渦北煤礦1.80Mta新井設計含5張CAD圖-采礦工程.zip

渦北煤礦1.80Mta新井設計含5張CAD圖-采礦工程.zip,煤礦,1.80,Mta,設計,CAD,采礦工程 Analytical models for rock bolts.C.L*,StillborgAbstractThree 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. IntroductionRock 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 offully grouted rock bolts in a deformed rock formation. Bjonfot and Stephanssons 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 reasonAxial stress on steel bar(MPa)(a)5Decoupled10 sectionb5a1(b)51525Distance to borehole collar(cm)2001501005050200Axial stress (MPa)Distance to borehole collar(cm)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 Chens 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 rockWindsor 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. Concluding remarksAn 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構，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。(a)15(b)50200200錨桿的軸向應力（MPa）耦合階段10b150100軸向應力(MPa)550a51525距鉆孔口的距離(cm)距鉆孔口的距離(cm)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)結作用。由于上面所提到的內(nèi)部固定物的構成不同，Windsor 把目前的加固設施分為了三大類：“連續(xù)機械聯(lián)結（CMC）”，“連續(xù)摩擦聯(lián)結（CFC）”，“非連續(xù)機械或者摩擦聯(lián)結（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)結力和摩擦力構成了其接觸面的強度。3、結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。任務書任 務 下 達 日 期 ： 2 0XX 年 1 月 8 日畢業(yè)設計日期：20XX 年 3 月 12 日 至 20XX 年 6 月 8 日畢業(yè)設計題目：渦北煤礦 1 . 8 0 M t/ a 新井設計畢業(yè)設計專題題目：高瓦斯礦井瓦斯抽放系統(tǒng)研究畢業(yè)設計主要內(nèi)容和要求：以實習礦井渦北煤礦條件為基礎，完成渦北煤礦 1.80Mt/a 新井設計。主要內(nèi)容包括：礦井概況、礦井工作制度及設計生產(chǎn)能力、井田開拓、首采區(qū) 設計、采煤方法、礦井通風系統(tǒng)、礦井運輸提升等。結合煤礦生產(chǎn)前沿及礦井設計情況，撰寫一篇關于高瓦斯礦井瓦斯抽放 系統(tǒng)研究的專題論文。完成與采礦有關的科技論文翻譯一篇，題目為“Analytical models for rock bolts”，論文 3763 字符。院長簽字：指導教師簽字：摘要本設計包括三個部分：一般設計部分、專題設計部分和翻譯部分。一般部分為渦北煤礦 1.8 Mt/a 的新井設計。渦北煤礦位于安徽省渦陽境內(nèi)，交通十分便利。井田走向（南北）長平均約 6 km，傾向（東西）長平均約 3.2km，井田水平面積為19 km2。主采煤層兩層，即 81、82 號煤層，平均傾角 23，平均厚度分別為 3.96 m 和 8.70m。井田工業(yè)儲量為 233.60 Mt，可采儲量 126.60Mt，礦井服務年限為 50.24 a。井田地質(zhì)條件簡單。表土層平均厚度 32 m；礦井正常涌水量為 420 m3/h，最大涌水量為 860 m3/h；煤層硬度系數(shù) f=23，煤質(zhì)牌號為 JM；礦井絕對瓦斯涌出量為 7.50m3/min，屬低瓦斯礦井；煤層無自燃發(fā)火傾向，煤塵具有爆炸危險性。根據(jù)井田地質(zhì)條件，提出四個技術上可行開拓方案。方案一：立井兩水平開采，暗斜井延深，一水平設在-700 m，二水平設在-1000m；方案二：立井兩水平開采，立井延深， 一、二水平分別設在-700 m 和-1000m；方案三：立井三水平開采，立井延伸，分別設在-600m、-800m 和-1000m；方案四：立井三水平開采，暗斜井延伸，分別設在-600 m、-800m 和-1000m。通過技術經(jīng)濟比較，最終確定方案一為最優(yōu)方案。將主采煤層劃分為兩個水平， 一水平標高-700 m，二水平標高-1000m。設計首采區(qū)采用采區(qū)準備方式，工作面長度 220 m，采用一次采全高采煤法，全部跨落法處理采空區(qū)。礦井采用“四六”制作業(yè)，三班生產(chǎn)，一班檢修。生產(chǎn)班每班 2 個循環(huán)，日進 6 個循環(huán)，循環(huán)進尺 0.6 m，日產(chǎn)量 4233.66 t。大巷采用帶式輸送機運煤，輔助運輸采用架線式電機車牽引 1.5 t 固定箱式小礦車。主井裝備兩套 20t 異卸載多繩摩擦式雙箕斗提煤，副井裝備兩套 1.5t 雙層寬罐籠帶平衡錘擔負輔助運輸任務。礦井采用中央并列式通風。通風容易時期礦井總需風量 6673.8 m3/min， 礦井通風總阻力 996.2Pa，風阻 0.061Ns 2/m8，等積孔 4.80 m2，礦井通風容易。礦井通風困難時期礦井總風量 6673.8 m3/min，礦井通風總阻力 2799.77 Pa，風阻 0.172 Ns 2/m8，等積孔 2.86m2，礦井通風中等困難。設計礦井的工作面噸煤成本 32 元/t。專題部分題目是高瓦斯礦井瓦斯抽放系統(tǒng)研究。翻譯部分是一篇關于錨桿的分析模型的論文，英文原文題目為：Analytical models for rock bolts。關鍵詞：立井；大采高；雙巷掘進；中央并列式ABSTRACTThis design can be divided into three sections: general design, monographic study and translation of an academic paper.The general design is about a 1.8 Mt/a new underground mine design of Guobei coal mine. Guobei coal mine lies in Guoyang, Anhui province. The traffic is very convenient. Its about6 km on the strike and 3.2 km on the dip, with the 19 km2 total horizontal area. The minable coal seam of this mine is 81 and 82 with an average thickness of 3.96 m and 8.70m. The average dip is 23. The proved reserves of this coal mine are 233.60 Mt and the minable reserves are 126.60 Mt, with a mine life of 50.24 a. The geological condition of the mine is relatively simple. The normal mine inflow is 420m3/h and the maximum mine inflow is 860 m3/h. It is bituminous coal with low mine gas emission rate and no coal spontaneous combustion tendency, and its a coal seam liable to explosion.Based on the geological condition of the mine, I bring forward four available project in technology. The first is vertical shaft development with two mining levels and the extension of inclined shaft from -700m to -1000 m; thr second is vertical shaft development with two mining levels and the extension of vertical shaft from -700m to -1000 m; the third is vertical shaft development with three mining levels(-600m、-800m、-1000m) and the extension of inclined shaft; the last is vertical shaft development with three mining levels(-600m 、 -800m 、 -1000m) and the extension of vertical shaft. The first project is the best comparing with other three project in technology and economy. The first level is at -700 m, and the second level is at -1000 m.Designed first mining district makes use of the method of preparation in mining area, the length of working face is 220 m, which uses fully-mechanized coal mining technology, and fully caving method to deal with goaf. The working system is “four-sixt”,with three teams mining, and the other overhauling. Every mining team makes three working cycle, with six working cycle everyday. Advance of working cycle is 0.6 m, and quantity of 4233.66 ton coal is makedeveryday.Main roadway makes use of belt conveyor to transport coal resource, and mine car to be assistant transport. Main shaft makes use of skip to transport coal resource, when subsidiary shaft makes use of cage to be assistant transport. In the prophase of mining the mine makes use of centralized ventilation method,when in the evening of mining the mine makes use of areas ventilation method. At the easy time of mine ventilation, the total air quantity is 6673.8 m3 per minute, the total mine ventilation resistance is 996.2 Pa, the coefficient of resistance is 0.061 Ns 2/m8, equivalent orifice is 4.80 m2. At the difficult time of mine ventilation, the total air quantity is about 6673.8 m3 per minute, the total mine ventilation resistance is 2799.77 Pa, the coefficient of resistance is 0.172 Ns 2/m8, equivalent orifice is 2.86 m2. The cost of the designedmine face is 32 yuan per ton.The monographic study is High-gas coal mine gas drainage system.The translated academic paper is about Analytical models for rock bolts.Keywords：shaft ; large mining height ; double thunnel drivage ; centralized juxtapose ventilation.目錄一般設計部分1 井田概況及地質(zhì)特征11.1 .井田概況11.1.1 .交通位置11.1.2 .地貌水系11.1.3.氣 象11.1.4.地 震11.1.5 .礦區(qū)內(nèi)工農(nóng)業(yè)生產(chǎn)、建筑材料等概況11.1.6 .區(qū)域電源21.1.7.水源21.2. 地質(zhì)特征31.2.1 .地質(zhì)構造31.2.2 .煤層與煤質(zhì)51.2.3 .其它開采技術條件52 井田境界和儲量102.1. 井田境界102.2. 礦井工業(yè)儲量102.2.1 .勘查方法、勘查類型及勘查工作布置原則102.2.2 .儲量計算原則102.2.3 .儲量計算112.3. 可采儲量133 礦井設計生產(chǎn)能力及服務年限153.1. 礦井工作制度153.2. 礦井設計生產(chǎn)能力及服務年限153.2.1. 確定依據(jù)153.2.2. 礦井設計生產(chǎn)能力153.2.3. 礦井服務年限154 井田開拓174.1. 井田開拓的基本問題174.1.1. 確定井筒形式、數(shù)目、位置及坐標174.1.2. 工業(yè)場地的位置194.1.3. 開采水平的確定及采盤區(qū)的劃分194.1.4. 主要開拓巷道194.1.5. 方案比較194.2. 礦井基本巷道244.2.1.井筒244.2.2. 井底車場及硐室284.2.3. 主要開拓巷道295 準備方式采區(qū)巷道布置335.1. 煤層地質(zhì)特征335.1.1. 采區(qū)位置335.1.2. 采區(qū)煤層特征335.1.3. 煤層頂?shù)装鍘r石構造情況335.1.4. 水文地質(zhì)335.1.5. 地質(zhì)構造335.2. 采區(qū)巷道布置及生產(chǎn)系統(tǒng)335.2.1. 采區(qū)準備方式的確定335.2.2. 采區(qū)巷道布置345.2.3. 采區(qū)生產(chǎn)系統(tǒng)355.2.4. 采區(qū)內(nèi)巷道掘進方法365.2.5. 采區(qū)生產(chǎn)能力及采出率365.3. 采區(qū)車場選型設計376 采煤方法386.1. 采煤工藝方式386.1.1. 采區(qū)煤層特征及地質(zhì)條件386.1.2. 確定采煤工藝方式386.1.3. 回采工作面參數(shù)386.1.4. 回采工作面破煤、裝煤方式396.1.5. 回采工作面支護方式406.1.6. 端頭支護及超前支護方式426.1.7. 各工藝過程注意事項436.1.8. 回采工作面正規(guī)循環(huán)作業(yè)446.2. 回采巷道布置466.2.1. 回采巷道布置方式466.2.2. 回采巷道參數(shù)467 井下運輸487.1.概述487.1.1. 礦井設計生產(chǎn)能力及工作制度487.1.2. 煤層及煤質(zhì)487.1.3. 運輸距離和貨載量487.1.4. 礦井運輸系統(tǒng)487.2. 采區(qū)運輸設備選擇497.2.1. 設備選型原則：497.2.2. 采區(qū)運輸設備選型及能力驗算497.3. 大巷運輸設備選擇517.3.1. 主運輸大巷設備選擇517.3.2. 輔助運輸大巷設備選擇518 礦井提升548.1. 礦井提升概述548.2. 主副井提升548.2.1. 主井提升548.2.2. 副井提升569 礦井通風及安全589.1. 礦井通風系統(tǒng)選擇589.1.1. 礦井概況589.1.2. 礦井通風系統(tǒng)的基本要求589.1.3. 礦井通風方式的確定589.1.4. 主要通風機工作方式選擇599.1.5. 采區(qū)通風系統(tǒng)的要求609.1.6. 工作面通風方式的選擇609.1.7. 回采工作面進回風巷道的布置619.2. 礦井風量計算619.2.1. 工作面需風量計算619.2.2. 備用面需風量的計算629.2.3. 掘進工作面需風量629.2.4. 硐室需風量639.2.5. 其它巷道所需風量649.2.6. 礦井總風量649.2.7. 風量分配649.3. 礦井阻力計算659.3.1. 礦井最大阻力路線659.3.2. 礦井通風阻力計算669.3.3. 礦井通風總阻力679.3.4. 兩個時期的礦井總風阻和總等積孔689.4. 選擇礦井通風設備699.4.1. 選擇主扇699.4.2. 電動機選型709.5. 安全災害的預防措施709.5.1. 預防瓦斯和煤塵爆炸的措施709.5.2. 預防井下火災的措施719.5.3. 防水措施7110 設計礦井基本技術經(jīng)濟指標73專題部分高瓦斯礦井瓦斯抽放系統(tǒng)研究75摘 要751.緒論7510.1. 瓦斯及瓦斯事故7510.2. 瓦斯災害的治理對策7610.3. 國內(nèi)外研究現(xiàn)狀762. 瓦斯賦存及運移規(guī)律分析772.1. 瓦斯吸附解吸特征772.2. 瓦斯在煤層中的運移規(guī)律782.3. 瓦斯在煤層中的流動規(guī)律783. 瓦斯抽放方法793.1. 抽放瓦斯原則793.2. 影響瓦斯抽放方法選擇的因素803.3. 瓦斯抽放方法的抽放率及其適用條件804. 影響抽放管網(wǎng)系統(tǒng)的抽放效果的因素814.1. 國內(nèi)礦井瓦斯抽放率低的原因分析814.2. 提高礦井瓦斯抽放率的途徑835. 抽放管網(wǎng)系統(tǒng)的優(yōu)化管理技術895.1. 礦井抽放系統(tǒng)的可行性分析895.2. 積極改造抽放系統(tǒng)提高系統(tǒng)能力905.3. 建立合理有效的瓦斯抽放管路監(jiān)測系統(tǒng)915.4. 建立合理有效的管理制度926. 結論與展望946.1. 結論946.2. 前景展望94翻譯部分ANALYTICAL MODELS FOR ROCK BOLTS96Abstract961. Introduction962. Coupling between the bolt and the rock983. Concluding remarks98錨桿的分析模型99摘要：991、前言992、錨桿和巖石的聯(lián)結1003、結論101參考文獻102致謝103一般部分1井田概況及地質(zhì)特征1.1. 井田概況1.1.1. 交通位置渦北井田位于淮北平原西部，行政區(qū)劃屬安徽省渦陽縣管轄。井田中心南距渦陽縣城 4km，地理坐標東徑 11609581161245，北緯 333053333448。井田東西寬約 3.2km，南北長約 6km，面積約 19km2。?。ㄏ└罚枺╄F路從井田東南約 3km 處通過，該線往東北經(jīng)符離集可接入津滬線，往西南經(jīng)阜陽可接入京九線。井田附近在濉阜鐵路上有渦陽和龍山兩個車站， 距井田中心分別為 5km 和 11km。區(qū)內(nèi)公路四通八達。渦陽永城公路縱貫井田東部，渦陽往阜陽、蚌埠、亳州、淮北、永城等鄰近市、縣均有公路相通。渦河是淮河的支流，距礦井工業(yè)場地最近處僅 2km，可通行 200t400t 級船。由渦河經(jīng)懷遠可進入淮河，還可經(jīng)洪澤湖于淮安轉(zhuǎn)入京杭運河進入長江。因此，本區(qū)地理位置優(yōu)越，交通運輸方便，礦井具備鐵路、公路和通航河流三種運輸條件。交通位置見圖 111。1.1.2. 地貌水系本區(qū)地勢平坦，地面標高+29.49+31.80m，地勢西北高東南低，地面村莊較多。渦河及其支流武家河為長年性河流，由西北向東南流徑井田西南部，渦陽縣城關渦河節(jié)制閘上游最高洪水位（1963 年 8 月 7 日）標高為+30.45m。區(qū)內(nèi)溝渠縱橫，均為人工開挖的灌溉溝渠，較大的渦新河長年有水。1.1.3. 氣 象本區(qū)屬季風暖溫帶半濕潤氣候，氣候溫和，四季分明。年平均氣溫 14.6，最高氣溫 41.2，最低氣溫24。最早凍結期為 11 月，最遲解凍為翌年 3 月，最大凍土深度為 0.19m。年平均風速為 3.2m/s，平均降雨量 811.8mm，雨季集中在 78 月份。春秋季多東北風，夏季多東東南風，冬季多北西北風。1.1.4. 地 震根據(jù)中國地震動參數(shù)區(qū)劃圖（GB183062001），本區(qū)地震烈度為度。1.1.5. 礦區(qū)內(nèi)工農(nóng)業(yè)生產(chǎn)、建筑材料等概況井田位于淮北平原西部，以農(nóng)業(yè)為主，工業(yè)欠發(fā)達。農(nóng)作物主要有小麥、大豆、紅薯、玉米等。井田 8 煤組賦存區(qū)內(nèi)共有大小村莊 22 個，其中初期移交采區(qū)范圍村莊 6 個， 共 1110 戶。投產(chǎn)工作面影響范圍需搬遷村莊 1 個，共 134 戶。礦井建設和生產(chǎn)期間應根據(jù)國家政策，有計劃的妥善處理征地和遷村事宜。礦井建設中的鋼材、木材、水泥等材料主要由外地供應，磚、瓦、砂、石等土產(chǎn)材料均可由當?shù)亟鉀Q。井田中心距渦陽縣城僅 4km，為本礦井建設和生產(chǎn)、居民生活等依托城市提供了便利條件。1.1.6. 區(qū)域電源本區(qū)電源充沛可靠。渦陽縣城南現(xiàn)有 220/110/35kV 區(qū)域變電所，其變壓器容量為 1 120MVA+1 90MVA ， 為雙回 路供 電方 式。設 計礦井 供電 電源引 自渦 陽縣城 南220/110/35kV 區(qū)域變電所，采用 35kV 向礦井供電，每回線路長約 14km。目前礦井供電線路已經(jīng)架設完畢并供電。1.1.7. 水源本區(qū)水源充足。根據(jù)現(xiàn)有水文地質(zhì)資料，新生界第一含水層富水性強，水質(zhì)較好，可作為礦井的生活水源。礦井水經(jīng)處理后，可作為礦井及選煤廠生產(chǎn)用水。經(jīng)渦陽縣水利局渦水政字200193 號文關于對淮北礦業(yè)有限公司關于渦北礦井取水許可預審請函的復函批準，同意日取水量 1200m3，基本可以滿足礦井生活用水量的需求。礦井投產(chǎn)后，正常排水量為每小時 420m3，遠大于礦井及選煤廠生產(chǎn)用水需求。1.2. 地質(zhì)特征1.2.1. 地質(zhì)構造1、地層本井田地層屬華北型沉積，含煤地層為石炭系、二疊系。地層特征見表 121。2、地質(zhì)構造渦北井田位于淮北煤田渦陽礦區(qū)的東北部，地處宿北斷裂、光武固鎮(zhèn)斷裂及夏邑 固始斷裂和豐渦斷裂所圍成的菱形塊內(nèi)。井田主體構造表現(xiàn)為一遭受斷層（塊）切割了的西傾單斜，明顯受到區(qū)域構造的制約。井田地質(zhì)構造復雜程度屬中等類型，局部中等偏復雜。（1）地層產(chǎn)狀及褶曲本區(qū)褶曲不甚發(fā)育，僅存在一些寬緩的波狀起伏，具體表現(xiàn)為： F22 斷層以東，地層走向近南北，傾角變化不大，一般在 27左右。F22 斷層以西，地層傾角則相對較為平緩，但沿走向有一定的變化。北部寬緩，地層走向近南北，地層傾角在 1121之間，一般在 17左右。自第 8 勘探線向南700m 水平以深及 F3 斷層以南的地段，地層傾角變陡，由 21逐漸變?yōu)?27，致使南部水平寬度減小，地層走向也逐步拐向東南方向。（2）斷層根據(jù)渦北井田勘探（精查）地質(zhì)報告，全區(qū)共發(fā)現(xiàn)斷層 54 條，除 F3、F31、F15 三條逆斷層外，其余均為正斷層。斷層的展布方向規(guī)律明顯，除 8 條近東西方向的斷層外，其余斷層均在 NENW 方向之間。按落差大小分：落差30m 的斷層 25 條； 落差3050m 的斷層 7 條；落差50100m 的斷層 12 條； 落差100m 的斷層 10 條。區(qū)內(nèi) F22 和 F26 兩條正交斷層落差分別為 65250m 及 90310m，為井田內(nèi)主要構造，次生斷層較發(fā)育。此外，精查地質(zhì)報告中提出，井田內(nèi)尚有 46 個地震解釋小于 10m 的孤立斷點。井田構造示意見圖 121。表 1 2 1地 層 特 征 一 覽 表地層單位層厚/m柱狀圖層號巖石名稱巖性描述界系統(tǒng)組古生界二疊系下統(tǒng)下石盒子組6.38 57細砂巖灰白色中厚層狀，細粒結構含互層狀粉砂質(zhì)，平行節(jié)理4.2758泥巖深灰色，中厚層狀，泥質(zhì)結構，水平層理，裂隙發(fā)育0.76596煤黑色，粉末狀，條痕黑褐色，絲絹光澤，屬半暗型煤2.5060炭質(zhì)泥巖灰色深灰色，泥質(zhì)結構，滑面裂隙發(fā)育，端口平坦，巖芯破碎10.3561細砂巖灰白色，細粒結構，鈣質(zhì)膠結，分選中等，巖石破碎7.8162粉砂巖灰色，粉砂質(zhì)結構，垂直裂隙4.3063含鋁泥巖淺灰白色，中厚層狀，泥質(zhì)結構，含鋁質(zhì)，裂隙發(fā)育9.50 64細砂巖灰色，薄中厚層狀，平行節(jié)理，裂隙發(fā)育，為方解石充填1.7065砂質(zhì)泥巖灰色深灰色，泥質(zhì)結構，平行節(jié)理，端口平坦，巖芯破碎3.966681煤黑色，粉末狀，條痕黑褐色，絲絹光澤，屬半暗型煤3.5067泥巖深灰色，中厚層狀，泥質(zhì)結構，水平層理，裂隙發(fā)育10.5068粉砂巖灰色，粉砂質(zhì)結構，垂直裂隙0.5069泥巖深灰色，中厚層狀，泥質(zhì)結構，水平層理，裂隙發(fā)育8.707082煤黑色，粉末狀，條痕黑褐色，絲絹光澤，屬半暗型煤1.5071泥巖深灰色，中厚層狀，泥質(zhì)結構，水平層理，裂隙發(fā)育4.7072細砂巖灰色，薄中厚層狀，平行節(jié)理，裂隙發(fā)育，為方解石充填10.8073粉砂巖灰色，粉砂質(zhì)結構，垂直裂隙0.7074泥巖深灰色，中厚層狀，泥質(zhì)結構，水平層理，裂隙發(fā)育 0.857510煤黑色，粉末狀，條痕黑褐色，絲絹光澤，屬半暗型煤3.3076砂質(zhì)泥巖灰色深灰色，泥質(zhì)結構，平行節(jié)理，端口平坦，巖芯破碎19.2677細砂巖灰色，薄中厚層狀，平行節(jié)理，裂隙發(fā)育，為方解石充填（3）巖漿巖區(qū)內(nèi)巖漿活動不甚強烈，僅在井田邊緣有兩個鉆孔（61、127 孔）見到。根據(jù)已有資料分析，巖漿巖的侵入時代應屬于燕山期，巖漿巖對井田內(nèi)煤層、煤質(zhì)影響的可能性較小。1.2.2. 煤層與煤質(zhì)1、煤層本井田二疊紀含煤地層，總厚約 990m，含煤 2030 余層，煤層總厚約 2026m。全井田中 81、82 為主要可采的較穩(wěn)定煤層，總厚度 10.013m；其它為不穩(wěn)定的局部可采煤層。（1）81 煤層位于下石盒子組下部，煤層厚 1.197.19m，平均 3.96m，可采指數(shù) 100%。結構簡單，1/3 見煤點具一層夾矸，夾矸為炭質(zhì)泥巖或泥巖。F26 斷層以北煤層厚度一般為 35m。F26 斷層以南煤層厚度變化稍大，一般為 24m，全區(qū)可采。81 煤層為較穩(wěn)定煤層。煤層頂板以泥巖為主，粉砂巖、細砂巖次之，粉砂巖、細砂巖下常發(fā)育泥巖偽頂，底板一般為泥巖。（2）82 煤層位于下石盒子組下部，上距 81 煤層 1217m，平均 15m，煤層厚度 8.208.90m，平均 8.70m，可采指數(shù) 100%。結構較簡單，1/2 見煤點具 12 層夾矸，夾矸為炭質(zhì)泥巖或泥巖。82 煤層為較穩(wěn)定煤層，煤層頂板以泥巖為主，并有少量粉砂巖，底板一般為泥巖?？刹擅簩犹卣饕姳?122。2、煤質(zhì)本井田 81、82 煤層均為中高發(fā)熱量、中等揮發(fā)分、中等偏強粘結性的優(yōu)質(zhì) JM。81為低中灰、特低硫、低磷煤。82 為中灰、低硫、特低磷煤。3、煤層層理、節(jié)理81、82 煤層內(nèi)生裂隙發(fā)育。地質(zhì)報告未對煤層的層理及節(jié)理發(fā)育情況進行描述。煤樣實驗室測定資料 81 煤孔隙率為 7.86%8.45%，82 煤孔隙率為 4.86%10.27%。1.2.3. 其它開采技術條件1、煤層頂?shù)装辶W性質(zhì)本井田主采煤層 81、82 頂板以泥巖為主，其次是粉砂巖，局部細、中砂巖。底板以泥巖為主，其次粉、細砂巖。主要可采煤層 8 煤組（81、82）頂板泥巖抗壓強度 11.325.6MPa，巖石力學強度較低，變形模量小，遇水易泥化膨脹、崩解，煤層頂板極易坍塌、冒落，開采過程中容易放頂。細、中砂巖抗壓強度 39.0159.0MPa，抗拉強度 1.594.04MPa，巖石較堅硬致密，抗壓強度高，頂板不易坍塌。中國礦業(yè)大學 2012 屆畢業(yè)生畢業(yè)設計第 6 頁井田構造示意圖 121表 122可采煤層特征表3.968 煤層底板泥巖抗壓強度 9.735.6MPa，抗拉強度 0.683.40MPa，力學強度低，巖石受壓易破碎，局部可能產(chǎn)生底鼓。粉砂巖抗壓強度為 34.163.2MPa，細砂巖抗壓強度55.281.0MPa，巖石堅硬完整，不易發(fā)生底鼓現(xiàn)象。2、瓦斯、煤塵和煤的自然傾向（1）瓦斯39423500394240003942450039425000394255003942600039426500394235003942400039424500394250003942550039426000394265008281煤層名稱8.208.908.701.197.19厚 度（m）兩極值平均15層間距（m）0302矸石層數(shù)煤 層 結 構較簡單簡 單結 構較穩(wěn)定較穩(wěn)定穩(wěn)定性泥巖及粉砂巖泥巖及粉、細砂巖頂板頂 底 板 巖 性泥巖泥巖底板根據(jù)礦井精查地質(zhì)報告提供的資料， 81、82 煤層最大瓦斯涌出量分別為 6.96 和8.84m3/min，屬貧甲烷范疇。但根據(jù)淮北礦區(qū)生產(chǎn)礦經(jīng)驗，礦井生產(chǎn)期間瓦斯較勘探期間有升高趨勢。（2）煤塵及粉塵根據(jù)煤炭科學研究總院重慶分院煤塵爆炸性鑒定報告， 81 煤火焰長度 65mm，抑制煤塵爆炸最低巖粉量為 75%；82 煤火焰長度 60mm，抑制煤塵爆炸最低巖粉量為 75%。根據(jù)淮北礦業(yè)集團公司衛(wèi)生防疫站粉塵檢驗報告，粉塵分散度如下： 2um 為 46.5 60.5%；2um5 um 為 28.545%；5um10 um 為 510%；10um 為 15.5%。粉塵中游離 Sio2 含量煤巷為 0.251.47%，巖巷為 7.3712.05%。（3）煤的自燃傾向以還原樣與氧化樣著火點溫度之差 T1 3 評價煤的自燃發(fā)火傾向，大部分樣品 T13 在 20以內(nèi)。32 煤層屬不自燃；81 煤層為很易自燃不自燃；82 煤層屬易自燃不自燃。綜合看，81、82 煤層屬自燃煤層。根據(jù)煤炭科學研究總院重慶分院煤自燃傾向性等級鑒定報告表， 81 煤層 T13 為34，自燃傾向性分類為三類，不易自燃，最短自燃發(fā)火期為 77 天； 82 煤層 T13 為 42，自燃傾向性分類為二類，自燃，最短自燃發(fā)火期為 60 天。3、地 溫本區(qū)恒溫帶深度為 30m，恒溫帶溫度為 17.1，地溫梯度為 1.883.33/百米，平均為 2.75/百米，增溫率為 36.3m/，屬地溫正常區(qū)。32 煤層一級高溫區(qū)（31）在470m 以下，750m 水平以下將達到二級高溫區(qū)（37），640m 水平平均地溫為 34.5。82 煤層一級高溫區(qū)（31）在480m 以下，710m 水平以下為二級高溫區(qū)（37），640m 水平平均地溫為 35.2。建井期間實測數(shù)據(jù)： 450.1m 處原始地溫為 29.9， 504.774m 處原始地溫為31.3，555.896m 處原始地溫為 32.6，計算地溫梯度為 2.55/100m。據(jù)此計算640m原始地溫為 34.74 ， 南一采區(qū)煤層賦存標高為 415 1000m， 預計原始地溫為29.0043.92。4、沖擊地壓地質(zhì)報告未對本礦井發(fā)生沖擊地壓的可能性進行評價。四、水文地質(zhì) 1、新生界松散層含、隔水層（組）井田內(nèi)煤系地層均被新生界松散層所覆蓋。松散層厚度受古地形所控制，總體趨勢是自東向西逐漸增厚，兩極厚度 378.80445.40m，平均厚度為 404.28m。按其巖性組合及區(qū)域資料對比，自上而下可劃分為三個含水層（組）和三個隔水層（組）。（1）第一含水層（組）底板深度在 31.3035.40m 之間，平均為 33.66m，含水砂層厚度為 14.8526.00m， 平均 20.85m。該層（組）主要由淺黃色細砂、粉砂及粘土質(zhì)砂，夾 23 層薄層狀砂質(zhì)粘土組成。據(jù)供水總結抽水試驗資料：水位標高 27.1329.22m，q=0.5341.536L/sm ， 富水性中等。礦化度 0.2990.747g/L，水質(zhì)類型為 HCO3-K+NaMgCa 型水。（2）第一隔水層（組）底板深度 45.6052.60m，平均為 48.35m。隔水層厚 6.4013.50m，平均厚度 10.10m。由淺黃色及淺棕黃色粘土及砂質(zhì)粘土，夾 13 層粉細砂及粘土質(zhì)砂，富含鈣質(zhì)結核及鐵錳結核。分布穩(wěn)定，隔水性能較好。（3）第二含水層（組）底板深度 86.3097.10m，平均 91.39m。含水層厚度 12.0028.50m，平均為 20.50m， 由淺黃色細砂、粉砂及粘土質(zhì)砂，夾 58 層砂質(zhì)粘土或粘土組成。據(jù)供水總結抽水試驗資料：水位標高 24.4628.01m，q=0.0990.564L/sm ，富水性弱中等。礦化度 0.8301.51g/L，水質(zhì)類型為 HCO3-K+NaMg 型和 SO4HCO3CL -K+Na 型水。（4）第二隔水層（組）底板深度 116.40142.30m，平均為 121.48m。隔水層厚度 12.8046.50m，平均為22.70m，由棕黃、灰黃及棕紅色砂質(zhì)粘土及粘土，夾 13 層細砂及粘土質(zhì)砂組成。分布穩(wěn)定，隔水性能好。（5）第三含水層（組）底板深度為 260.20297.60m，平均 269.70m，含水層厚度 69.50124.10m，平均厚100.60m，由深黃、棕黃、棕紅、灰白色中砂、細砂、粉砂及粘土質(zhì)砂，夾 58 層粘土或砂質(zhì)粘土組成。頂板一般夾有 12 層細砂巖（盤），在 195225m 有 12 層厚粘土可把該含水層組分為上下兩段：上段砂層較厚，一般大于 50m，含水較豐富；下段砂層較上段薄，一般為 2040m，砂層泥質(zhì)含量高，含水性比上部差。據(jù)供水總結抽水試驗資料：上段水位標高 14.5622.31m，q=0.4910.8901L/sm ， 富水性中等。礦化度為 0.7911.245g/L，水質(zhì)類型為 HCO3CL K+Na 型和 HCO3CLSO4K+Na 型。經(jīng)礦泉水指標測試結果，本層水中鍶、碘、偏硅酸達到飲用天然礦泉水標準； 下段水位標高 22.61m，q=0.232L/s.m。礦化度為 1.245g/L，水質(zhì)屬 HCO3K+Na 型，但水的礦化度、氟含量及色度多項指標超過生活飲用水標準，該層水不宜飲用。（6）第三隔水層（組）底板深度在 374.80442.20m，平均為 403.23m，隔水層厚 59.90125.90m，平均厚度 93.90m，由灰綠、棕紅、灰白色粘土、砂質(zhì)粘土及鈣質(zhì)粘土，夾 410 層粉細砂及粘土質(zhì)砂組成。底部在 612 線之間有泥灰?guī)r分布，其厚度 1.4032.30m，平均厚 10.59m。該層組為井田內(nèi)重要隔水層（組），使其上部的地表水及一、二、三含地下水與下部四含及煤系砂巖裂隙水無直接水力聯(lián)系。2、基巖含、隔水層（段）（1）8 煤組頂、底板砂巖裂隙含水層（段)含水層厚 3.5040.00m，平均厚度為 21.43m，由淺灰色中細粒砂巖為主，夾泥巖和粉砂巖組成，裂隙不甚發(fā)育，鉆探揭露時無漏水現(xiàn)象。據(jù) 71、92 兩孔抽水試驗資料：水位標高 27.67533.564m，q=0.0080.0065L/sm 。礦化度 0.5373.365g/L，水質(zhì)類型為 HCO3K+NaCaMg 、CLSO4 K+Na 型水。該含水層段水質(zhì)差，補給水源有限，逕流條件差，富水性弱，以儲存量為主。（2）8 煤組下隔水層（段）隔水層厚 17.2666.41m，一般 30m 左右，以鋁質(zhì)泥巖、泥巖和粉砂巖為主夾少量砂巖，裂隙不發(fā)育，鉆孔揭露時無漏水現(xiàn)象，隔水性能較好。3、斷層的富水性及導水性本井田已查出大小斷層 54 條，其中正斷層 51 條，逆斷層 3 條。斷層破碎帶巖性較混雜，主要以泥巖、粉砂巖及少量砂巖，擠壓揉皺現(xiàn)象嚴重，但鉆探揭露時均未發(fā)生漏水。斷層的富水性弱，導水性差。4、水文地質(zhì)類型在自然的條件下，新生界松散層底部泥灰?guī)r及四含水，通過煤系基巖風化帶垂直入滲進入礦坑，成為礦床主要間接充水含水層。開采 8182 煤層屬裂隙充水礦床，水文地質(zhì)條件簡單。故本井田應屬以裂隙充水礦床為主，底板進水巖溶充水礦床為輔，水文地質(zhì)條件簡單中等。5、礦井涌水量預計根據(jù)精查地質(zhì)報告，本礦井新生界松散層底部泥灰?guī)r及四含水涌水量為 71.76m3/h。主采煤層頂?shù)装迳皫r裂隙水涌水量為 275.35m3/h。太原組石灰?guī)r巖溶裂隙水可能突水量為 495.96m3/h。地質(zhì)報告特別提出，淮北各生產(chǎn)礦井雖然都留設一定的防水或防砂煤柱，但松散層底部含水層水仍然滲入礦坑，引起四含水位大幅度下降。因此礦井正常涌水量應加上松散層底部泥灰?guī)r及四含這部分水量。（1）礦井正常涌水量礦井正常涌水量包括新生界松散層底部泥灰?guī)r及四含水涌水量、主采煤層頂?shù)装迳皫r裂隙水涌水量，即 71.76275.35347.11 m3/h?？紤]井筒淋水及消防灑水、黃泥灌漿等生產(chǎn)工藝中增加的水量，確定礦井正常排水量為 420m3/h。（2）礦井最大涌水量礦井最大涌水量包括新生界松散層底部泥灰?guī)r及四含水涌水量、主采煤層頂?shù)装迳皫r裂隙水涌水量，再加上太原組石灰?guī)r巖溶裂隙水可能的突水量，即 71.76275.35 495.96843.07 m3/h?？紤]井筒淋水等水量，設計確定礦井最大排水量為 860m3/h。2井田境界和儲量2.1. 井田境界渦北礦井井田境界為：南起 F9 斷層，北至劉樓斷層；東起太原組第一層灰?guī)r頂面的隱伏露頭線，西止于 32 煤層1000m 水平等高線的地面投影線。平面上呈一不規(guī)則的矩形，南北長約 6km，東西寬約 3.2km，面積約 19km2。井田南部邊界 F9 斷層落差大于 280m、北部邊界劉樓斷層落差大于 1000m，受該兩條邊界大斷層切割，本井田成為獨立井田?？碧椒秶鷥?nèi)煤層埋深 4001000m， 1000m 以深煤層尚未勘探。由于1000m 以深煤層單獨建井從技術經(jīng)濟方面考慮不成立， 因此，其范圍和儲量應劃屬本井田，作為本井田的接續(xù)儲量。2.2. 礦井工業(yè)儲量2.2.1. 勘查方法、勘查類型及勘查工作布置原則(一)勘查方法本礦井為全掩蓋區(qū)，第三、四系厚度變化不大，一般在 400420m 左右，古地形東高西低。區(qū)內(nèi)地勢平坦，潛水面較淺，在潛水面下 35m，多為砂質(zhì)粘土或粘土質(zhì)砂與粉砂互層，地震勘探施工條件和地震波激發(fā)條件較好。本區(qū)屬華北型晚古生代含煤盆地， 二疊紀煤系沉積相對穩(wěn)定。巖煤層具明顯的物性差異，其波阻抗差較大，較易獲取煤層反射波。主要可采的 8 煤層可形成良好的反射波且能連續(xù)追蹤，松散層與下伏基巖物性差異大，亦能獲得良好的反射波，因此，本礦井具有良好的淺、深層地震地質(zhì)條件。區(qū)內(nèi)測井曲線具有各種不同的形態(tài)和異常組合特征。煤系地層傾角較為平緩，根據(jù)上述具體地形、地質(zhì)條件，采用地震、鉆探、測井等手段相結合的綜合勘查方法符合經(jīng)濟技術合理的原則。(二)勘查類型與基本線距本礦井為一走向近南北，南部略轉(zhuǎn)向南東，向西傾的單斜構造，地層傾角沿走向和傾向均有一定的變化，一般為 2030；依據(jù)鉆探、地震資料，區(qū)內(nèi)斷層較為密集，同時小構造亦較發(fā)育，因此，礦井的構造復雜程度應屬中等局部中等偏復雜。主要可采的 81、82 煤層分布穩(wěn)定，基本上是全區(qū)可采，厚度有一定的變化、結構簡單較簡單，為較穩(wěn)定煤層；32、62、63、112 煤層厚度薄，多在最低可采厚度附近，不可采區(qū)分布無明顯規(guī)律，可采指數(shù)一般不超過 50%，為局部可采的不穩(wěn)定煤層。81、82 煤層平均可采厚度 12.66m，占可采總厚(10.10m)的 73%，儲量占總儲量的 80%以上，故本礦井煤層應為較穩(wěn)定型。地質(zhì)構造由地震測線結合鉆孔進行控制。故二維地震測網(wǎng)第一水平為 125250m ，其它水平為 250500m 。煤層厚度、結構、煤質(zhì)及其變化情況由鉆孔控制，按較穩(wěn)定型煤層選擇基本勘查線距為 500m。2.2.2. 儲量計算原則（1）本井田地質(zhì)報告儲量計算范圍：各煤層南起 F9 斷層，北至劉樓斷層，淺部以煤層風氧化帶底界線為界，深部至各煤層 1000m 水平等高線。39424500394250003942550039424500（2）工業(yè)指標：井田內(nèi)以焦煤為主，并有少量肥煤，按煤炭資源地質(zhì)勘探規(guī)范的規(guī)定，最低可采厚度為 0.70m，各可采煤層最高可采灰分不大于 40%。（3）計算方法：本區(qū)為一單斜構造，地層產(chǎn)狀變化不大，傾角一般為 25左右，因此，采用地質(zhì)塊段法直接在煤層底板等高線圖上計算煤層儲量，各塊段儲量由塊段平面積、平均煤厚、地層傾角的正割值、煤層視密度四種參數(shù)求得。（4）風氧化帶深度：風化帶界線不單獨分出，和氧化帶合并。風氧化帶下限是根據(jù)煤質(zhì)的化驗結果所確定的，即按松散層底界下垂深 30m 圈定，風氧化帶范圍內(nèi)不計算儲量。（5）合并（分叉）界線：81、82 煤層不論間距大小，凡有夾矸的均分為兩層，沒有夾矸無法分層的見煤點，以與相鄰見煤點的中點作為合并（分叉）界線。（6）煤層容重：采用煤芯煤樣進行視密度和灰分產(chǎn)率的平行測定經(jīng)線性回歸計算求得。詳見表 221。各煤層容重表表 2 1 1煤層8182容 量（t/m3）1.391.402.2.3. 儲量計算本次設計只針對 81、82 煤層，所以本設計的所有儲量計算均針對 81、82 煤層。39426000394265003942650081、82 煤層總水平投影面積約為 12.84 km2，煤層傾角約為 130280，平均厚度分別為 3.96m 和 8.70m。平均總厚度約為 12.66m。塊段劃分如圖 2-2-1 所示。39423500394240003942350039424000圖 2-2-1塊段劃分示意圖（1）. 81、82 煤層地質(zhì)儲量：詳見表 222各塊段地質(zhì)儲量表 222煤層塊段水平投影面積傾角地質(zhì)儲量2.192 km22204175.35 萬 t20.785 km22701555.70 萬 t2.096 km21802804098.34 萬 t1.839 km21703412.88 萬 t5（0.406+0.367+0.393）km21302123.91 萬 t4.686 km21402508470.57 萬 tZz=23836.65 萬 t（2）. 81、82 煤層工業(yè)資源/儲量：根據(jù)鉆孔布置，在礦井地質(zhì)資源量中，60%是探明的，30%是控制的，10%是推斷的。根據(jù)煤層厚度和煤質(zhì)，在探明的和控制的資源量中，70%的是經(jīng)濟的基礎儲量，30%的是邊際經(jīng)濟的基礎儲量，則 81、82 煤層工業(yè)資源/儲量計算如下：Z111b=23836.6560%70%= 10011.39 萬 t Z122b=23836.6530%70%= 5005.70 萬 t Z2M11=23836.6560%30%= 4290.60 萬 t Z2M22=23836.6530%30%= 2145.30 萬 t由于地質(zhì)條件較復雜，k 取為 0.8。Z333k=23836.6510%k= 1906.93 萬 tZg= Z111b+Z122b+Z2M11+Z2M22+Z333k= 23359.92 萬 t（3）. 礦井永久煤柱損失量：全礦井各類煤柱留設共計 6480.3 萬 t，留設方法如下：a) 新生界安全煤巖柱：根據(jù)渦北井田勘探精查地質(zhì)報告及建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規(guī)程中水體采動等級之要求，本井田新生界安全煤巖柱可以按防砂煤柱留設。根據(jù)建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規(guī)程，結合本井田煤系地層上覆新生界下部含水層及隔水層賦存特性，計算 81、82 煤層采區(qū)防砂煤柱。防砂煤柱高度公式：HsHmHb中硬巖時:H m =100 M4.7 M + 19 2.2Hb=3A式中：Hsh防水煤柱高度，m；Hli導水裂隙帶高度，m；Hb保護層厚度，m；Hs防砂煤柱高度，m；Hm垮落帶高度，m；SM 綜合開采厚度，m。A SM / n ，n 為分層層數(shù)。經(jīng)計算 81、82 煤層采區(qū)防砂煤柱高度在 26.5228.40m，分采區(qū)防砂煤柱標高見表 223。8 煤組各采區(qū)防砂煤柱標高表 223采區(qū)采區(qū)采區(qū)采區(qū)采區(qū)采區(qū)防砂煤柱（m）430420420按照上述露頭附近不同鉆孔厚度計算防砂煤柱高度，直接在勘探線剖面和煤層底板