黑岱溝露天煤礦斷陷帶區域拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝參數優化

趙景昌，孫健東，白潤才，王 東，劉喜順，徐鐘馗，唐曉騫

(1.遼寧工程技術大學 礦產資源開發利用技術及裝備研究院，遼寧 阜新 123000; 2.遼寧工程技術大學 礦業學院，遼寧 阜新 123000; 3.華北科技學院，河北 三河 065201; 4.神華準能黑岱溝露天煤礦，內蒙古 鄂爾多斯 010399)

黑岱溝露天煤礦是我國自行設計、自行施工的特大型露天煤礦，原設計原煤生產能力12.0 Mt/a。2003年黑岱溝露天煤礦進行拉斗鏟倒堆工藝技術改造，原煤生產能力提高至20.0 Mt/a，并從此形成了獨具特色的多種工藝聯合的綜合開采工藝:上部黃土采用輪斗—膠帶連續開采工藝(受地形條件及開采強度影響，目前已停用)，中部部分巖石采用單斗-卡車工藝，煤層頂板以上約45 m厚巖石(具體厚度視煤層厚度、開采強度等條件確定)采用拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝，煤層采用單斗—卡車—地表半固定破碎站半連續開采工藝[1]。2011年，黑岱溝露天煤礦再次進行擴能技術改造，生產規模由20.0 Mt/a擴大至29.0 Mt/a。目前該礦的核定生產能力為34.0 Mt/a。

為了提高黑岱溝露天煤礦二采區勘探程度，2010年10月，神華地質勘查有限責任公司對該區進行了補充勘探。通過此次補勘，在二采區西部0.9 km2范圍內發現9條斷層，其中DF5與DF6兩條正斷層形成煤層斷陷帶，最大落差達18 m。

2017年末，黑岱溝露天煤礦完成由首采區向二采區轉向，轉向后二采區工作線南北方向布置，向東推進。

根據黑岱溝露天煤礦目前產量規模與開采技術條件推算，二采區采煤工作面于2019年末推進至煤層斷陷帶。由于斷陷帶斷層的存在，導致煤層局部陷落或隆起，拉斗鏟倒堆實體臺階高度也隨之發生劇烈變化，使拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝實施難度較大，相關參數不能按正常開采區設計，須做重大調整，否則難以保證原煤生產接續。

筆者在對斷陷帶區域地質條件、拋擲爆破臺階高度與有效拋擲率、拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝生產能力、拉斗鏟倒堆作業條件等進行深入分析的基礎上，對過斷陷帶期間拋擲爆破臺階高度、拉斗鏟站立水平高度等參數進行了優化設計，以確保在斷陷帶地質條件劇烈變化的情況下，拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝能夠正常施工、原煤生產順利接續。

1 斷陷帶影響區域分析

為了分析并確定斷陷帶對拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝的影響范圍，沿垂直于采場拋擲爆破臺階工作線方向切割18組橫剖面(剖面位置如圖1所示，篇幅所限，剖面圖未一一列出)，并從拋擲爆破高臺階穩定性、DM-H2鉆機傾斜穿孔有效深度、拋擲爆破有效拋擲率等方面對拉斗鏟倒堆各采掘帶進行逐剖面分析，在此基礎上，確定斷陷帶影響范圍。

圖1 剖面位置與斷陷帶影響區域Fig.1 Section position and influence area of fault subsidence zone

1.1 斷層對拋擲爆破高臺階穩定性的影響區域

黑岱溝露天煤礦拋擲爆破臺階平均高度約45 m，當斷層傾向與臺階坡面順傾且斷層面在臺階坡面出露時，在爆破震動及其他環境因素的影響下，極易導致拋擲爆破高臺階沿斷層破碎帶發生局部片幫，影響拉斗鏟倒堆及下部采煤臺階作業安全。

通過對18組剖面進行逐采掘帶分析可知，斷陷帶區域內，影響拋擲爆破高臺階穩定性的斷層主要為DF8逆斷層與DF6正斷層。其中DF8逆斷層主要影響第1～4采掘帶,DF6正斷層影響第6，7采掘帶。

1.2 斷層對拋擲爆破高臺階DM-H2鉆機傾斜穿孔有效深度的影響區域

在黑岱溝露天煤礦二采區西部煤層斷陷帶區域的所有斷層中，DF5與DF6是兩條落差最大的正斷層(DF5斷層落差0～18 m，DF6斷層落差0～15 m)，在這兩條正斷層影響下，6煤頂、底板整體下陷，形成了一種典型的地塹構造。

拋擲爆破高臺階穿孔鉆機為美國阿特拉斯公司生產的DM-H2型牙輪鉆機，鉆進角度從豎直狀態以5°為一個進量最大傾斜到30°，最大穿孔深度74.7 m(單根鉆桿標準孔深13.74 m，換桿器可儲鉆桿數量為4根，單根鉆桿長度15.24 m)，但現場實際應用過程中發現，當按65°傾角傾斜穿孔深度超過60 m時，孔底巖粉吹出困難、穿孔效率較低，因此，DM-H2型牙輪鉆機實際合理的最大垂直穿孔深度54 m(傾角65°時的最大穿孔深度60 m)。

由于DF5與DF6之間的地塹區煤層整體下降，導致了拉斗鏟倒堆實體臺階高度增加，使第3～7采掘帶部分區域拋擲爆破臺階高度超出了DM-H2鉆機傾斜穿孔有效深度(60 m)。

1.3 斷層對拋擲爆破有效拋擲率的影響區域

斷層導致的煤層局部隆起或下陷，對拋擲爆破有效拋擲率也產生了一定影響。基于現場收集的拋擲爆破爆堆形態曲線剖面，采用虛擬采樣—回歸分析方法預測斷陷帶區域拋擲爆破爆堆形態[2-5]，在此基礎上，計算拋擲爆破有效拋擲率，確定斷層對拋擲爆破有效拋擲率的影響區域為第5～10采掘帶。

綜合上述分析，確定斷陷帶影響區域為第1～10采掘帶(圖1中斜線填充部分)。

本文主要針對上述區域，對拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝拋擲爆破臺階高度、拉斗鏟站立水平高度等參數進行優化研究。

2 斷陷帶影響區域拋擲爆破臺階高度優化

2.1 拋擲爆破作業量的理論分析

為保證完成原煤計劃產量，黑岱溝露天煤礦采煤工作線年推進度需滿足:

(1)

式中，T為采煤工作線年推進度,m;Mm為年度原煤計劃產量,t;lm為原煤工作線長度,m;Hm為煤層平均厚度,m;γ為原煤密度，取1.47 t/m3。

綜合開采工藝中剝離工藝的工作線推進度至少應與采煤工作線推進度保持一致，則各剝離工藝年作業量分別為

(2)

(3)

式中，Mdd為剝離黃土及上部巖石的單斗-卡車工藝年作業量,m3;Hdd為單斗-卡車工藝剝離臺階高度，m；ldd為單斗-卡車工藝剝離臺階工作線長度，m;Mpd為拋擲爆破后下部巖石的松方量,m3;Hp為拋擲爆破臺階高度,m;lp為拋擲爆破臺階工作線長度，m;λ為拋擲爆破松散系數。

由于物料爆破后膨脹，且拉斗鏟倒堆作業存在二次倒堆量，因此拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝實際作業量比爆破后的巖石松方量大[6]，年有效拋擲量及倒堆系統作業量(松方)分別為

(4)

(5)

式中，Mp為拋擲爆破年有效拋擲量(進入排土場物料量，m3);Md為拉斗鏟倒堆系統年作業量,m3;f(Hp)為拋擲爆破有效拋擲率;η為拉斗鏟二次倒堆量占比。

2.2 拋擲爆破臺階高度設計

2.2.1拋擲爆破臺階高度初步設計

(1)拉斗鏟倒堆系統作業能力分析。黑岱溝露天煤礦完成由首采區向二采區轉向后，拉斗鏟實際倒堆工作線已縮短至1 550 m，與首采區相比，拉斗鏟作業走行頻繁，導致設備作業效率明顯下降，且現場實際生產過程中有效拋擲效率難以保持穩定，因此拉斗鏟倒堆系統實際生產能力將會比理論值低[7]。

根據礦方統計數據，拉斗鏟進入二采區后平均倒堆作業能力1 780萬m3/a。倒堆系統內投入1臺WK-55(斗容58 m3)、4輛930E型卡車(額定載重290 t)參與爆堆上分層剝離與拉斗鏟站立平盤拓展作業。WK-55生產能力1 000萬m3/a，考慮到進入斷陷帶區域后，拉斗鏟作業效率下降10%，因此倒堆系統生產能力按2 600萬m3/a計算。

(2)拋擲爆破環節作業量。黑岱溝露天煤礦拋擲爆破典型爆堆橫剖面如圖2所示。

圖2 不同臺階高度條件的拋擲爆破爆堆剖面Fig.2 Profile of overcasting blast heap with different bench heights

基于拋擲爆破典型爆堆剖面數據，擬合有效拋擲率與拋擲爆破臺階高度之間的關系曲線方程(圖3):

圖3 拋擲爆破臺階高度與有效拋擲率關系Fig.3 Relationship between bench height and effective throwing rate of overcasting blast

由圖3可知,臺階高度在36～44 m內有效拋擲率基本以0.4%/m遞增，但超過44 m后其增速逐漸降至0.2%/m甚至0.1%/m，即拋擲臺階高度與有效拋擲率呈非線性關系。在黑岱溝露天煤礦的特定巖性、炸藥性質以及采用擴展平盤的作業方式下，最大有效拋擲率約為0.39，考慮到斷陷帶區域采場推進方向煤層存在傾角，且受北端幫破碎站布置水平影響，拉斗鏟需要進行升降段作業以克服其站立水平高度變化，因此取修正系數0.9進行保守設計。

拋擲爆破作為拉斗鏟倒堆系統的前置環節，受倒堆系統作業能力的制約，因此存在合理的拋擲爆破臺階高度:既保證綜合開采工藝系統的接續穩定，又盡可能不降低拋擲爆破有效拋擲率[8]。根據拉斗鏟推進度確定最大可行的拋擲爆破臺階高度，進而確定有效拋擲量[9]，根據式(4),(5)，可得拋擲爆破臺階高度、原煤厚度、倒堆系統生產能力之間關系曲面(圖4)。

在倒堆系統不額外增加剝離設備的條件下，倒堆系統整體生產能力約為2 600萬m3/a，因此根據圖4可以得到原煤厚度與拋擲爆破臺階高度關系,見表1。

表1 原煤厚度與拋擲爆破臺階高度關系參考Table 1 Reference table of relationship between the raw coal thickness and bench height of overcasting blast

(3)拋擲爆破臺階高度。根據式(5)計算可得斷陷帶影響區域各采掘帶拋擲爆破臺階高度設計結果,見表2。從表2可以看出，隨著煤層厚度的增加，拋擲爆破臺階高度不斷增加，但考慮到現場作業時，拋擲爆破臺階高度變化不宜頻繁，且相鄰兩幅變化不宜過大，因此在保證1 a周期單位內(約推進4幅)不影響露煤量的前提下，對拋擲爆破臺階高度進行線性均衡調整(圖5)。

圖5 拋擲爆破臺階高度線性均衡Fig.5 Equilibrium of overcasting blast bench height

表2 拋擲爆破臺階高度設計值Table 2 Design values of overcasting blast bench height m

均衡后斷陷帶影響區域各采掘帶的拋擲爆破臺階高度,見表3。

2.2.2基于鉆機作業坡度限制的拋擲爆破臺階高度調整

根據拋擲爆破高臺階鉆機作業要求，一般鉆機作業平盤橫向坡度≤3%，縱向坡度≤5%。考慮到煤層存在起伏，拋擲爆破臺階高度也是一個理論值，在表3均衡后的拋擲爆破高度基礎上，按橫、縱向坡度限制調整拋擲爆破臺階頂面時，盡量使大部分區域臺階高度接近均衡后的臺階高度。

表3 均衡后的拋擲爆破臺階高度Table 3 Equilibrated overcasting blast bench height m

拋擲爆破臺階頂面坡度調整，分橫向與縱向坡度調整2階段完成。

(1)基于橫向坡度限制的臺階高度調整。拋擲爆破臺階頂面橫向坡度調整的原則:① 在表3拋擲爆破臺階高度均衡結果的基礎上進行調整，橫向坡度限制≤3%;② 為保證現場施工作業相對簡單，控制點要相對合理，最終使得拋擲爆破臺階頂面坡度平緩，盡可能減少坡度調整次數;③ 拋擲爆破臺階高度要盡可能控制在所設計的拋擲爆破臺階高度理論值附近，同時，受北端幫破碎站布置水平限制，拋擲爆破臺階北區端部應與北端幫路搭接，因此，調整后的拋擲爆破臺階高度35≤Hp≤55 m。

基于上述原則，按橫向坡度限制調整后的拋擲爆破臺階頂面如圖6所示。

圖6 橫向坡度調整后的拋擲爆破臺階頂面Fig.6 Overcasting blast bench top surface step after transverse gradient adjusted

調整后的拋擲爆破臺階頂面橫向坡度,見表4。

表4 拋擲爆破臺階頂面橫向坡度Table 4 Transverse gradient of overcasting blast bench %

(2)基于縱向坡度限制的臺階高度調整。根據鉆機現場實際作業縱向坡度≤5%，在橫向坡度調整的基礎上，按縱向坡度限制進一步調整后的拋擲爆破臺階頂面如圖7所示。

圖7 縱橫向坡度調整后的拋擲爆破臺階頂面Fig.7 Overcasting blast bench top surface Step after longitudinal and transverse gradient adjusted

按鉆機作業坡度限制調整后斷陷帶影響區域各采掘帶拋擲爆破臺階平均高度見表5。

表5 按坡度限制調整后的拋擲爆破臺階平均高度Table 5 Adjusted average heights of overcasting blast bench m

3 斷陷帶影響區域拉斗鏟站立水平高度優化

3.1 拋擲爆破-拉斗鏟倒堆工藝系統作業量理論分析

由于拉斗鏟倒堆與采煤工作面采用追蹤式開采方式布置，因此倒堆與采煤工作線年推進度應保持一致[10]:

(6)

(7)

式中，T′為倒堆與采煤工作線年推進度,m/a;b為拋擲爆破臺階采掘帶寬度,取85 m;S為倒堆系統一幅采掘帶作業截面積,m2;ld為拉斗鏟倒堆作業工作線長度，m;Md為拉斗鏟倒堆系統生產能力，m3。

拋擲爆破-拉斗鏟倒堆系統內單斗-卡車年作業量[11]為

拉斗鏟年作業量為

式中，Mi為拉斗鏟倒堆系統中第i種工藝年作業量，m3，i=1時，為單斗-卡車工藝，i=2時，為拉斗鏟倒堆工藝;Si為拉斗鏟倒堆系統中各作業環節單元截面積，m2，i=1，為挖掘爆堆上分層，i=2，為挖掘拉斗鏟站立水平臺階及煤溝，i=3，為挖掘超前溝(圖8)。

圖8 拉斗鏟倒堆系統各工藝作業區域截面Fig.8 Process operation area section of dragline casting technology system

3.2 拉斗鏟站立水平高度與作業截面積分析

為準確分析拉斗鏟站立水平高度與倒堆系統內各環節作業量之間的關系，對拋擲爆破臺階高度40,45,50 m時的爆堆橫剖面曲線進行了擬合[12-14]，在此基礎上，計算拉斗鏟不同站立水平高度條件下各環節作業截面積，計算結果見表6～8。

表6 拉斗鏟站立水平高度與各環節作業量(Hp=40 m)Table 6 Dragline standing bench height and each process work amount (Hp=40 m)

表7 拉斗鏟站立水平高度與各環節作業量(Hp=45 m)Table 7 Dragline standing bench height and each process work amount(Hp=45 m)

根據表6～8，繪制拋擲爆破臺階高度與倒堆系統各環節作業量關系曲線，如圖9所示。由圖9可知,隨著拋擲爆破臺階高度的增加，拉斗鏟作業截面積及二次倒堆截面積與臺階高度呈現出線性相關趨勢。這是由于拋擲爆破臺階高度提升至50 m后，煤溝處的二次倒堆空間已無法滿足上分層單斗-卡車工藝的輔助作業量空間需求，剩余物料直接進入了排土場。

表8 拉斗鏟站立水平高度與各環節作業量(Hp=50 m)Table 8 Dragline standing bench height and each process work amount(Hp=50 m)

圖9 拋擲爆破臺階高度與倒堆系統各環節作業截面積Fig.9 Relation curves between the overcasting blast bench height and each process working amount

3.3 拉斗鏟站立水平高度與作業量計算

(1)拉斗鏟站立水平平均高度計算。根據不同拋擲爆破臺階高度條件下爆堆曲線擬合結果，計算得到不同拋擲爆破臺階高度條件下拉斗鏟站立水平高度與原煤生產能力、原煤平均厚度的關系[15]，如圖10所示(圖中自上而下分別表示40,45,50 m拋爆臺階高度條件)。

據圖10可以得到煤層厚度與拉斗鏟站立水平高度關系參考表(表9)，表9計算結果可以用來指導拉斗鏟站立水平高度設計。

(2)各采掘帶拉斗鏟站立水平高度設計。為提高綜合開采工藝效率，需要根據每一采掘帶具體的煤層賦存條件、拉斗鏟作業效率變化情況，詳細設計各采掘帶拉斗鏟站立水平高度。

根據圖10，參考表9，按照各采掘帶煤量、煤層平均厚度、拉斗鏟作業量等計算可得各采掘帶拉斗鏟站立水平高度，見表10。

圖10 拉斗鏟站立水平高度與原煤生產能力、煤層平均厚度關系曲面Fig.10 Relation among the dragline standing bench height,the raw coal production capacity and the coal average thickness

表9 煤層厚度與拉斗鏟站立水平高度關系Table 9 Relation between coal thickness and dragline standing bench height

表10 各采掘帶拉斗鏟站立水平高度Table 10 Dragline standing bench height of each mining panel

確定了拉斗鏟站立水平高度后，由于煤層存在一定的起伏變化，還需要根據設計結果，結合拉斗鏟作業規格、作業與走行坡度限制等對拉斗鏟站立水平頂面高程進行調整，以確保拉斗鏟在斷陷帶區域能夠正常作業，并充分發揮拉斗鏟作業效率、降低開采成本。由于篇幅所限，不做贅述。

4 結 論

(1)斷陷帶斷層對拋擲爆破高臺階穩定性、DM-H2鉆機傾斜穿孔有效深度、拋擲爆破有效拋擲率等均存在不同程度的影響，通過對各采掘帶垂直于工作線方向的18組剖面進行分析，確定了斷陷帶影響范圍。

(2)按采煤與倒堆工作線推進度一致原則，建立了拋擲爆破臺階高度、原煤厚度、倒堆系統生產能力之間函數關系，在此基礎上，結合斷陷帶區域煤層厚度變化及穿孔設備作業坡度限制，優化確定了斷陷帶影響區域各采掘帶拋擲爆破臺階高度42～50 m。

(3)根據40,45,50 m拋擲爆破臺階高度條件下爆堆曲線擬合結果，分析了不同拋擲爆破臺階高度條件下拉斗鏟站立水平高度與原煤生產能力、原煤平均厚度的關系，并優化確定了斷陷帶影響區域各采掘帶拉斗鏟站立水平高度13.5～16.5 m。