shù) 62 7 井下運輸 64 7.1概述 64 7.1.1礦井設計生產(chǎn)能力及工作制度 64 7.1.2煤層及煤質(zhì) 64 7.1.3運輸距離和貨載量 64 7.1.4礦井運輸系統(tǒng) 64 7.2帶區(qū)運輸設備選擇 66 7.2.1設備選型原則： 66 7.2.2帶區(qū)運輸設備選型及能力驗算 66 7.3大巷運輸設備選擇 68 7.3.1主運輸大巷設備選擇 68 7.3.2輔助運輸大巷設備選擇 69 7.3.3運輸設備能力驗算 69 8 礦井提升 71 8.1礦井提升概述 71 8.2主副井提升 71 8.2.1主井提升 71 8.2.2副井提升設備選型 72 8.2.3井上下人員運送 74 9 礦井通風及安全 75 9.1礦井概況、開拓方式及開采方法 75 9.1.1礦井地質(zhì)概況 75 9.1.2開拓方式 75 9.1.3開采方法 75 9.1.4變電所、充電硐室、火藥庫 75 9.1.5工作制、人數(shù) 75 9.2礦井通風系統(tǒng)的確定 76 9.2.1礦井通風系統(tǒng)的基本要求 76 9.2.2、礦井通風方式的選擇 76 9.2.3、礦井主扇工作方式選擇 77 9.2.4、帶區(qū)通風系統(tǒng)的要求 78 9.2.5、工作面通風方式的選擇 78 9.3礦井風量計算 79 9.3.1工作面所需風量的計算 79 9.3.2備用面需風量的計算 80 9.3.3掘進工作面需風量 81 9.3.4硐室需風量 81 9.3.5其它巷道所需風量 82 9.3.6礦井總風量 82 9.3.7風量分配 82 9.4礦井通風阻力計算 83 9.4.1礦井最大阻力路線 84 9.4.2礦井通風阻力計算 88 9.4.3礦井通風總阻力 88 9.4.4兩個時期的礦井總風阻和總等積孔 88 9.5選擇礦井通風設備 89 9.5.1選擇主扇 89 9.5.2電動機選型 91 9.6安全災害的預防措施 91 9.6.1預防瓦斯和煤塵爆炸的措施 91 9.6.2預防井下火災的措施 92 9.6.3防水措施 92 10 設計礦井基本技術經(jīng)濟指標 93 參 考 文 獻 95 致 謝 97 1 礦區(qū)概述及井田地質(zhì)特征 1.1 礦井概況 1.1.1交通地理位置 桑樹坪煤礦位于陜西韓城礦區(qū)最北端，距韓城市區(qū)35公里。行政區(qū)劃隸屬于桑樹坪鎮(zhèn)管轄。韓城至王峰鄉(xiāng)的公路經(jīng)過本礦，至宜川的公路從本礦分路。另有從下峪口至桑樹坪的鐵路運煤專線與西候線接軌，交通便利。 桑樹坪煤礦交通位置圖如圖1-1所示。 圖1-1 礦井交通位置圖 1.1.2 地形地貌 井田屬構(gòu)造剝蝕低山丘陵區(qū)，在溝谷及其兩側(cè)附近，基巖大片裸露于地表；山腰及山頂多為廣厚的黃土所覆蓋，黃土漏斗、黃土柱、黃土崖比比皆是，呈現(xiàn)了典型的渭北黃土高原的地貌景觀。 井田內(nèi)高差變化的幅度甚大，大者可達300m以上。溝谷縱橫交錯，梁峁蜿蜒曲折。地形高程以黃河水面為最低（+378m），三郎廟為最高（+1044m）。地形的總體趨勢是西北高，向東南方向逐漸降低。 1.1.3水文情況 黃河流經(jīng)井田東部。鑿開河為橫穿井田的主要河流，由西北向東南于禹門口附近匯入黃河，流經(jīng)桑樹坪井田的長度為2.64km，河床寬度30~50m左右。此外，尚有許多小的溝谷，在夏秋季之際，有涓涓細流，冬季流量甚微或呈干枯狀態(tài)。 1.1.4 礦區(qū)氣候條件 本區(qū)屬大陸性半干旱氣候區(qū)，降雨量少，蒸發(fā)量大。年平均相對濕度為62.4%，降雨量為356.8mm，最大積雪量12cm，最高氣溫42.6℃，最低氣溫-14.8℃，最大凍土深度41cm，最大風力達9級，一般2~3級，以東北風為主。 1.1.5礦區(qū)地震 統(tǒng)計顯示，1556年華縣大地震對本區(qū)的影響達8度，1959年8月11日發(fā)生烈度為7度左右的地震，1960年4月22日11時發(fā)生7度的地震，1976年11月本井田范圍內(nèi)發(fā)生震源僅十多公里的淺源地震。 本區(qū)新構(gòu)造活動性較強，國家地震局的劃分意見為：“韓城礦區(qū)的基本地震烈度為8度，但實地考核證實，當?shù)卣鸩ㄟM入基巖山區(qū)后衰減很快，在距離山前大斷裂2km以外基巖山區(qū)烈度可按7度考慮?！? 1.1.6礦區(qū)電力供應 桑樹坪礦區(qū)地面35kv變電站一座，由韓局矸石電廠兩回路電源線（35kv）供電，一個回路運行，一個回路帶電備用。變電站容量16000KVA，站內(nèi)采用KYN28A-12型高壓柜供電。 地面供電采用6KV雙回路供電，低壓系統(tǒng)電壓等級為660V/380V/220V；井下中央變電所輸出6kv電壓，低壓系統(tǒng)電壓等級為1140/660V/127V。 1.1.7 礦區(qū)經(jīng)濟狀況 礦區(qū)周邊農(nóng)業(yè)生產(chǎn)條件良好，主要農(nóng)作物有小麥、玉米、棉花、高粱等，“大紅袍”花椒被廣泛種植，成為全國最大的花椒生產(chǎn)基地。蘋果面積穩(wěn)定在10.2萬畝，總產(chǎn)達6.7萬噸。蔬菜面積３．5萬畝，蔬菜總產(chǎn)9． 5萬噸。畜牧業(yè)發(fā)展較快，肉、蛋、奶供給充沛。礦區(qū)周邊工業(yè)發(fā)展起步較早，以煤炭、電力、焦化、冶金、建材等企業(yè)為支撐。其中包括韓城礦務局、韓城發(fā)電廠、龍門鋼鐵集團和單臺機組發(fā)電量居西北第一的韓城二電廠等國有大中型企業(yè)，民黃河礦業(yè)開發(fā)公司、海燕焦化公司等一大批民營企業(yè)。中魯果汁、黑貓?zhí)亢诘软椖恳苍诘V區(qū)周邊順利投產(chǎn)。 1.2井田地質(zhì)特征 1.2.1井田地質(zhì)概況 （1）區(qū)域構(gòu)造 位于鄂爾多斯地塊東南緣渭北隆起東段的韓城礦區(qū)，呈北東向延展的寬帶狀，東南翹起，西北傾伏，地層總體向北西方向傾斜。構(gòu)造變動南強北弱，東強西弱，主要構(gòu)造變形帶集中在礦區(qū)東南邊緣地帶。礦區(qū)構(gòu)造走向歸納為兩組，即北北東—北東向構(gòu)造組和北東東向構(gòu)造組。前者包括兩個構(gòu)造帶—礦區(qū)東南邊淺部隆起斷裂構(gòu)造帶和亂麻梁—馬家灣斷裂帶；后者包括三個構(gòu)造帶，自南而北依次為：龍亭構(gòu)造帶、東澤村構(gòu)造帶、龍骨嶺構(gòu)造帶。 （2）井田構(gòu)造 位于韓城礦區(qū)北緣的桑樹坪煤礦構(gòu)造比較簡單，為以伸展構(gòu)造為主的構(gòu)造變形區(qū)，礦井的基本構(gòu)造形態(tài)為一走向北北東，傾向北西西，沿走向與傾向有波狀起伏的單斜構(gòu)造，地層傾角一般在8°左右。井田內(nèi)大中型斷裂不發(fā)育，未發(fā)現(xiàn)斷距大于10米的斷層。煤層中所揭露的斷層均為小斷層。 1.2.2井田煤系地層 桑樹坪井田范圍內(nèi)，煤系地層出露由老到新依次為：石炭系中統(tǒng)本溪組、上統(tǒng)太原組，二疊系下統(tǒng)山西組、下石盒子組。其中主要含煤地層為石炭系上統(tǒng)太原組，二疊系下統(tǒng)山西組?，F(xiàn)簡述如下： 1）石炭系中統(tǒng)本溪組（C2b） 該組在井田范圍內(nèi)分布零星，屬于一種填平補齊性質(zhì)的沉積構(gòu)造，主要出露在井田東南部的黃河岸邊。厚度0~41.01m，平均5.16m。因受沉積基地起伏不平的控制，厚度變化大。根據(jù)巖性巖相特征，本組可分為兩個沉積旋回。第一個旋回為一個不完整旋回，由湖泊相的粘土巖（K1）組成，全區(qū)比較穩(wěn)定；第二個旋回為一個完整旋回，由河床相的礫巖或含礫粗砂巖組成，向上依次過渡為湖泊相的泥巖及西湖海灣波浪帶相的石英砂巖。 2）石炭系上統(tǒng)太原組（C3t） 太原組為井田的主要含煤地層之一，厚43.01m~112.61m，平均61.71m。屬濱海平原上形成的海陸交互相沉積建造。含煤7層，由上而下編號為5號、6號、7號、8號、9號、10號、11號、12號，其中11號煤層為本井田的主要可采煤層，其余均為不可采或零星可采煤層，沒有開采價值。根據(jù)巖性巖相及含煤性特征，分上、中、下三個部分予以描述： 1、太原組下部 從本溪組頂部到11號煤層底部。平均厚度17.57m。下部以礫巖，石英砂巖為主。礫巖呈灰白色，厚層狀，成分主要為石英，含少量長石及暗色巖屑；石英砂巖為灰一灰白色，中粒，厚層狀，含炭質(zhì)、云母星點及黃鐵礦結(jié)核；上部以粉砂巖和泥巖為主，含細粒石英雜砂巖薄層，局部夾12號煤層。 2、太原組中部 11號煤層底板到灰?guī)r頂部，平均厚度26.84m，為太原組中主要含煤層段。巖性以海相石灰?guī)r和鈣質(zhì)粉砂巖為主，間夾少量泥巖、石英砂巖，含煤3~5層，編號為11號、10號、9號、8號、7號。其中只有11號煤層為井田的主要可采煤層，其它各煤層基本均不可采。 3、太原組上部 從K2灰?guī)r以上到太原組頂界，厚度平均17.31m。巖性以砂質(zhì)泥巖和粉砂巖為主，中夾1~2層中粒砂巖。砂質(zhì)泥巖多呈灰黑色-深灰色，薄層狀，緩波狀層理發(fā)育。粉砂巖為深灰色，薄層狀，常夾有細砂巖包體和條帶。該段巖層一般不含煤，偶見6號和5號薄煤。 3）、二疊系下統(tǒng)山西組（P1s） 山西組為本井田內(nèi)的另一主要含煤地層，屬陸相沉積。層厚49.83m~100.68m，平均61. 49m，其厚度在井田北部相對比較穩(wěn)定，南部變化較大，呈北東一北北東向厚薄相間的條帶狀展布。厚帶較窄，薄帶較寬。含煤1~4層，其編號從上向下為1號、2號、3號、3號下，其中2號煤層為井田內(nèi)局部可采煤層，3號煤層為井田內(nèi)主要可采的厚煤層。其巖性特征以各級粒度的砂巖、粉砂巖為主，砂質(zhì)泥巖次之，含少量泥巖。巖石顏色一般較深。述砂巖、粉砂巖、砂質(zhì)泥巖常呈有規(guī)律的重復出現(xiàn)，煤層一般位于砂質(zhì)泥巖之上，粉砂巖之下，層位易于確定。 1.2.3 褶曲與斷層 1)褶曲 桑樹坪井田地質(zhì)構(gòu)造的確比較簡單，總體呈一向北西西傾斜的單斜構(gòu)造，傾角比較平緩。在煤層底板等高線圖中的反映明顯的褶曲有： 馬家塔背斜 展布于桑樹坪井田北部與馬家塔至三郎廟一線，軸向北西西，向北西端傾伏，延展長度約5km左右，至三郎廟南側(cè)傾沒。兩翼傾角5°～7°。背斜幅度最大可達40m以上。如圖1.2。 2、馬家塔北向斜 位于井田北緣，與馬家塔背斜平行，展布于構(gòu)1號至114號鉆孔一線。 兩翼傾角5°～12°，向北西西方向傾伏。因有北東向更次一級背斜疊加，兩翼在北西方向上有一定程度的起伏。向斜幅度30m左右。 2)斷層 于井田淺部的西溝內(nèi)發(fā)現(xiàn)正斷層一條，即西溝正斷層，該斷層走向NW70°至東西，傾向南西，傾角35°，斷于下石盒子組地層中，延展長度不足1 km，斷距約10m，該斷層未斷至煤層。開采煤層未發(fā)現(xiàn)大中型斷層，但小斷層比較發(fā)育。 圖1.2 礦區(qū)褶曲分布圖 1.2.4水文地質(zhì)特征 1）井田水文概況 整個礦區(qū)的水文地質(zhì)概況為，地表水不甚發(fā)育，地下水受構(gòu)造、巖性及地形地貌的控制，主要埋藏在第四系底部和石炭二疊系基巖裂隙與奧灰?guī)r巖溶裂隙之中。井田主要含水層為煤系及其上覆地層中的砂巖（灰?guī)r）含水層及煤系基底奧陶系石灰?guī)r含水層。 含水層 煤系及之上各含水層充水空間不太發(fā)育，含水層含水性、富水性和透水性多不良。而煤系基底奧陶系石灰?guī)r受巖性和構(gòu)造的影響，在地下水的溶蝕作用下，裂隙在邊部、淺部十分發(fā)育，在縱向分布不均，巖溶水富水性、透水性強，但極不均一，水文地質(zhì)條件復雜，對煤層開采有不同程度的影響。綜合分析地層及其含水性，可將本區(qū)含水層劃分為以4組： H1 第四系砂礫層孔隙潛水中等含水層組 H2 二疊系砂巖層裂隙承壓弱含水層組 H3 石炭系砂巖（灰?guī)r）裂隙承壓極弱含水層組 H4 奧陶系石灰?guī)r溶隙溶洞承壓強含水層組 現(xiàn)逐一分述如下： 1、第四系砂礫層孔隙潛水中等含水層組（H1） 該含水層主要分布于黃河、鑿開河的河谷中，該含水層直接接受大氣降水和河水的側(cè)向補給，以潛流形式向下游流動，最后直接排泄到河谷之中。該含水層埋藏淺，與外界循環(huán)交替快，因而受河水水位、降水量的影響較大，可與本區(qū)其它含水層相接觸，成為礦井水的來源之一。 2、二疊系砂巖承壓裂隙弱含水層組（H2） 二疊系主要由泥巖，砂質(zhì)泥巖與各種不同粒度的砂巖相間組成。總厚度約220m。本系地層上、下石盒子組和山西組砂巖含水層含水砂巖層次較多，裂隙較發(fā)育，但出水點水量很小或多為無水，應屬弱含水層且具有承壓性，故該組含水層為砂巖裂隙承壓弱含水層。含水層的富水性和透水性均不強，且有由上到下變?nèi)醯囊?guī)律。隨著開采深度和開采范圍的不斷加大，該含水層涌水量將會不斷減小，對礦井生產(chǎn)威脅不大。 該含水層的主要補給來源為大氣降水，補給區(qū)主要是分布于黃河及鑿開河河谷地帶的含水層露頭區(qū)。排泄形式一部分以泉或滲流的形式流入溝谷中，另一部分沿地下水徑流流向巖層傾向的深部。 3、石炭系砂巖灰?guī)r裂隙承壓極弱含水層組（H3） 石炭系太原組總厚50～80m，區(qū)內(nèi)埋深一般在124.34～288.5m之間，地表僅出露于鑿開河和黃河河谷。太原組上部石英砂巖含水層為淺灰色、中厚層狀石英砂巖、硅質(zhì)膠結(jié)；中部為中粒砂巖；底部以礫巖為主。含水層均不同程度地發(fā)育有裂隙，但涌水量不大，且有日趨變小的趨勢，故該含水層屬承壓極弱含水層。 含水層的補給區(qū)在礦區(qū)外圍，補給來源有露頭區(qū)的大氣降水、塌陷裂隙及其它含水層的垂、側(cè)向補給。該含水層的排泄途徑主要是垂、側(cè)向排泄，近年來，礦井排水是其主要排泄方式。 4、奧陶系石灰?guī)r層溶隙溶洞承壓強含水層組（H4） 奧灰?guī)r地層的分布區(qū)域很廣，在井田范圍內(nèi)奧灰?guī)r主要出露在井田東緣黃河、鑿開河兩岸，其巖性及地層組合較復雜，產(chǎn)狀與井田區(qū)域地層產(chǎn)狀基本一致。奧陶系石灰?guī)r為一套碳酸鹽巖。 ①奧灰?guī)r含水性 通過綜合分析，根據(jù)奧灰?guī)r含水層段及其富水性強弱將井田內(nèi)奧灰?guī)r地層劃分為9個含水性能不同的含（隔）水層段：峰峰組一段（G41），上馬家溝組一段（G42），下馬家溝組三段（G43），下馬家溝組一段（G44）為相對隔水層段；峰峰組二段（H41），上馬家溝組二段（H43）為巖溶裂隙強含水層段；上馬家溝組三段（H42），下馬家溝組二段（H44），與冶里一亮甲山組（H45）為巖溶裂隙弱含水層段。 奧灰?guī)r各含水層含水性不同，但構(gòu)造斷裂網(wǎng)絡的連通使奧灰?guī)r各含水層上、下溝通，形成由局部含水層與隔水層相間而組成的復合含水體。 ② 奧陶系石灰?guī)r的隔水性 奧陶系石灰?guī)r的隔水層段有峰峰組一段（G41），上馬家溝組一段（G42），下馬家溝組三段（G43），下馬家溝組一段（G44）。其中只有峰峰組一段（G41）位于強含水層上馬家溝組二段（G42）之上。其隔水性的強弱直接關系到上馬家溝組二段（G42）強含水層對煤層開采時的威脅程度。本段（O2f1）厚50～72.79m，巖性由泥灰?guī)r、泥質(zhì)灰?guī)r、灰?guī)r、白云質(zhì)灰?guī)r、灰質(zhì)白云巖和角礫狀泥灰?guī)r互層組成，裂隙不發(fā)育，多被泥質(zhì)充填，透水性弱，具有一定的相對隔水作用，劃分為隔水層。 ③奧灰水補給、徑流、排泄 奧灰水的補給來源主要有大氣降水、區(qū)域性側(cè)向補給、地表水。奧灰水的排泄在韓城大斷裂受阻而循環(huán)滯緩，部分沿此斷裂破碎帶上升到一定層位直接補給上盤透水層，最終排泄到黃河；井巷系統(tǒng)的奧灰出水點也是奧灰水的人工排泄渠道。 3）礦井涌水量大小 充水主要來源有三個方面，一是煤系地層中的砂巖裂隙水；二老窯積水，三是奧灰?guī)r巖溶裂隙水。桑樹坪礦井正常涌水量532 m3/h，最大涌水量589.7 m3/h。 1.3煤層特征 1.3.1煤層概況 桑樹坪井田總體構(gòu)造格架為一走向NNE， 傾向N W的單斜構(gòu)造， 煤層傾角3～8°。主要含煤地層為上石炭統(tǒng)太原組和下二疊統(tǒng)山西組，共含煤十余層，可采煤層三層，分別為2號、3號及11號煤層。其中2號煤層屬局部可采的極不穩(wěn)定薄煤層，3號、11號煤層分別為主要可采的較穩(wěn)定的厚及中厚煤層。 表1-1 可采煤層厚度、間距及穩(wěn)定性評價表 煤層 統(tǒng)計范圍 統(tǒng)計點數(shù) 煤層厚度（m） 煤層間距（m） Km γ% 穩(wěn)定性 最小 最大 平均 最小 最大 平均 點數(shù) 2號 全井 143 0 1.70 0.70 6.10 25.0 15.0 125 0.46 48.9 不穩(wěn)定 3號 全井 156 0.7 19.1 6.28 1.00 44.1 較穩(wěn)定 43.6 88.9 58.6 132 11號 全井 152 0.24 10.0 3.37 0.98 41.4 較穩(wěn)定 1）2號煤層 位于山西組中上部，為井田最上一層局部可采煤層，煤層厚度從0.18~2.45m，平均0.97m。結(jié)構(gòu)簡單，一般不含夾矸。南部較厚，北部較?。恢胁枯^厚，淺部和深部較薄。雖不穩(wěn)定，但在可采區(qū)范圍內(nèi)煤層厚度變化并不是很大。 2）3號煤層 3號煤層位于山西組中下部，煤厚0.2~20.4m，可采厚度平均為6.24m。煤層結(jié)構(gòu)較為簡單，不含矸的鉆孔占66.0%，含一層矸者占22.0％，含二層矸者占12％，上層矸平均厚0.25m，下層矸平均厚0.34m。井田北部和南部煤厚相對較小，但變化幅度不大，煤厚比較穩(wěn)定，井田中部煤層厚度較大，變化也大。屬較穩(wěn)定煤層。 3）11號煤層 11號煤層位于太原組中下部，為太原組唯一可采煤層。該煤層厚度大多在2~5m之間，比較穩(wěn)定。11號煤層共含矸三層，上、下夾矸較普遍，中層夾矸零星分布。厚度變化不大，北部煤層穩(wěn)定性好，南部差；深部和淺部煤層穩(wěn)定性好，中部差。 1.3.2煤層開采技術條件 1）頂?shù)装鍘r性特征 1、頂板巖性特征 3號煤層的主要頂板類型為泥巖、砂質(zhì)泥巖頂板和粉砂巖頂板，局部為砂巖頂板。泥巖、砂質(zhì)泥巖頂板一般厚1～3m，平均2.34m。具水平層理，節(jié)理、裂隙不發(fā)育，巖石不易破碎。粉砂巖頂板一般厚1～7m，平均4.72m，以粗粒粉砂巖為主，具斜層理及緩波狀層理，結(jié)構(gòu)致密，抗壓強度為313～338kg/cm2，抗拉強度120kg/cm2，抗剪強度230kg/cm2，普氏系數(shù)8.12。泥巖、砂質(zhì)泥巖與粉砂巖頂板，比較堅固，易冒落，方便管理；砂巖頂板巖性堅硬，不易破碎，穩(wěn)定性好。 2、底板巖性特征 3號煤層直接底板大多以石英砂巖為主，一般厚1～3m，粉砂巖底板為次，局部地帶以黑色團塊狀構(gòu)造的泥巖及砂質(zhì)泥巖為主，偶見有炭質(zhì)泥巖偽底。粉砂、細砂及中砂巖抗壓強度641kg/cm2，抗剪強度251kg/cm2，吸水率0.32％，普氏系數(shù)6.76。（插圖1.3.） 圖1.3綜合柱狀圖 2）瓦斯 礦井絕對瓦斯涌出量最小值4.10m3/min，最大值達23.00m3/min。相對瓦斯涌出量最小值17.1m3/t，最大值達53.3m3/t。瓦斯涌出量變化很大，為高沼氣礦井。 表1-2 桑樹坪井田主要可采煤層自然瓦斯成分統(tǒng)計表 埋深 煤層 100～200 200～300 300～400 CH4 CO2 N2 CH4 CO2 N2 CH4 CO2 N2 3號 33.95 （2） 3.93 （2） 62.12 （2） 64.65 （2） 7.72 （2） 27.63 （2） 79.16 （8） 5.16 （8） 15.68 （8） 2） 煤的自燃及煤塵爆炸 勘探結(jié)果表明，3號煤層存在煤塵爆炸性危險，且被鑒定為不易自燃發(fā)火煤層。 表1-3 桑樹坪煤礦勘探階段煤塵爆炸性鑒定報告表 煤層號 采樣地點 工業(yè)分析（%） 爆炸性試驗 爆炸性結(jié)論 水分 Mad 灰分 Ad 揮發(fā)分Vdaf 火焰長度 公分 巖粉量（%） 3號 89號孔 1.62 10.94 14.04 10 50 有爆炸性危險 3號 桑樹坪礦 23.00 30 60 有爆炸性危險 表1-4 桑樹坪煤礦煤炭自燃傾向鑒定報告表 項目 煤層號 鑒定單位：撫順煤科分院 采樣日期：95年10月 鑒定日期：95年11月 采樣地點 水分% Mad 灰分% Ad 揮發(fā)分% Vdaf 全硫% St,d 真密度g/cm3 TRD 吸氧量 ml/干煤 自燃傾向等級 3號 平峒2306采面 0.54 11.99 18.34 0.44 1.44 0.56 不易自燃 3號 北二5306面 0.75 10.45 17.38 0.22 1.44 0.67 不易自燃 3號 南一3309面 0.60 8.05 17.35 1.42 1.42 0.88 不易自燃 3） 地溫 本區(qū)煤系及上覆地層平均地溫梯度1.83℃/百米，恒溫帶深度38m，恒溫帶溫度15℃。據(jù)此推測本井田內(nèi)當煤層埋藏深度在800m左右時，有出現(xiàn)一級熱害的可能。 4） 其他有害氣體 11號煤層硫分含量高，在生產(chǎn)中可能產(chǎn)生大量H2S氣體，應加強H2S的管理。3號未發(fā)現(xiàn)有害氣體。 6）地壓 本區(qū)煤層埋藏較淺，地壓較小，無異常地壓。 1.4煤質(zhì)、煤類與煤的用途 1）可采煤層的煤質(zhì)特征 各可采煤層的煤質(zhì)分析綜合成果詳見表1-5，1-6。 表1-5 主采煤層煤質(zhì)分析綜合成果表 煤層號 原煤工業(yè)分析 Mad (%) Ad (%) Vdaf (%) Qb，d (MJ/kg) Qb，ad (MJ/kg) Qnet，daf (MJ/kg) 焦渣特征 3號 0.01~12.9 7.41~37.38 12.01~22.48 22.24~33.03 16.93~32.03 31.00~34.77 2-5 1.00(140) 20.29(127) 16.57(130) 28.85(53) 25.94(39) 33.40(21) 續(xù)表1-6 煤層號 精煤工業(yè)分析 煤質(zhì)牌號 備注 Mad(%) Ad(%) Vdaf(%) Y(mm) 3號 0.38~4.43 3.81~15.14 11.17~18.53 0~28.00 SM、PM 1.16(107) 7.90(107) 14.27(107) 1.17(65) 2）煤的變質(zhì)程度及煤種牌號 本井田的煤均以區(qū)域變質(zhì)作用為主，全為高變質(zhì)煙煤。變質(zhì)程度具有由淺至深逐漸增加的規(guī)律，在垂向上和橫向上均是如此。比如，2號煤層在井田西南淺部地區(qū)為瘦煤2號，中深部絕大部分地區(qū)為瘦煤1號，東北深部地區(qū)有少量貧煤存在。3號煤層在井田西南淺部地區(qū)以瘦煤1號為主，有少量瘦煤2號存在，其余井田大部分中深部地區(qū)全為貧煤。11號煤層基本上全為貧煤，僅在井田西南淺部有少量瘦煤1號存在。 1.5煤質(zhì)評價及其用途 1、2號煤層 該煤層屬中-低灰、特低硫，粘結(jié)性好的煤種，灰熔點高，發(fā)熱量大，可選性良好。其中瘦煤2號經(jīng)鐵箱測定，焦炭粒度、抗碎性、耐磨性均好。瘦煤1號煤質(zhì)良好，同瘦煤2號一樣，可作為良好的配焦用煤。井田深部的貧煤，按其指標，是很好的動力用煤。 2、3號煤層 該煤層屬低-中灰、特低-低硫、灰熔點高，發(fā)熱量大，可選性良好的煤種。淺部的瘦煤1號，經(jīng)有關部門采樣，按一定配比，與鄰區(qū)的肥、焦煤摻合，進行半工業(yè)試驗，可獲得質(zhì)量良好的冶金焦，因此，可作煉焦配煤。中深部的貧煤硫分低，發(fā)熱量大，灰熔點高，灰分低至中等，是理想的動力用煤。如果條件允許，井田深部的高變質(zhì)貧煤，尚可考慮作化工用煤。 3、11號煤層 該煤層屬富-中灰、富硫-高硫、高灰熔點，高發(fā)熱量煤種。中等可選—易選。經(jīng)洗選后，灰分和硫分均有所降低。但因硫分以有機硫為主，脫除率不高。因此，只能考慮作動力用煤，尤其適合火力發(fā)電。 1.6煤層的風氧化情況 在井田西南部的煤層露頭處，各煤層均遭受了不同程度的風氧化，以至露頭附近的煤層煤質(zhì)變差，灰分、水分含量明顯高于正常煤，而發(fā)熱量明顯低于正常煤。煤層露頭附近小煤窯分布十分普遍，小煤窯破壞邊界線一般均已位于正常煤層內(nèi)，未專門圈定風氧化帶界限。 1.7煤的力學性質(zhì) 2003年，桑樹坪煤礦委托陜西省煤田地質(zhì)局綜合試驗室對桑樹坪煤礦主采煤層進行了煤的力學性測試，其測試結(jié)果詳見表1-7。 表1-7 桑樹坪礦煤的力學性質(zhì)測試成果表 地點 南一采區(qū)3309（中）北部工作面運順 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.36 1.34 8.2 1.02 1.46 4 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 5.32 5.97 0.34 36.0 0.113 0.172 5.48 0.150 7.10 0.254 地點 平二采區(qū)2108回順 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.50 1.48 3.3 0.47 1.53 4 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 2.78 3.25 0.20 36.5 0.191 0.268 3.41 0.295 3.51 0.318 地點 平二采區(qū)好冀聯(lián)巷 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.45 1.44 6.5 0.47 1.54 4 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 1.60 1.96 0.34 36.0 0.053 0.089 1.68 0.105 2.60 0.109 地點 北一采區(qū)4320回順 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.64 1.63 2.4 0.67 1.67 2 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 2.18 2.27 0.28 36.0 0.239 0.356 2.25 0.265 2.37 0.564 地點 南一采區(qū)3313進斜平臺 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.44 1.39 4.1 0.89 1.45 3 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 3.40 3.76 0.40 35.0 0383 0.429 3.60 0.437 4.28 0.468 續(xù)表1-8 桑樹坪礦煤的力學性質(zhì)測試成果表 地點 北一采區(qū)43.52工作面 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.37 1.36 2.9 0.98 1.40 2 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 1.54 2.36 0.26 36.0 0.029 0.076 2.54 0.058 3.00 0.140 地點 平二采區(qū)2307工作面 天然容重（g/cm3） 干容重（g/cm3） 孔隙率 含水率(%) 比重 硬度 1.31 1.30 6.5 0.71 1.39 2 單軸抗壓強度（mpa） 天然抗剪指標 天然抗拉強度（mpa） 組 平均 C（mpa） Ψ 組 平均 1.59 2.33 0.20 36.0 0.027 0.065 1.77 0.056 3.63 0.113 2 井田境界和儲量 2.1 井田境界 2.1.1 井田四周境界及其確定依據(jù) 在煤田劃分為井田時，要保證各井田有合理的尺寸和境界，使煤田各部分都能得到合理的開發(fā)。煤田范圍劃分為井田的原則為： （1）井田范圍內(nèi)的儲量，要與煤層賦存情況、開采條件和礦井生產(chǎn)能力相適應； （2）保證井田有合理尺寸； （3）充分利用自然條件進行劃分，如地質(zhì)構(gòu)造（斷層）等； （4）合理規(guī)劃礦井開采范圍，處理好相鄰礦井間的關系 2.1.2井田范圍 桑樹坪礦井田，東部以200m的等高線為界，西及西南部以龍骨嶺正斷層為邊界，北部為人為邊界，南部以鑿開河為邊界，井田南北走向長度7.01公里,東西最大傾斜長2.36公里，全井田總面積為14.82平方公里。開采深度標高為200～400m。井田境界圖如圖2.1 圖2.1井田境界圖 2.2礦井儲量 2.2.1礦井儲量 根據(jù)對煤礦床的勘探，研究程度和煤炭工業(yè)建設的需要，將煤炭儲量劃分為A、B、C三級。 由于本礦井煤質(zhì)穩(wěn)定，煤類較多，水文地質(zhì)條件復雜，煤系中有巖漿巖破壞活動，因此儲量級別的劃分主要依據(jù)對地質(zhì)構(gòu)造和煤層的控制、研究程度。鄰近不可采邊界的塊段均不圈定高級儲量；斷層煤柱不圈定高級儲量，一律降為C級儲量；對難以開采的小而孤立的塊段，不圈定儲量，不進行單獨計算。 2.2.2工業(yè)儲量計算 本礦只采3號煤。 地質(zhì)塊段法就是根據(jù)一定的地質(zhì)勘探或開采特征，將礦體劃分為若干塊段，在圈定的塊段法范圍內(nèi)可用算術平均法求得每個塊段的儲量。煤層總儲量即為各塊段儲量之和，每個塊段內(nèi)至少應有一個以上的鉆孔。 煤層儲量的計算公式為： 塊段的面積S必須采用真面積（即煤層斜面積）。用煤層底板等高線上的水平投影面積換算成真面積。 S=???? ??????????? (公式2-1) Qn=SnMnn? (公式2-2) 式中：s—真面積，m2; —水平投影面積，m2 ; —煤層傾角，采用塊段內(nèi)的平均傾角，（。） Q=Q1+Q2+Q3++Qn? 煤層厚度M應采用其厚度的平均值，即根據(jù)計算面積內(nèi)各見煤點的厚度，均換算成真厚度（垂直層面方向的厚度），而后用算術平均法進行計算。 Mi= (公式2-3) 式中：Mi —煤層真厚度的平均值，m； n—參加計算的見煤點數(shù)（地段中的鉆孔數(shù)） M1+M2+M3+……+Mn—該地段中各見煤點的煤層真厚度，m； 根據(jù)地質(zhì)勘探情況，將礦體劃分為3個塊段（見圖2.2），在各塊段范圍內(nèi)，用算術平均法求得每個塊段的儲量，煤層總儲量之和。3煤層儲量計算表見2-1 圖2.2 塊段劃分 表2-1 桑樹坪礦3#煤儲量計算表 塊段投影 面積(M2) 平均傾 角(°) 塊段實際 面積(M2) 平均厚 度(M) 煤層容 重(T/M3) 塊段儲 量(MT) 5076111.76 6 5104072.40 6 1.44 44.0991 4466303.68 4 4477209.94 6 1.44 38.6831 4963539.45 9 5025410.49 6 1.44 43.4195 14505954.89 14606692.83 126.2017 2.3礦井可采儲量 2.3.1煤柱的留設 礦井可采儲量=（礦井工業(yè)儲量-永久煤柱損失）×礦井回收率。 計算礦井可采儲量時，必須要考慮以下?lián)p失： （1）工業(yè)廣場保護煤柱； （2）井田境界煤柱損失； （3）采煤方法所產(chǎn)生的煤柱損失和斷層煤柱損失； （4）建筑物、河流、鐵路等壓煤損失； （5）其他損失。 本井田中永久煤柱損失主要有：工業(yè)廣場保護煤柱、井田境界煤柱損失、村莊保護煤柱和斷層保護煤柱等。 根據(jù)范各莊礦周圍礦井實際經(jīng)驗和依據(jù)《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱與壓煤開采規(guī)程》之相關條款規(guī)定，部分煤柱的留設方法如下，見表2-2。 表2-2 煤柱留設方法 名 稱 留 設 方 法 工業(yè)廣場 根據(jù)《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱與壓煤開采規(guī)程》第72條：工業(yè)廣場維護帶寬度為15m 井田邊界 邊界煤柱50m 斷 層 斷層煤柱每側(cè)20m 大 巷 大巷煤柱每側(cè)30m 1）邊界煤柱可按下列公式計算 (公式2-4) 式中：Z——邊界煤柱損失量； L——邊界長度； b——邊界寬度； M——煤層厚度； R——煤的容重。3煤層1.44t/m3 邊界煤柱損失計算統(tǒng)計如表2-3。 1).工業(yè)廣場煤柱留設 根據(jù)《煤炭工業(yè)設計規(guī)范》，工業(yè)場地占地指標如表2-4。 表2-4 工業(yè)場地占地指標 井 型 大 型 井 公頃/0.1Mt 中 型 井 公頃/0.1Mt 小 型 井 公頃/0.1Mt 占地指標 0.80～1.10 1.30～1.80 2.00～2.50 注：(1).占地指標中包括圍墻內(nèi)鐵路站線的占地面積； (2).井型小的取大值，井型大的取小值； (3).在山區(qū)，占地指標可適當增加； (4).附近礦井有選煤廠時，增加的數(shù)值為同類礦井占地面積的30～40%； (5).占地指標單位中的0.1Mt指礦井的年產(chǎn)量。 工業(yè)場地的布置應結(jié)合地形、地物、工程地質(zhì)條件及工藝要求，做到有利生產(chǎn)，方便生活，節(jié)約用電。根據(jù)上述規(guī)定，本井田工業(yè)場地占地面積S取值如下： S=0.80×120/10=9.6公頃=96000 m2 所以初步設定工業(yè)廣場為長方形長邊為350m，短邊為300m。本礦井地質(zhì)條件及沖擊層和基巖移動角見表2-5。 表2-5 巖層移動角 廣場中心深度 煤層傾角 煤層厚度 沖積層厚度 Φ δ γ β m ° m m ° ° ° ° 330 4 6 133 45 75 75 75 用作圖法求出工業(yè)廣場保護煤柱量，工業(yè)廣場保護煤柱留設見圖2-3。 由此根據(jù)上述已知條件，畫出如圖2.3所示的工業(yè)廣場保護煤柱的尺寸，并由圖可得出保護煤柱的尺寸為： Si=梯形面積=(上寬+下寬)×高/（2×cos4°） ?。ü?-5） 工業(yè)廣場的煤柱量為： Zi=S×M×R （公式2-6） 式中：Zi——工業(yè)廣場煤柱量； S——工業(yè)廣場面積； M——煤層厚度； R——煤的容重。 則：Z=2.8582Mt 永久煤柱損失如表2-6所示。 表2-6 保護煤柱損失量 煤柱類型 儲量/Mt 井田邊界保護煤柱 2.430 工業(yè)場地保護煤柱 2.8582 井筒保護煤柱 0 大巷保護煤柱 7.329 合計 12.6202 圖2-3 垂線法計算工業(yè)廣場保護煤柱邊界示意圖 2.3.2可采儲量計算 礦井的回收率沒有具體規(guī)定，一般為不低于60%，結(jié)合本礦實際情況，為了充分利用煤炭資源，礦井回收率取80%。經(jīng)計算礦井工業(yè)儲量為126.2017Mt，全礦永久煤柱損失為12.6202Mt，則 礦井可采儲量=(126.2017-12.6202)×0.80=90.8652Mt 3 礦井工作制度、設計生產(chǎn)能力及服務年限 3.1礦井工作制度 由《煤炭工業(yè)礦井設計規(guī)范》第223條規(guī)定，礦井的設計生產(chǎn)能力按330d計算，礦井設計年工作日330d。 3.1.1礦井工作制度的確定 礦井工作制度設計采用“三八”工作制，即二班采煤，一班準備，每班凈工作時間為8h。 3.1.2礦井每晝夜凈提升小時數(shù)的確定 按照《煤炭工業(yè)礦井設計規(guī)范》規(guī)定：礦井每晝夜凈提升時間16h。這樣充分考慮了礦井的富裕系數(shù)，防止礦井因提升能力不足而影響礦井的增產(chǎn)或改擴建。因此本礦設計每晝夜凈提升時間為16h。 3.2礦井設計生產(chǎn)能力及服務年限 3.2.1確定依據(jù) 《煤炭工業(yè)礦井設計規(guī)范》第2.2.1條規(guī)定：礦井設計生產(chǎn)能力應根據(jù)資源條件、外部建設條件、回采對煤炭資源配置及市場需求、開采條件、技術裝備、煤層及采煤工作面生產(chǎn)能力、經(jīng)濟效益等因素，經(jīng)多方案比較后確定。 礦區(qū)規(guī)?？梢罁?jù)一下條件確定： （1）資源情況：煤層地質(zhì)條件簡單，儲量豐富，應加大礦區(qū)規(guī)模，建設大型礦井。井田地質(zhì)條件復雜，儲量有限，則礦區(qū)的規(guī)模定的不能太大。 （2）開發(fā)條件：包括礦區(qū)所在的地理位置、交通、用戶、供電、供水、建設材料及勞動力來源等。條件好者，應加大開發(fā)強度和礦區(qū)規(guī)模；否則應該縮小規(guī)模。 （3）國家需求：對國家煤炭需求量（包括煤種、煤質(zhì)、產(chǎn)量等）的預測是確定礦區(qū)規(guī)模的一個重要依據(jù)。 （4）投資效果：投資少、工期短、生產(chǎn)成本低、效率高、投資回收期短的應加大礦區(qū)規(guī)模，反之則縮小規(guī)模。 3.2.2礦井生產(chǎn)能力的確定 由于井田范圍較大，煤炭儲量豐富，地質(zhì)構(gòu)造較簡單，煤層生產(chǎn)能力大，開采技術條件好，初步確定礦井生產(chǎn)能力為1.2Mt/a。 3.2.3礦井及第一水平服務年限的核算 礦井的服務年限必須與井型相適應。 礦井可采儲量Zk、設計生產(chǎn)能力Ａ和礦井服務年限Ｔ三者之間的關系為： （公式3-1） 式中：T——礦井的服務年限，a； Zk——礦井的可采儲量，Mt； K——礦井儲量備用系數(shù)，取K=1.3； A——礦井設計生產(chǎn)能力，Mt/a。 由第二章計算結(jié)果可知：礦井可采儲量為90.8652Mt，則礦