小魚溝煤礦1.2 Mta新井設計含5張CAD圖-采礦工程.zip
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英文原文
Analytical models for rock bolts.
C.L*,Stillborg
1.1.1 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 sun
for 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(guān)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(guān)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(guān)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(guān)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。
任務書
設計日期： 20XX年 3月1日至20XX 年6月10日
設計題目： 小魚溝煤礦1.2 Mt/a新井設計
設計專題題目：煤礦開采冒落區(qū)注漿充填量預計研究
設計主要內(nèi)容和要求：
按照采礦工程專業(yè)畢業(yè)設計大綱要求，完成一般部分小魚溝煤礦1.2Mt/a新井設計和專題部分煤礦開采冒落區(qū)注漿充填量預計研究，英譯漢中文字數(shù)3000以上。
院長簽字： 指導教師簽字：
摘 要
本設計包括三個部分：一般部分、專題部分和翻譯部分。
一般部分為小魚溝煤礦1.2 Mt/a新井設計。一般部分共包括10章：1.礦區(qū)概述及井田地質(zhì)特征；2.井田境界和儲量；3.礦井工作制度及設計生產(chǎn)能力、服務年限；4.井田開拓；5.準備方式-帶區(qū)巷道布置；6.采煤方法；7.井下運輸；8.礦井提升；9.礦井通風與安全技術(shù)；10.礦井基本技術(shù)經(jīng)濟指標。
小魚溝井田位于準格爾煤田東北隅，井田東西長約3.8km，南北寬約3.0 km，面積約11.4km2。井田內(nèi)主采煤層為6#煤。煤層傾角平均3°，平均厚度12.0 m。井田地質(zhì)條件較為簡單。
礦井工業(yè)儲量為9233萬t，可采儲量為8761萬t。礦井設計生產(chǎn)能力為1.2Mt/a。礦井服務年限56.16 a。礦井涌水量不大，正常涌水量為20 m3/h，最大涌水量為30 m3/h。礦井相對瓦斯涌出量為1.08m3/t，屬低瓦斯礦井。礦井煤塵無爆炸危險性，但煤層易自燃，自然發(fā)火等級為I級。
礦井采用斜井單水平開拓。一礦一面，采煤方法為綜合機械化放頂煤開采。全礦采用膠帶運輸機運煤，輔助運輸采用無軌膠輪車。礦井通風方式為中央并列式。
礦井年工作日為330 d，日凈提升時間16h，工作制度為“三八制”。
專題部分題目是煤礦開采冒落區(qū)注漿充填量預計研究。從冒落區(qū)注漿充填這種新的充填開采思路出發(fā)，通過研究冒落區(qū)頂板活動規(guī)律和冒落巖塊碎脹系數(shù)變化規(guī)律，提出冒落區(qū)注漿量預計方法，為冒落區(qū)充填工程提供依據(jù)。
翻譯部分主要內(nèi)容為關(guān)于錨桿的分析模型，英文題目為：Analytical models for rock bolts。
關(guān)鍵詞：帶區(qū)；綜放；無軌膠輪車運輸；中央并列式通風
ABSTRACT
This design includes three parts: the general part, special subject part and translation part.
The general part is a new design of xiaoyugou mine. This design includes ten chapters: 1.An outline of the mine field geology; 2.Boundary and the reserves of mine; 3.The service life and working system of mine; 4.Development engineering of coalfield; 5.The layout of mining area; 6.The method used in coal mining; 7. Transportation of the underground; 8.The lifting of the mine; 9. The ventilation and the safety operation of the mine; 10.The basic economic and technical norms.
Xiaoyugou mine locates at the northeast of zhunge`er Mine area, it has a length of 3.8 km in the east and west direction while a width of 3.0 km in the south and north direction on average. The total area is Approximately 11.4 km2. The main coal seam in the mine is only one, which is the 6# coal seam. The average angle is 3 degree, while the thickness is about 12.0 m. The minefield geological condition is simple.
The proved reserves of the minefield are 92.33 million tons. The recoverable reserves are 87.61 million tons. The designed productive capacity is 1.2 million tons per year. The service life is 56.16 years. The normal flow of the mine is 20 m3 per hour and the max flow of the mine is 30 m3 per hour. The Relative gas discharge quantity is 1.08 m3 per ton. Thus it is Low gaseous mine. The coal dust of the mine has non-explosion hazard. But the coal seam is easily spontaneous combustion. The level of spontaneous combustion is I.
The development of the mine is single level with slope development. The number of the working faces is only one. Comprehensive mechanization puts in the top coal technology is the mining method. Several belt conveyers undertake the job of coal transport in the mine, while the auxiliary transportation system depends on the trackless rubber-tyred car. The ventilation type is centralized juxtapose.
The working days in a year are 330. Everyday it takes 16 hours in lifting the coal. The working system in the mine is “three-eight”.
The title of the special subject part is “The theoretical research on the prediction of grout amount in backfill of collapse zone in coal mining”. A prediction method of grout amount in collapse zone is put forward by studying the regularity of the virgin roof movement and rock crack-expansion in the collapse zone, which provides a basis for the backfill project in collapse zone.
The translated academic paper is about the rock bolts. Its title is “Analytical models for rock bolts”.
Keywords: strip district; comprehensive mechanization puts in the top coal; the trackless rubber-tyred transport; centralized juxtapose ventilation
目 錄
一般部分
1 礦區(qū)概述及井田地質(zhì)特征 1
1.1 礦區(qū)概述 1
1.2 井田地質(zhì)特征 4
1.3 煤層特征 9
2 井田境界和儲量 14
2.1 井田境界 14
2.2 礦井儲量 15
3 礦井工作制度、設計生產(chǎn)能力及服務年限 18
3.1 礦井工作制度 18
3.2 礦井設計生產(chǎn)能力及服務年限 18
4 井田開拓 21
4.1 井田開拓的基本問題 21
4.2 礦井基本巷道 32
5 準備方式——帶區(qū)巷道布置 46
5.1 煤層地質(zhì)特征 46
5.2 帶區(qū)巷道布置及生產(chǎn)系統(tǒng) 47
5.3 帶區(qū)車場選型設計 52
6 采煤方法 53
6.1 采煤工藝方式 53
6.2 回采巷道布置 62
7 井下運輸 67
7.1 概述 67
7.2 帶區(qū)運輸設備選擇 69
8 礦井提升 72
8.1 概述 72
8.2 主副井提升 72
9 礦井通風及安全技術(shù) 75
9.1 概況 75
9.2 礦井通風方式 76
9.3 礦井風阻計算 79
9.4 礦井通風設備選型 85
9.5 防止特殊災害的安全措施 88
10 設計礦井基本技術(shù)經(jīng)濟指標 91
專題部分
煤礦開采冒落區(qū)注漿充填量預計研究 94
1 緒論 94
1.1 問題的提出與研究意義 94
1.2 文獻綜述 96
1.3 主要研究內(nèi)容及研究思路 104
2 冒落區(qū)注漿量的影響因素 104
2.1 巖體孔隙率 105
2.2 巖體碎脹系數(shù) 106
2.3 巖體軸向應力 106
2.4 注漿工藝 107
3 冒落區(qū)模型建立 107
3.1 冒落區(qū)形態(tài)分類 108
3.2 碎脹系數(shù)KP的確定 108
3.3 冒落巖塊與頂板之間存在離層空間 110
3.4 冒落巖塊充滿采空區(qū) 110
4 冒落區(qū)注漿充填量的預計方法 111
4.1 偽注漿預計方法概述 111
4.2 預計方法具體步驟 111
5 研究主要結(jié)論 113
參考文獻 115
翻譯部分
英文原文 117
中文譯文 錯誤！未定義書簽。
致 謝 錯誤！未定義書簽。
一
般
部
分
1 礦區(qū)概述及井田地質(zhì)特征
1.1 礦區(qū)概述
1.1.1 礦區(qū)地理位置與交通
（一）地理位置
小魚溝井田位于準格爾煤田東北隅。其西界與東孔兌普查區(qū)相鄰；南以小魚溝為界與牛連溝詳終區(qū)相接；北、東界到煤層露頭線。面積約16Km2。其地理座標為：
北緯 3 9°57′22″～39°59′05″
東經(jīng) 111°20′47″～111°22′32″
本區(qū)行政區(qū)劃隸屬準格爾旗東孔兌鄉(xiāng)和窯溝鄉(xiāng)管轄。小魚溝井田與周邊礦區(qū)位置關(guān)系見示意（圖1-1）。
圖1-1 核實區(qū)與周邊礦區(qū)關(guān)系位置示意
（二）交通
1.鐵路
① 大（同）～準（格爾）鐵路：此線是準格爾能源有限責任公司所建的運煤專用線，東起大（同）～秦（皇島）線大同站，西至薛家灣鎮(zhèn)，全長約264 Km，為工企Ⅰ級電氣化鐵路，現(xiàn)運輸能力為1500萬噸/年。該線通過改造至2020年運輸能力將提高至6000萬噸/年。
② 準（格爾）～東（勝）鐵路：該鐵路是目前正在修建的地方鐵路，東起大～準線薛家灣站，向西延伸至包（頭）～神（木）鐵路的巴圖塔站。全長145 Km，為工企Ⅱ級鐵路，運輸能力可達800萬噸/年。
另外，神華集團準能公司擬建準（格爾）～河（曲）鐵路。該線北起大～準線黑岱溝站，南到陰（塔）～火（山）線的火山站，經(jīng)陰～火線可與神（木）～朔（州）鐵路相接。內(nèi)蒙古自治區(qū)擬建呼（和浩特）～托（克托）鐵路已進行前期準備工作，該線經(jīng)托克托電廠專用線與大～準鐵路相接。
2．公路
① 呼（和浩特）～準（格爾）公路是為開發(fā)準格爾煤田改建的二級油路。該線自呼和浩特市開始，經(jīng)喇嘛灣黃河大橋進入準格爾旗境內(nèi)，過薛家灣鎮(zhèn)到大飯鋪與109國道相接。呼和浩特市至薛家灣鎮(zhèn)118 Km。
② 準（格爾）～東（勝）公路：從本區(qū)向北4 Km與109國道相接。從薛家灣至鄂爾多斯市東勝區(qū)150 Km，為柏油路面。該線為109國道的一部分。
3．水路
距本區(qū)較近的有黃河可以通航。黃河位于本區(qū)東面東北邊緣，直距黃河約2Km。在上世紀60年代，準格爾旗曾組織航業(yè)運輸隊進行長河運輸，隨著公路運輸和鐵路的迅速發(fā)展，長河運輸已經(jīng)衰落，現(xiàn)僅在渡口處尚有小型機動船從事過河橫渡。
綜上所述：準格爾礦區(qū)對外交通運輸比較方便。施工區(qū)內(nèi)皆為土路，遇雨雪天氣難以通行。區(qū)內(nèi)外交通線位置詳見圖1-2（交通位置圖）。
圖1-2 交通位置圖
1.1.2 礦區(qū)氣候條件
本區(qū)屬于典型的溫帶大陸性氣候。具體特點是：太陽輻射強烈、日照豐富、干燥少雨、蒸發(fā)量遠大于降水量、風大沙多，無霜期短、晝夜溫差大、冬季漫長而寒冷、夏季短暫而溫熱、春季回暖升溫快、秋季氣溫下降顯著。
根據(jù)一九八八年出版的《伊克昭盟國土資源》記載，準格爾旗的最高氣溫可達38.3℃（1961年6月1日），最低氣溫－30.9℃（1971年1月20日），年平均氣溫7.2℃。
本區(qū)降水量較小且時間相對比較集中，降雨一般集中在七、八、九三個月份。年降水量142.5～636.5mm，平均397.4mm。蒸發(fā)量遠遠大于降水量，年蒸發(fā)量1792～2115mm，平均2059.8mm；冬春兩季多為西北風。年平均大風天可達21.3天，最大風速40m/s；冰凍期從每年的10月下旬至翌年4月上旬，最大凍土深度1.5m以上，積雪厚度20～150mm。
進入上世紀九十年代，準格爾旗的氣候有所變化。氣溫有逐年增高的趨勢。季節(jié)性溫差逐年減小，形成夏季高溫少雨，持續(xù)干旱現(xiàn)象，受其影響，地區(qū)性揚沙天氣和沙塵暴次數(shù)增多。最為嚴重的是2000年，沙塵暴達12次之多，揚沙天氣7次。
1.1.3 礦區(qū)水文情況
黃河是我國第二大河流，從準格爾煤田東緣流過，是距離本區(qū)最近的地表水體。據(jù)黃河水利委員會頭道拐水文站觀測資料，水位標高：最低984.52m（1978年7月20日），最高990.33m（1981年9月26日）；河水流量最小55.2 m3/s（1980年6月27日），最大5150 m3/s（1981年9月26日）；年平均含沙量5.74～24.30kg/ m3。
1.1.4
1.2 井田地質(zhì)特征
1.2.1 井田地形
準格爾煤田大地構(gòu)造屬華北地臺（Ⅰ），鄂爾多斯臺坳（Ⅰ4），東勝凸起，按地質(zhì)力學觀點，煤田位于陰山巨型緯向構(gòu)造帶的南緣屬新華夏系第三沉降帶。其構(gòu)造格局，主要受陰山構(gòu)造帶和新華夏系構(gòu)造帶的影響。
煤田總的構(gòu)造輪廓為—東部隆起、西部坳陷，走向近S—N，向W傾斜的單斜構(gòu)造。北端地層走向轉(zhuǎn)為NW，傾向SW，南端地層走向轉(zhuǎn)為SW至EW，傾向NW或N。傾角一般小于10°，構(gòu)造形態(tài)簡單。
1.2.2 井田地層
準格爾煤田位于鄂爾多斯臺向斜東部，其地層沉積序列與華北地合石炭二迭紀各煤田基本相似，將本區(qū)地層由老至新分別敘述如下：
（一）太古界（Ar）
集寧群（Ar1in）為片麻巖，僅在煤田北部邊緣66—4號鉆孔中見到，厚度大于15m。
（二）寒武系（∈）
寒武系平均總厚234m，與下伏地層太古界不整合接觸；下統(tǒng)、中統(tǒng)出露于清水河一帶，距煤田較遠，本文不予敘述。上統(tǒng)出露于煤田東部，即黃河東岸，將分組扼要敘述。
l、崗山組（∈3g）：為深灰、灰、雜色中厚層竹葉狀灰?guī)r；生物碎屑灰?guī)r，鮞狀灰?guī)r夾暗紫色鈣質(zhì)泥巖。
本組地層厚90m，與下伏張夏組（∈2Z）整合接觸。
2、長山組（∈3c）為灰紫色中厚層狀灰?guī)r，含白云質(zhì)結(jié)晶灰?guī)r，局部夾生物碎屑灰?guī)r。
本組地層厚度小于10m，但層位較穩(wěn)定。與下伏白山組（∈3g）整合接觸。
3、鳳山組（∈3f）上部為灰白、淺灰色薄層～厚層白云質(zhì)灰?guī)r及薄層泥質(zhì)灰?guī)r，夾黃褐色中厚層竹葉狀灰?guī)r；中部為灰?guī)r、泥灰?guī)r及生物碎屑灰?guī)r；下部為白云質(zhì)灰?guī)r及竹葉扶灰?guī)r、生物碎屑灰?guī)r。
本組厚86m，與下優(yōu)長山組（∈3C）整合接觸。
（三）奧陶系（O）
下統(tǒng)亮甲山組（O 1L）中統(tǒng)馬家溝組（O2m）本區(qū)未分。下部為深灰色中厚層狀隱晶質(zhì)白云巖及白云質(zhì)灰?guī)r。上部為深灰色中厚至厚層泥質(zhì)灰?guī)r、厚層灰?guī)r，局部為豹皮灰?guī)r。
厚度115m～226m，分布全區(qū)。與下伏鳳山組（∈3f）整合接觸，露于黃河兩岸及黑岱溝、龍王溝、焦稍溝下游。
（四）石炭系（C）
l、本溪組（C2b〕底部為鐵銹色鐵質(zhì)砂泥巖，夾雞窩狀鐵質(zhì)結(jié)核，相當于山西式鐵礦層位；其上為鋁土巖，相當于G層鋁土礦；上部以黑色泥巖為主，中夾煤線、砂巖，砂巖不穩(wěn)定。在煤田南部出現(xiàn)l—3層薄層灰?guī)r，含豐富的動物化石。
本組地層厚5.27～42m，分布全區(qū)。與下伏地層中下奧陶統(tǒng)（O1+2）不整合接觸。出露于黃河兩岸及黑岱溝、龍王溝、焦稍溝等大溝谷下游。
2、太原組（C3t）頂部為薄層灰色粘土巖、黑灰色砂泥巖、泥巖、不穩(wěn)定6上號煤層；上部為巨厚6號煤，煤厚可達38米以上；中下部為灰白色粉砂巖、黑色砂泥巖、泥巖及7、8、9、10號煤層組成；在南部出現(xiàn)草層泥灰?guī)r。底部為灰白色粗砂巖（K1）與本溪組（C2b）分界。含豐富的動植物化石：
本組厚度12～115m，分布全區(qū)。與下狀地層本溪組整合接觸。出露于黑岱溝、龍王溝、焦稍溝等各大溝谷下游。
太原組上界的劃分，依據(jù)《華北地區(qū)區(qū)域地層表》和煤炭系統(tǒng)的傳統(tǒng)劃法：將6號煤層劃分到晚石炭世。
（五）二迭系（P）
1、山西組（P1s）：以灰白色粗砂巖，淺灰色及灰黑色砂泥巖、泥巖，深灰色粘土巖，l—5號煤層組成。從巖性組合上可以三旋回，三層粗砂巖較穩(wěn)定，其間為砂泥巖、泥巖、粘土巖、薄煤層。粘土巖三層，大部含砂，局部較純。l—5號煤層中 3、5號煤層局部可采。含豐富的植物化石。
本組厚度21～95m，分布全區(qū)。與下優(yōu)太原組（C3t）整合接觸。出露于各大溝谷中下游。
2、下石盒子組（P1x）
以絳紫色砂泥巖、泥巖；絳紫色薄～中厚層細砂巖、粉砂巖五層，中夾灰綠色粘土巖、灰白一 灰綠色砂巖、砂泥巖。底部為灰白色粗砂巖（K4），含礫，相當于駱駝脖子砂巖與山西組分界。
本組厚度 40～120m，基本分布全區(qū)。在煤田北部不全或剝蝕。與下伏地層山西組（P1x）整合接觸。出露于各溝谷中。
3、上石盒子組（P2s）
上部為暗紫色泥巖、砂泥巖、砂巖互層，中夾灰白色粗砂巖。中下部為灰綠色細砂巖；灰黃色中細砂巖；暗紫色泥巖、砂泥巖互層。底部為灰白色含礫粗砂巖。
本組厚度大于290m，分布于煤田的中部、南部。西部。與下伏地層下石盒子組（Plx）整合接觸。出露于煤田的中部、南部、西部的溝谷兩側(cè)。
4、石千峰組（P2sh）：
上部主要為棕紅色泥巖、砂泥巖、粉砂質(zhì)泥巖及灰綠色細粒長石 質(zhì)石英砂巖、長石砂巖；下部為黃綠、灰綠色礫質(zhì)砂巖、中砂巖及棕紅色粉砂質(zhì)泥巖；底部為灰綠暗紫色含礫粗砂巖，本組厚度大于170m。分布于煤田的西南部，與下伏地層上石盒子組（P2s）整合接觸。出露于煤田的西南部。
（六）三迭系（T）
1、劉家溝組（T1L〕由淺灰、微粉紅色中、細砂巖及粗砂巖組成。夾棕紅、磚紅色砂；黃泥巖薄層；偶夾灰黃色砂礫巖。膠結(jié)疏松，砂巖中斜層理、交錯層理發(fā)育。本組厚度約257～385m，分布于煤田的主南部馬好一安。與下伏地層石千峰組整合接觸，出露于煤田西南部馬興一帶。
2、和尚為組（T1h）
為棕紅、磚紅色粉砂巖、粉砂質(zhì)泥巖。夾淺灰色中細砂巖。本組厚度大于 165m，分布于煤田西南部馬柵一帶。與下伏地層劉家溝組（T1L）整合接觸。出露煤田西南部馬柵、東桃樹梁等地。
（七）侏羅～白堊系（J—K）
侏羅上統(tǒng)～白堊下統(tǒng)志丹群（J3—K1zh）上部由紫紅色砂礫巖、砂巖、砂泥巖互層；中下部為淺紫色、紫紅色厚層狀、巨厚層狀礫巖、砂礫巖和薄層砂泥巖互層。礫石成分較為復雜，有花崗巖、花崗片麻巖等，有時可見沉積碎屑及角礫。礫石直徑0.02～0.15m，甚至更大。礫石磨圓好，分選差。在局部中夾一層厚約4～20m的黑灰色、灰綠色細晶～隱晶質(zhì)玄武巖，在煤田北部玻璃達旦地區(qū)零星出露。本群厚度大于392m，分布在煤田北部；小魚溝北，陽市吃咀以北、以西。與下伏地層古生界不整合接觸，出露于煤田北部小魚為以北、陽市吃咀一帶。
（八）第三系（N）
上新統(tǒng)（N2）：上部為紅色泥巖；中部為紅色砂質(zhì)泥巖及粉砂質(zhì)泥灰?guī)r；下部為紅色泥巖；底部常見一層砂礫巖，含鈣質(zhì)結(jié)核。
本組厚度0～90m，分布于煤田西部、西北部，與下伏地層不整合接觸，出露于沖溝，局部露于地表。
（九）第四系（Q）
主要為淺黃色含粉砂質(zhì)土，無層理，垂直節(jié)理發(fā)育，含鈣質(zhì)結(jié)核。厚度 0～120m，全區(qū)廣泛分布，與下伏地層不整合接觸，為本區(qū)地貌地表。
1.2.3 井田地質(zhì)構(gòu)造
小魚溝井田位于準格爾煤田東北隅，其構(gòu)造特點和煤田區(qū)域總體構(gòu)造大致相同，礦區(qū)總體構(gòu)造形態(tài)為一傾向北西的單斜構(gòu)造，發(fā)育有次級波狀起伏，區(qū)內(nèi)構(gòu)造線為北東向。
井田處于窯溝背斜的西北翼，構(gòu)造形態(tài)受窯溝背斜的控制與牽制，在窯溝背斜形成的同時，產(chǎn)生了和窯溝背斜走向基本一致的褶皺，其褶曲軸為北東向，褶曲兩翼較寬緩，一般10°以下。南部窯溝背斜西北翼較陡，傾角14°以下。
綜合上述，本區(qū)構(gòu)造簡單，構(gòu)造復雜程度一類。
現(xiàn)將井田內(nèi)主要褶皺敘述如下：
l、蘭家窯子背斜：位于礦區(qū)北部蘭家窯子一帶，起于7號鉆孔附近，以南 60°西延伸，到 152號鉆孔逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)槟?0°西延出區(qū)外，背斜軸線微成弧形。長2.5～3Km，精曲北東端緊密，西南端寬緩，北翼傾角3°左右，南翼傾角4°左右，已經(jīng)控制查明。
2、碾房梁向斜：位于礦區(qū)中西部碾房梁一帶，起于13號鉆孔南，以南 45°西延伸，到礦區(qū)邊界處以南 50°西延出區(qū)外，向斜軸線略呈弧形，長約2Km。向斜在30號鉆孔西側(cè)最低，向兩端翹起，褶曲寬緩，兩翼傾角4°～6°。
3、腦包溝背斜：位于礦區(qū)南部腦包溝，走向和腦包溝一致，以南45°西延伸，長約1.5Km，褶曲兩翼平緩，傾角l°～3°，表現(xiàn)為穹隆狀，已經(jīng)控制查明。
1.2.4 井田水文地質(zhì)
黃河是我國第二大河流，從準格爾煤田東緣流過，是距離本區(qū)最近的地表水體。據(jù)黃河水利委員會頭道拐水文站觀測資料，水位標高：最低984.52m（1978年7月20日），最高990.33m（1981年9月26日）；河水流量最小55.2 m3/s（1980年6月27日），最大5150 m3/s（1981年9月26日）；年平均含沙量5.74～24.30kg/ m3。小魚溝溝口賈窖圪旦，在1985年9月測黃河水位標高為968.53m。區(qū)內(nèi)126號鉆 孔孔底標高為 839.62m，低于黃河水位120余m，孔內(nèi)無水位，又無大的斷裂與黃河勾通，由此可見黃河水不易補給礦區(qū)，而是排泄礦區(qū)水的天然場所。
小魚溝井田位于準格爾煤田東北部，構(gòu)造形態(tài)為一單斜具次級波狀起伏，巖層平緩，未見斷層。區(qū)內(nèi)各巖層中不同程度發(fā)育著裂隙，僅局部有泉水出露，流量一般較小，地下水補給來源貧乏，以大氣降水補給為主，地下水位較深，均在百米之下。由于煤層直接充水含水巖組上部數(shù)層隔水層（泥巖、砂質(zhì)泥巖等）的存在，大氣降水補給地下者甚微，由此決定了本井田水文地質(zhì)條件簡單，屬煤田補給區(qū)
本區(qū)煤系地層為上石炭統(tǒng)太原組及下二疊統(tǒng)山西組。巖性由粒度不同的砂巖、砂質(zhì)泥巖、泥巖、粘土巖及煤層組成，各巖層又程度不同地發(fā)育著裂隙 直接充水巖層主要為堅硬裂隙砂巖，充水空間發(fā)育，但因補給來源貧乏，致使含水層富水性較弱，僅含有微量裂隙水。核實區(qū)內(nèi)外經(jīng)三個鉆孔試驗抽水，均因水柱高度不足（0.25～4.04m）而未進行正式抽水試驗。據(jù)鄰區(qū)鉆孔抽水試驗結(jié)果證實，單位涌水量均小于0.001l/s·m。區(qū)內(nèi)有數(shù)層泥巖、粘土巖為隔水層，各含水層一般無水力聯(lián)系。構(gòu)造簡單，無斷層及陷落柱。煤系基底奧陶系灰?guī)r，巖溶裂隙一般不發(fā)育，小的溶洞及裂隙均被方解石及泥質(zhì)所充填。黃河雖流經(jīng)礦區(qū)東緣，但無大的斷裂與其勾通。區(qū)內(nèi)因地形復雜，沖溝發(fā)育，大氣降水難以補給地下，故本區(qū)應屬于以裂隙巖層為主的水文地質(zhì)條件簡單類型，即二類一型。
1.3 煤層特征
1.3.1 煤層賦存條件
礦區(qū)內(nèi)含煤2層，分別為6、9號煤層，煤層平均總厚 15.55m，煤系總厚140.70m，含煤系數(shù)為9.4%。
太原組含煤6層：為6、 9號煤層， 6號煤層巨厚，大部分可采； 9號煤層大部可采。
煤層群賦存特征見下表：
表 1 1 煤層群賦存特征
煤
層
號
煤層
埋藏深度
煤層
自然厚度
煤層
可采厚度
夾 矸
單層厚度
層數(shù)
煤層間距
穩(wěn)定
程度
可
采
性
備注
最小～最大
平均(點數(shù))
最小～最大
平均(點數(shù))
最小～最大
平均(點數(shù))
最小～最大
平均(點數(shù))
6
111.29～307.25
203.60（61）
0.20～25.51
13.12(61)
1.63～19.24
12.00(57)
0.02～0.86
1～18
5.85～22.70
15.03(50)
較
穩(wěn)
定
大
部
可
采
主要可采煤層
0.25～23.73
8.43(65)
9
169.39～370.54
248.46（73）
0.25～9.60
3.62(73)
0.80～7.75
3.55(67)
0.10～0.80
1～8
較
穩(wěn)
定
大
部
可
采
主要可采煤層
本井田范圍內(nèi)主采煤層為6、9煤層，其它煤層均不具備開采價值。
6號煤層：位于太原組上部，是本區(qū)的主要可采煤層。大部可采，井田東北角尖滅。煤層厚度變化在0.26～19.24m，平均厚度12.00m，最大厚度分布在井田中南部，煤層較穩(wěn)定。6號煤層屬復雜結(jié)構(gòu)煤層，夾矸最多達20層以上，平均夾矸層數(shù)11層，夾矸最大厚度1.00m左右，平均夾矸厚度0.1 5m，夾矸總厚度2～4m；夾矸主要為粘土巖、砂質(zhì)粘土巖，泥巖及炭泥巖。煤層結(jié)構(gòu)尤以頂部最為復雜。
9號煤層：本區(qū)主要可采煤層，位于太原組下部，大部可采。在152號鉆孔為風化煤。煤層厚度0.10～7.24m，平均厚度3.55m。煤層結(jié)構(gòu)簡單～復雜，最多夾矸11層，平均夾矸層數(shù)3層，單層夾矸最大厚1.00m左右，平均夾矸厚0.26m，夾矸主要巖性為粘土巖、泥巖、炭泥巖。
1.3.2 煤層圍巖性質(zhì)
本區(qū)兩個巖樣孔的巖石力學試驗成果表明，巖石力學特點是抗壓強度高，絕大部分巖石屬半堅硬一堅硬巖石，而又以堅硬巖石為主。只有煤層、部分泥巖及軟弱夾層抗壓強度值較低（小于100 Kg /cm2），其它各類巖石抗壓強度值均大于100 Kg /cm2。
區(qū)內(nèi)6號煤層頂?shù)装鍘r層大部分為泥巖、粘土巖，112號孔6號煤層直接頂板為泥巖，采取樣品保抗壓強反試驗，抗壓強度RC＝50 Kg /cm2，6號煤層RC＝6l Kg /cm2。6號煤層底板泥巖由于較軟，未采成樣品，局部6號煤層呈沖刷接觸（直接頂板為砂巖），砂巖裂隙較為發(fā)育，因此6號煤層頂板均為不穩(wěn)定巖層，應對6號煤層頂板加強維護。6號煤層底板泥巖、粘土巖在遇水的情況下有可能產(chǎn)生塑性變形，造成巷道底鼓現(xiàn)象。
9號煤層頂板以砂巖為主，其次為泥巖、粘土巖，其抗壓強度大于100 Kg /cm2，屬半堅硬巖類。9號煤層底板以泥巖為主，雖抗壓強度值大于100 Kg /cm2，但侵水后其各種物理力學指標均相應降低，故在開采9號煤層時應該引起重視。
根據(jù)兩個巖樣孔的統(tǒng)計，巖石抗壓強度值＜100 Kg /cm2的占5％，屬軟弱巖石；在100～250 Kg /cm2的占43％，屬半堅硬巖石；＞250 Kg /cm2的占52％，屬堅硬巖石。半堅硬一堅硬巖石合計占95％。
1.3.3 煤的特征
（一）煤的宏觀特征
根據(jù)煤的物理性質(zhì)和煤巖成分特征，概括定出各煤層的宏觀煤巖類型。6號煤層上段，是結(jié)構(gòu)十分復雜，煤巖成分以暗煤為主，少量的絲炭和亮煤，所以定該層段為半暗型煤；6號煤層中一下段，以亮煤為主，夾有鏡煤條帶，絲炭較發(fā)育，定為半亮型煤。9號煤層一般厚層狀，硬度大，以暗煤為主，局部夾有亮煤，絲炭較發(fā)育，煤巖類型由半暗型一暗淡型。
（二）顯微煤巖特征
部分鉆孔進行光片煤巖顯微組分定量和最大反射率測定（電光管），從定量資料分析，本區(qū)煤層突出特征是絲質(zhì)組含量較高：6號煤層平均值為 37.6%， 9號煤層平均值為29.4%。礦物雜質(zhì)中粘土組占絕對優(yōu)勢，硫化物和碳酸鹽一般都不超過1%。
（三）變質(zhì)階段
鏡煤最大反射率可反映煤的變質(zhì)程度，各層均不高，6號煤層為0.5588， 9號煤層為 0.5561，均屬Ⅰ變質(zhì)階段。與煤分類對照，相當長焰煤。
五、煤的主要化學性質(zhì)
（一）工業(yè)分析
1、水分（Mad）
6號煤層在2.92～13.54%之間，平均值5.56%； 9號煤層在1.85～13.46%，平均值為4.75%。
2、灰分（Ad）
6號煤層在17.67～29.87%之間，平均值為23.17%，屬中灰煤； 9號煤層在18.35～39.08%，平均28.19%，屬中灰煤。
3、揮發(fā)分（Vdaf）
6號煤層在28.05～39.56%之間，平均值為37.38%； 9號煤層在35.11～41.41%之間，平均值為38.12%。
（二）有害元素
1、硫（St,d）
本區(qū)硫分有由上往下逐漸增大的規(guī)律，6號煤層是全區(qū)硫分最低的可采煤層，但是變化幅度很大，由 0.45～2.16%，平均值為1.25％，屬于低中硫。9號煤層，變化較大，在0.60％～4.66％，平均 1.85％，屬中硫煤。
本區(qū)硫分主要以硫化物為主，其次是有機硫，硫酸鹽硫微量。所以通過洗選后，精煤硫分有明顯下降，其洗后結(jié)果：6號煤層平均值為0.74％，9號煤層平均值為1.06％。
2、磷
各煤層磷含量為6、9號煤層磷平均值分別為0.03%、0.021%，屬低磷煤。
3、砷
砷含量較高、變化大，6號煤層由4.l～47.5PPM，平均 22.1PPM； 9號煤層由3.0～24.76PPM，平均41.0PPM。砷多以砷黃鐵礦形態(tài)存在，所以硫分高，砷就高，硫分多以結(jié)核形態(tài)存在，易于剔除，同時也降低了砷的含量，采礦時加強手選，可降低砷和硫含量。砷是有害元素，特別是釀酒和食品工業(yè)燃燒用煤要求砷的含量不得超過8PPM，所以使用前最好進行化驗檢查。
4、氯
氯在本區(qū)各煤層含量均不高，屬于低氯煤。
（三）元素分析
煤中有機質(zhì)主要由碳、氫、氮、氧和硫等五種元素構(gòu)成。有機質(zhì)的元素組成與煤的成因類型和變質(zhì)程度有關(guān)，同時也與風、氧化程度有關(guān)。本區(qū)煤層碳元素較高，主要與煤層受輕微氧化有關(guān)。原煤碳元素與灰分大小有密切關(guān)系，灰分的變化影響著碳元素含量的變化。洗選后的精煤各種元素的變化范圍較小，代表性強。本區(qū)精煤碳元素一般都在78～80％左右，氫元素多在4.8～5.0％左右，氧元素多在13.0～14.0%，氮元素很穩(wěn)定。碳與氫的比一般在16左右。
六、工藝性能
（一）發(fā)熱量（Qnet,d）
6煤層原煤發(fā)熱量為17.99～25.55 MJ/kg，平均值為23.11 MJ/kg。9煤層原煤發(fā)熱量為15.44～25.86 MJ/kg，平均值為21.62 MJ/kg。均屬中高熱值煤。
（二）灰成分、熔融性
本區(qū)煤灰熔融性很高，也是該區(qū)煤質(zhì)主要特征之一，T2一般都大于1500℃，部分點T1也大于1500℃，各層均屬于“難熔灰分”煤。本區(qū)煤灰中的三氧化二鋁含量高，一般都大于40%，是導致煤灰熔融點高的主要因素，含氧化鈣和氧化鐵低也是個因素。煤熔融點高，對煤的氣化和燃燒用煤都有益處。
（三）低溫干餾（Tar,d）
各煤層平均值為：6號煤層5.9%；9號煤層6.1%，屬含油煤。
七、可選性
根據(jù)原報告資料分析：6號煤層上段，煤質(zhì)較差，灰分較高，精煤回收率很低，屬于極難選煤； 6號煤層下部兩個樣可選性分別為難選、易選煤。從簡選樣資料看6號煤層屬接近難選煤。
八、煤類
根據(jù)中國煤炭分類國家標準 GB575－86低變質(zhì)煤的分類指標為洗煤（Vdaf）、粘結(jié)指數(shù)（GRI）、透光率（Pm）。區(qū)內(nèi)煤粘指數(shù)為0～1，揮發(fā)分一般均在37％以上，煤類屬長焰煤（CY41）。
九、煤的工業(yè)用途
6號煤層是本區(qū)主要可采煤層，煤質(zhì)最佳，屬中灰、低硫，其它有害元素磷、氯含量均不高，砷含量較高。全區(qū)均屬低變質(zhì)程度煤。6號煤層洗煤揮發(fā)分多在37～39%之間，平均值為 38.00%，粘結(jié)指數(shù)為零，煤種為長焰煤，發(fā)熱量（QgDT，）為23.55MJ/Kg，含油率不高（T＝5.9）。
6號煤層屬巨厚煤層，上段結(jié)構(gòu)復雜，原煤灰分高，可選性極差，屬于“極難選”煤，精煤回收率屬低等；中下段，結(jié)構(gòu)較簡單，灰分低，可選性較差，屬于難選煤，精煤回收率屬良等。全層綜合評價定為難選煤。該區(qū)用少數(shù)點對煤的熱穩(wěn)定性和煤對二氧化碳化學反應性進行試驗，均較好，煤灰熔融性較高，灰分、硫分等均可滿足“沸騰層發(fā)生爐”氣化用煤指標。
所以本層煤經(jīng)粗選后，可用于火車、船舶等的蒸氣機用煤。原煤和中煤均可用于火力發(fā)電。氣化和液化是發(fā)展方向。
9號煤層均屬中高灰煤，低中硫～中硫煤。其它有害元素均不高，砷含量較高。9號煤層進行可選性試驗，屬于極難選煤（±0.1值為53.6），精煤回收率屬低等。所以9號煤層，最適合火力發(fā)電和民用。
1.3.4 瓦斯等開采技術(shù)條件
一、瓦斯
8勘探線從淺到深進行了采樣，主要可采煤層共采瓦斯樣11個，化驗結(jié)果瓦斯含量均不高，屬“低沼氣礦井”（表5-4-1）。
從瓦斯成分分析看，幾乎無CH4氣，絕大部分是N2氣，其次是CO 2氣，說明該區(qū)瓦斯含量不高。
二、煤塵
根據(jù)原報告提供基礎資料，在112號鉆孔簡選樣中縮選煤塵爆炸試驗樣，其試驗結(jié)果6號煤層。試驗證明該區(qū)煤的本身特性無煤塵爆炸危險性。
三、煤的自燃
根據(jù)原報告資料說明該區(qū)煤易自燃。另外煤層本身含絲炭高，下部煤層含硫高，都是易產(chǎn)生煤的自燃內(nèi)在因素。通過試驗，該區(qū)都是高揮發(fā)分，燃點試驗也證明該區(qū)屬“很易自燃煤”。
2 井田境界和儲量
2.1 井田境界
2.1.1 井田范圍
小魚溝擬定井田位于準格爾煤田最北部，行政區(qū)劃隸屬準格爾旗喇嘛灣鎮(zhèn)管轄。其地理坐標為：
東經(jīng)：111°20′00″～111°22′50″
北緯：39°57′22″～39°59′49″
2.1.2 井田尺寸
由于該井田為近水平煤層，沒有十分明顯的走向與傾向，故以自然方向為基準來確定井田尺寸。
井田東西方向最小長度為3.7 km，最大長度為3.9km，平均為3.8 km。南北方向最小長度為2.5km，最大長度為3.2km，平均為3.0km。
煤層傾角最小為0°，最大為8°，平均傾角為3°。
井田賦存狀況如圖 2 1所示。
圖 2 1 井田賦存狀況示意圖
2.2 礦井儲量
2.2.1 儲量計算基礎
本次儲量計算是按照《煤、泥炭地質(zhì)勘查規(guī)范》DZ/0215-2002要求的工業(yè)指標進行資源儲量計算。
1、最低可采厚度為0.60 m。
2、最高可采灰分不大于40%。
3、最低發(fā)熱量不低于17.0 mJ/kg。
4、最高硫分不大于3%。
5、煤層容重：6#煤層容重為1.4 t/m3。
井田內(nèi)主采煤層穩(wěn)定，厚度變化不大，煤層產(chǎn)狀平緩，勘探工程分布比較均勻，采用地質(zhì)塊段的算術(shù)平均法進行含量計算。
2.2.2 六煤煤層儲量計算
6號煤層等值線圖如下
圖 2 2 六煤賦存狀況示意圖
6號煤層的地質(zhì)儲量為
(2-1)
式中， ——6煤地質(zhì)資源量，Mt；
—— 煤層平均厚度，m；
—— 煤層賦存面積，km2；
—— 煤層容重，t/m3。
6號煤層的工業(yè)儲量為
(2-2)
式中 —— 6煤工業(yè)資源/儲量；
—— 探明的資源量中經(jīng)濟的基礎儲量；
—— 控制的資源量中經(jīng)濟的基礎儲量；
—— 推斷的資源量；
—— 可信度系數(shù)，取0.7~0.9。地質(zhì)構(gòu)造簡單、煤層賦存穩(wěn)定的礦井，值取0.9；地質(zhì)構(gòu)造復雜、煤層賦存較穩(wěn)定的礦井，取0.7。本礦井煤層賦存穩(wěn)定，但有貫穿整個井田的大斷層多條，屬中等地質(zhì)構(gòu)造，故可信度系數(shù)k取0.8。
以勘探地質(zhì)報告為基礎，礦井的資源分類及計算比例如表2-2-3所示，
表2-1 地質(zhì)資源分類表
地質(zhì)資源量
探明的資源儲量
推斷的資源量
控制的資源儲量
礦井工業(yè)儲量
次邊際經(jīng)濟的資源量
經(jīng)濟的基礎儲量
邊際經(jīng)濟的基礎儲量
推斷的資源量
經(jīng)濟的基礎儲量
邊際經(jīng)濟的基礎儲量
次邊際經(jīng)濟的資源量
編碼
2S11
121b
2M11
333
122b
2M22
2S22
60%
10%
30%
六號煤層的可采儲量為
(2-3)
式中 —— 礦井工業(yè)廣場和主要大巷沒煤柱損失量；
—— 斷層和采區(qū)巷道等的煤柱損失量；
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
根據(jù)《煤炭工業(yè)礦井設計規(guī)范》相關(guān)規(guī)定，確定設計礦井年工作日為330 d，每日三班作業(yè)，兩班生產(chǎn)，一班檢修，日凈提升時間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、開采條件、技術(shù)裝備、經(jīng)濟效益及國家對煤炭的需求等因素，經(jīng)多方案比較或系統(tǒng)優(yōu)化后確定。
礦區(qū)規(guī)?？梢罁?jù)以下條件確定：
1、資源情況：煤田地質(zhì)條件簡單，儲量豐富，應加大礦區(qū)規(guī)模，建設大型礦井。
2、開發(fā)條件：包括礦區(qū)所處地理位置（是否靠近老礦區(qū)及大城市），交通（鐵路、公路、水運），用戶，供電，供水，建筑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；否則應縮小規(guī)模。
3、國家需求：對國家煤炭需求量（包括煤中煤質(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 礦井設計生產(chǎn)能力
小魚溝井田儲量較豐富，煤層賦存穩(wěn)定，頂?shù)装鍡l件較好，無斷層，褶曲少，傾角小，厚度變化不大，開采條件較簡單，技術(shù)裝備先進，經(jīng)濟效益好，宜建設大型礦井。
故確定小魚溝煤礦礦井設計生產(chǎn)能力為1.2 Mt/a。
3.2.3 礦井服務年限
礦井服務年限必須與井型相適應。
本礦井煤炭資源儲量較豐富，可采資源量87.61Mt,主要可采煤層6#煤，煤層傾角小，為近水平煤層，無斷層和較大褶皺構(gòu)造，無巖漿侵入體，地質(zhì)構(gòu)造較為簡單，無老窯和采空區(qū)。礦井距外部公路僅4km。本礦井水源由準格爾旗黃河水務有限公司所屬三拉溝水庫供給，距本礦工業(yè)場地10km。礦井電源可由準格爾電業(yè)局正在規(guī)劃建設的納林溝110kV區(qū)域變電所供給，距本礦工業(yè)場地僅7km。概況經(jīng)設計生產(chǎn)能力取。
礦井服務年限用公式（3-1）計算
(3-1)
式中 T — 礦井服務年限；
Zk — 礦井可采儲量；
A — 設計生產(chǎn)能力；
K — 儲量備用系數(shù)，一般取1.3~1.5，本設計取1.4。
則礦井服務年限為
表 3 1 新建礦井設計服務年限
礦井設計生產(chǎn)能力(Mt/a)
礦井設計服務年限(a)
第一開采水平設計服務年限(a)
煤層傾角
<25°
煤層傾角
25°～45°
煤層傾角
>45°
6.0及以上
70
35
—
—
3.0～5.0
60
30
—
—
1.2～2.4
50
25
20
15
0.45～0.9
40
20
15
15
3.2.4 井型校核
按礦井的實際煤層開采能力、輔助生產(chǎn)能力、儲量條件及安全條件等因素對井型進行校核：
1、煤層開采能力
井田內(nèi)6煤平均12.00 m，為特厚煤層，賦存穩(wěn)定，厚度變化不大。根據(jù)現(xiàn)代化礦井“一礦一井一面”的發(fā)展模式，可以布置一個綜放工作面保產(chǎn)。
2、輔助生產(chǎn)環(huán)節(jié)的能力校核
礦井設計為大型礦井，開拓方式為斜井單水平。主斜井采用膠帶機運煤，副立井采用無軌膠輪車輔助運輸。運煤能力和大型設備的下放可以達到設計井型的要求。工作面生產(chǎn)的原煤轉(zhuǎn)載后經(jīng)主斜井膠帶機提升至地面，運輸能力大，自動化程度高。
3、礦井的設計生產(chǎn)能力與整個礦井的工業(yè)儲量相適應，有足夠的服務年限，滿足《煤炭工業(yè)礦井設計規(guī)范》關(guān)于表 3 1的有關(guān)要求。
4 井田開拓
4.1 井田開拓的基本問題
井田開拓是指在井田范圍內(nèi)，為了采煤從地面向地下開拓一系列巷道進入煤層從而建立礦井提升、運輸、通風、排水和動力供應等生產(chǎn)系統(tǒng)。這些用于開拓的井下巷道的形式、數(shù)量、位置及其相互聯(lián)系和配合稱為開拓方式。合理的開拓方式，需要對技術(shù)可行的幾種開拓方案進行技術(shù)經(jīng)濟比較，才能確定。
井田開拓主要研究如何布置開拓巷道等問題，具體有下列幾個問題需認真研究：
1、確定井筒的形式、數(shù)目和配置，合理選擇井筒及工業(yè)場地的位置；
2、合理確定開采水平的數(shù)目和位置；
3、布置大巷及井底車場；
4、確定礦井開采程序，做好開采水平的接替；
5、進行礦井開拓延深、深部開拓及技術(shù)改造；
6、合理確定礦井通風、運輸及供電系統(tǒng)。
確定開拓問題，需根據(jù)國家政策，綜合考慮地質(zhì)、開采技術(shù)等諸多條件，經(jīng)全面比較后才能確定合理的方案。在解決開拓問題時，應遵循下列原則：
1、貫徹執(zhí)行國家有關(guān)煤炭工業(yè)的技術(shù)政策，為早出煤、出好煤高產(chǎn)高效創(chuàng)造條件。在保證生產(chǎn)可靠和安全的條件下減少開拓工程量，尤其是初期建設工程量，節(jié)約基建投資，加快礦井建設。
2、合理集中開拓部署，簡化生產(chǎn)系統(tǒng)，避免生產(chǎn)分散，做到合理集中生產(chǎn)。
3、合理開發(fā)國家資源，減少煤炭損失。
4、必須貫徹執(zhí)行煤礦安全生產(chǎn)的有關(guān)規(guī)定。要建立完善的通風、運輸、供電系統(tǒng)，創(chuàng)造良好的生產(chǎn)條件，減少巷道維護量，使主要巷道經(jīng)常保持良好狀態(tài)。
5、要適應當前國家的技術(shù)水平和設備供應情況，并為采用新技術(shù)、新工藝、發(fā)展采煤機械化、綜掘機械化、自動化創(chuàng)造條件。
6、根據(jù)用戶需要，應照顧到不同煤質(zhì)、煤種的煤層分別開采，以及其它有益礦物的綜合開采。
4.1.1 井筒的確定
包括主井、副井及風井的形式、數(shù)目、位置及坐標的確定。
1、井筒形式的確定
井筒形式有三種：平硐、斜井、立井。一般情況下，平硐最簡單，斜井次之，立井最復雜。
各形式井筒的優(yōu)缺點及適應條件見如下分析：
（1）平硐
優(yōu)點：井下運輸環(huán)節(jié)少，系統(tǒng)簡單，費用低，地面工業(yè)廣場設施簡單，施工條件好，施工速度快，井巷工程量少，加快建井周期，少留工業(yè)廣場保煤柱。
缺點：受地形跡埋藏條件限制。
適用條件：只有在地形條件合適，煤層賦存較高的山嶺、丘陵或溝谷地區(qū)，且便于布置工業(yè)場地和引進鐵路，上山部分儲量大致能滿足同類井型水平服務年限要求。
（2）斜井
優(yōu)點：井筒施工工藝、施工設備與工序比較簡單，掘進速度快，單價低，初期投資少；地面工業(yè)建筑、井筒裝備、井底車場及硐室都比立井簡單，井筒延伸施工方便，對生產(chǎn)干擾少，不易受底板含水層的威脅；提升能力大，可做為安全出口。
缺點：斜井井筒長，輔助提升能力小，提升深度有限；通風路線長、阻力大、管線長度大；斜井井筒通過富含水層、流沙層施工技術(shù)復雜。
適用條件：煤層賦存較淺，表土層不厚，水文地質(zhì)情況簡單，井筒不需要特殊施工的緩傾斜、傾斜煤層
（3）立井
優(yōu)點：立井井筒短，提升速度快，提升能力大，對輔助提升特別有利。井筒斷面大，可滿足高瓦斯礦井、煤與瓦斯突出礦井需風量的要求，且阻力小，對深井開拓極為有利；當表土層為富含水層或流沙層時，立井比斜井容易施工；對地質(zhì)構(gòu)造和煤層產(chǎn)狀均特別復雜的井田，能兼顧深部和淺部不同產(chǎn)狀的煤層。
缺點：立井井筒施工技術(shù)復雜，需用設備多，要求有較高的技術(shù)水平，井筒裝備復雜，掘進速度慢，基本建設投資大。
適用條件：不受煤層傾角、厚度、深度、瓦斯及水文等自然條件的限制。
本礦井煤層傾角小，平均3°，為近水平煤層；水文地質(zhì)情況比較簡單，涌水量小，地勢高低起伏明顯，表土層很薄；不具備平硐開拓條件，但可以采用立井開拓或斜井開拓或者是兩種開拓方式組合。
2、主副井筒位置的確定
井筒位置的確定原則：
（1）有利于第一水平的開采，并兼顧其他水平，有利于井底車場和主要運輸大巷的布置，石門工程量少。
（2）有利于首采區(qū)布置在井筒附近的富煤階段，首采區(qū)少遷村或不遷村。
（3）井田兩翼儲量基本平衡。
（4）井筒不宜穿過厚表土層、厚含水層、斷層破碎帶、煤與瓦斯突出煤層或軟弱巖層。
（5）工業(yè)廣場應充分利用地形，有良好的工程地質(zhì)條件，且避開高山、低洼和采空區(qū)，不受崖崩滑坡和洪水威脅。
（6）工業(yè)廣場宜少占耕地，少壓煤。
（7）距水源、電源較近，礦井鐵路專用線短，道路布置合理。
3、風井井口位置的選擇
應在滿足通風要求的前提下，與提升井筒的貫通距離最短，并利用各種煤柱以減少保護煤柱的損失。
4.1.2 工業(yè)場地
工業(yè)場地的位置選擇在主、副井井口附近。礦井對外聯(lián)系的公路從井田北部約4km處通過，35kV電源線路來自井田西南部，水源來自井田西北部，從大路工業(yè)園位置考慮，礦井工業(yè)場地布置在井田北部或西北部較好。
4.1.3 井田的再劃分
1、開采水平確定
井田設計開采煤層為6#煤層，6#號煤層平緩，傾角平均為3°，最大僅8°，為近水平煤層。煤層埋藏最深處僅220 m，且為近水平煤層，按照設計規(guī)范要求，應采用單水平開拓。開采水平標高為+970m。
2、階段內(nèi)再劃分
井田范圍內(nèi)不存在較大的斷層和褶皺，屬簡單結(jié)構(gòu)煤層。由于本礦井設計為高產(chǎn)高效礦井，故應力求巷道布置和生產(chǎn)系統(tǒng)簡單。考慮到目前高產(chǎn)高效礦井近水平煤層的準備方式主要有盤區(qū)式和帶區(qū)式，需要分析二者的優(yōu)缺點進行階段內(nèi)再劃分方案的選擇。
由于本井田大致呈現(xiàn)為東西向延展較長，南北方向較短，且煤層傾角較小，平均為3°，最大8°，適宜沿井田主要延展方向做大巷，在大巷兩翼布置分帶工作面，這也是近水平煤層簡單、高效的準備方式。故可將井田劃分為若干個帶區(qū)。
4.1.4 主要開拓巷道
開拓巷道主要可分為煤巷和巖巷，其技術(shù)比較見表 4 1。
表 4 1 煤巖巷的技術(shù)比較
項目
煤層巷道
巖層巷道
特征
沿煤層掘進，隨煤層等高線變化。
在距煤層一定距離的巖層中，掘進中基本保證取直。
優(yōu) 缺 點
掘進容易，施工速度快，便于機械化掘進，掘進中可以探明煤層變化和地
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