Study on suspension state stability of coal-based solid waste filling slurry of long-distance pipeline transportation
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摘要:
煤矿煤基固废充填开采技术是实现煤炭绿色低碳开采的重要代表性技术，煤基固废料浆充填采空区可有效控制顶板岩层运移，防止衍生灾害发生。文章针对煤矿智能化大型化发展趋势下，煤基固废充填料浆长距离管道输送中颗粒悬浮态敏感性强易导致浆体浓度不稳定而堵爆管的问题，开展浆体悬浮态稳定性方面的研究，旨在减少煤基固废长距离充填开采中堵爆管事故的发生。首先，应用正交试验、极差分析、方差分析与显著性检验法，评价影响煤基固废充填料浆流变特性的主次因素与影响显著性，得出主次影响因素的排序为料浆浓度＞水泥掺量＞粉煤灰掺量，各因素影响显著性的排序为料浆浓度＞水泥掺量＞粉煤灰掺量。确定煤基固废充填料浆的质量分数为75.2%，各因素的最优配比为水泥∶粉煤灰∶煤矸石∶水质量比为12∶19.5∶43.7∶24.8。其次，建立煤基固废充填料浆长距离管道输送基于固液二相载体悬浮液的固体颗粒沉降模型，通过临界不沉粒径力学模型计算、粒度筛分实验、流变特征参数测试，确定固液二相载体悬浮液的密度为
1626.82 kg/m3，判别煤基固废充填料浆为非稳定浆体，不具备长距离管道输送的经时悬浮态稳定性。最后，确定使煤基固废充填料浆转变为悬浮态稳定浆体的悬浮临界屈服应力与悬浮临界塑性黏度分别为172.87 Pa、2.39 Pa·s，提出通过添加悬浮剂建立煤基固废充填料浆长距离管道输送稳定浆体体系的方法，以期解决煤矿煤基固废长距离充填开采工程实践问题。Abstract:The coal-based solid waste filling mining technology is a significant representative technology for achieving green and low-carbon coal mining. Filling the goaf with coal-based solid waste slurry can effectively control the movement of roof strata and prevent derived disasters. The research is conducted on the stability of slurry suspending state, in response to the issue of strong sensitivity of particle suspension in long-distance pipeline transportation of coal-based solid waste filling slurry, which can easily lead to unstable slurry concentration then pipeline blockage or bursts, under the developing trend of intelligent and large-scale coal mining. The aim is to reduce pipe blockage and burst accidents of long-distance filling mining of coal-based solid waste. Firstly, by applying orthogonal experiments, range analysis, variance analysis, and significance tests, the primary and secondary factors influencing the rheological properties of coal-based solid waste filling slurry and their significance are evaluated. The order of primary and secondary influencing factors is determined as slurry concentration > cement addition > fly ash addition, and the order of effect significance is slurry concentration > cement addition > fly ash addition. The mass concentration of coal-based solid waste filling slurry is determined to be 75.2%, with the optimal ratio of cement∶fly ash∶coal gangue∶water as 12∶19.5∶43.7∶24.8. Secondly, a model for solid particle sedimentation based on the solid-liquid two-phase carrier suspension fluid is established for long-distance pipeline transportation of coal-based solid waste filling slurry. The density of the solid-liquid two-phase carrier suspension fluid is determined to be
1626.82 kg/m3, through the calculation of critical non-settling particle diameter mechanical model, granularity screening experiment, and rheological characteristic parameter test. The coal-based solid waste filling slurry is identified as an unstable slurry, lacking long-term suspension stability for long-distance pipeline transportation. Finally, the critical suspension yield stress value and critical suspension plastic viscosity value required for the coal-based solid waste filling slurry to transition into a suspension-stable slurry are determined to be 172.87 Pa and 2.39 Pa·s. A method is proposed to establish a stable slurry system for long-distance pipeline transportation of coal-based solid waste filling slurry by adding a suspending agent, with the aim of solving the practical engineering problems of long-distance filling mining of coal-based solid waste in coal mines. -
0. 引 言
对于埋藏较浅、赋存条件优越的大型煤田，通常采用露天开采方式。大型露天矿为了更好地分配资源、保障高效开采，通常根据资源赋存情况和设备作业能力划分多个采区，直至整个矿区开采完毕。分区开采具有前期基建量小、剥采比低、收益快等优点，同时随着工作线的推进，会逐渐释放内排空间，缩短运距并减少外排用地[1-4]。在分区开采位于新旧采区过渡接续时间节点时，应对采区转向过渡方式、采区剥采工程方案进行充分研究，合理优化转向过渡期间剥离量、剥离物排弃运距、排弃高度、生产剥采比等关键技术指标，从而实现产能接续平稳、提高资源回收率、降低生产成本、露天煤矿持续稳定发展的目标[5-6]。
现阶段采区转向过渡方式可分为间断式和连续式2大类[7]。间断式是指在旧采区开采终了前，选取初期剥采比较低的位置重新拉沟直至形成新的完整工作帮。连续式是指利用现有的工作帮对新采区进行建设，具体分为留沟缓帮式转向、扇形推进式转向及L形转向。其中留沟缓帮式转向是将就采区部分端帮恢复成工作帮，将推进方向一次改变90°。扇形推进式转向是将工作帮绕某一转轴扇形旋转不等幅开采。而L形转向是留沟缓帮与扇形推进2种方式的结合，将工作线分为2部分，一侧保持快速推进，另一侧保持扇形推进转向，直至两部分工作线合成一条直线完成90°转向[8]。
围绕露天煤矿采区过渡接续，国内外专家进行了大量研究。王韶辉等[9]综合分析了生产剥采比、综合运距、内排时间、工作线长度等因素，结合天池南露天矿具体赋存条件，设计了西段快速推进，到界后L形开采东段的转向方案。常治国等[10]通过分析露天矿采用直角留沟缓帮方式进行采区转向时，综合考虑二次剥离单位费用、留沟开采产生的运距增加和运输费用、资金的时间效应等因素，建立了数学模型，并运用在黑岱沟露天煤矿上。李雁飞[11]针对西湾露天煤矿面临的首采区开采到界等问题对比分析了各种采区转向方案对生产能力、均衡剥采比、排土规划等方面的影响，综合优选最佳采区转向方案。曹博[12]归纳复杂地质条件下露天矿采区转向方式的基本类型，分析各种转向方式的特点和转向方式选择的影响因素的基础上，提出了转向开采优化评价指标体系。刘桐[13]结合霍林河一号露天矿开采概况以及采区划分现状，定性分析了方案中各采区间的协调性，建立了基于Delphi-TOPSIS法的采区划分与开采顺序方案优选数学模型，最终通过理论分析与数学模型共同确定最佳的方案。赵波[14]针对倾斜煤层露天矿的转向方式，“Z”型工作线采区过渡方式，解决了准东露天煤矿转向期间排弃空间过渡接续问题。
上述研究充分考虑了露天煤矿转向期间开采方法、开采工艺、开采程序、开拓运输系统布置等问题，为露天矿山转向期间生产顺利接续打下坚实基础。但现阶段对于复杂工程地质条件多限制因素，如大断层、背斜、滑坡变形区域、征地范围、工业广场等影响转向的多问题并行研究较少。部分露天矿山由于工程地质条件较为复杂，生产接续困难，被迫提前转向。如何通过调节转向期间局部工作线长度、推进速度等关键参数，优化转向期间的剥采方案，实现产能平稳接续是采用分区开采的大型近水平露天煤矿兼顾全局必须考虑的问题。本研究围绕白音华一号露天煤矿在转向期间面临的生产接续难题展开研究，提出了一种改进L形工作线采区转向方式，并进行工程推演等可行性评估，研究结果不仅为白音华一号露天煤矿首采区转向过渡接续提供理论依据和技术支撑，也为存在相似问题的露天煤矿提供借鉴意义与理论指导。
1. 研究区概况
白音华一号露天煤矿产能为12.00 Mt/a，东西长约3.00 km，南北长约4.00 km。全区主要可采煤层自上而下为1号煤层、2号煤层、3-1号煤层、3-2号煤层，其中剥离采用外委单斗−卡车间断工艺，采煤采用单斗−卡车−半移动破碎站−带式输送机半连续开采工艺，由北向南共划分首采区、二采区2个采区。
白音华一号露天煤矿为典型的弱层极其发育软岩顺倾边坡露天矿，其边坡形态受岩层的物理力学性质影响较大，极易发生沿弱层的切层−顺层滑坡。随着多年来采矿工程的推进，各帮边坡也发生过不同程度的失稳情况，其中2023年10月14日，采场北帮在老滑坡体区域再次发生严重变形，变形区域上部长175 m、下部长约324 m，南北影响高度约40 m，白音华一号露天煤矿开采现状如图1所示。
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图 1 白音华一号露天煤矿开采现状Figure 1. Present situation map of Baiyinhua No.1 open-pit coal mine目前采场工作帮地表上部剥离台阶距首采区北部地表境界约有350 m距离，预计2024年底首采区工作帮上部剥离台阶到达首采区北部境界。由于北帮东侧变形区域的影响，北帮东侧工作线暂时不能全线展开，为了保障产能接续，首采区被迫提前转向。二采区征地范围有限，缓帮工作线无法全线展开，产能、剥采比受到极大的影响。随着剥采工程不断进行，生产接续问题不断突出。现阶段就需要对转向期间剥采方案进行合理的规划设计，包括确定适用于白音华一号露天煤矿的采区转向方式、工程位置，明确转向工程开始和结束时间节点。
2. 采区转向过渡类型与优选原则
分区开采露天煤矿在一个采区开采完毕后需要向其他采区过渡，按照是否需要重新拉沟划分为间断式和连续式。间断式最大的特点是在旧采区开采工作完成之前，于新采区内重新拉沟，新旧采区之间扰动较小。连续式最大的特点是利用现有工作帮，将旧采区的部分或全部端帮恢复成工作帮，逐步改变推进方向。按照工作线的布置方式可进一步分为留沟缓帮式转向、扇形推进式转向等转向方式。
2.1 采区转向过渡方式优选原则
露天煤矿采区转向过渡方式的选择关系到过渡期间和过渡结束后采区内开拓运输系统布置和生产剥采比大小等，直接影响露天煤矿的经济效益[15]。因此，在过渡期前需要从保证转向期间产能接续、技术可行、经济合理的方案中选取最优的采区过渡方式。
合理的采区过渡接续方式需要从接续采区的资源赋存条件、露天矿生产工艺、露天矿内排方式、外排土场位置及开拓运输系统布置、组织管理难度等多方面综合考量，设计出合理的剥采排时空发展关系，进而保障露天矿山的生产接续和持续发展[16-18]。总体而言，采区转向过渡方式的优选原则为：① 保证露天煤矿生产稳定，满足露天矿对产能、剥采比的要求；② 过渡期间通过合理的内排方式，释放排弃空间，减少外排，缩短运距；③ 减小采区过渡期间的剥采工程量，缩短采区过渡周期；④ 简化采区过渡时期的生产管理、现场调度的难度。
2.2 重新拉沟转向方式
重新拉沟转向方式是指在旧采区完全开采到界之前，在露天坑开采境界选取剥采比较低的位置重新进行拉沟工作[19]。如图2所示，形成全新的采区和工作线。两者并行发展，互不干扰。
重新拉沟方式转向方式能够实现新采区位置的选取不受旧采区位置的影响，可以选择煤质好、剥采比低的位置进行拉沟，同时新旧采区可以并行发展，各自独立，相互之间不存在干扰。剥离物料排弃时，能充分利用旧采区的内排空间，实现双环运输，缩短运距。但在新采区重新拉沟的期间，剥离物排弃需要额外用地，并且由于旧采区和新采区的开采工作是同时进行的，意味着新采区建设所需要的设备需要额外购买。一方面增加了矿山的生产建设成本，另一方面旧采区开采完毕后造成大量设备闲置。
根据白音华一号露天煤矿煤层赋存条件，以及二采区南部地表布置有较多重要工业设施的现场实际情况。重新拉沟方式无法利用现有的采矿空间，在二采区南侧拉沟推进会破坏采场原有的采煤、剥离运输系统，且需要进行矿山设备长距离、大面积的调动，影响正常接续及经济效益。综上所述不推荐采用重新拉沟方式进行过渡作业。
2.3 留沟缓帮转向方式
留沟缓帮转向方式是指通过将原采区的端帮恢复成工作帮的垂直转向方式[20]。即当旧采区即将到界时，每一个剥离台阶到界后，就将其同水平的端帮恢复成工作帮。以此类推，直至端帮完全恢复成工作帮，并在靠近转向的一侧留沟内排，具体示意如图3所示。
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图 3 留沟缓帮转向方式示意图Figure 3. Schematic diagram of continuous transition mode with ditch retention and gentle slope在留沟缓帮转向方式转向期间，新旧采区衔接紧密，设备及人员调度较少，管理简单；煤岩赋存情况相近，剥采比不会产生较大波动，产能接续稳定。但同时于采用留沟内排的方式，二次剥离量小。但也意味着内排空间会相对减少，无论是加高内排土场还是增加外排量都需要增加运输成本；并且在转向完成后，一采区采空区转换成的内排空间利用不充分，且一侧端帮无法布置运输道路，内排运距增大。
为验证留沟缓帮方式在当前白音华一号露天煤矿多因素制约情况下的适用性，对此方案进行模拟工程推演，发现采用留沟缓帮方式内排土场收容空间不足，在转向过程中存在
8000 万m3的收容空间缺口，面临着减产甚至停产的风险。综上所述不推荐留沟缓帮过渡方式。2.4 扇形推进转向方式
扇形推进转向方式是指在旧采区开采结束前，将新采区工作面绕某一个转轴进行扇形转向推进的不等幅开采，整个过程中工作帮外侧的推进强度始终大于内侧，直至转向完成，如图4所示。
采用扇形推进进行转向过渡，相比其他转向方式，内排空间利用更充分，仍可实现双环运输。但为保障转向期间工作线长度，需要进行大量超前剥离，期间剥采比将上升；工作线两侧推进强度不同，造成设备调度频繁，不利于生产管理；工作线长度波动大，产量难以控制，产能接续困难。
扇形转向期间的工作线长度主要受转向起始位置、新旧采区的工作线长度及转向角度等因素影响[21]，具体表达式为
$$ {l_s} = \left\{ \begin{gathered} \frac{{{l_t}}}{{\cos\; \omega }},0 \lt \omega \lt \arctan \;\frac{{{l_a}}}{{{l_t}}} \\ \frac{{{l_a}}}{{\sin\; \omega }},\arctan \;\frac{{{l_a}}}{{{l_t}}} \lt \omega \leqslant 90^\circ \\ \frac{{{l_a}}}{{\sin \;\omega }},90^\circ \lt \omega \leqslant \left(\arctan\; \frac{{{l_a}}}{{{l_t}}} + 90^\circ \right) \\ \frac{{{l_n}}}{{\cos\; \omega }},\left(\arctan\; \frac{{{l_a}}}{{{l_t}}} + 90^\circ \right) \lt \omega \leqslant 180^\circ \\ \end{gathered} \right. $$ (1) 式中：$ {l_s} $为扇形转向工作线长度，km；$ {l_t} $为旧采区宽度，km；$ {l_n} $为新采区宽度，km；$ {l_a} $为转向位置距首采区距离，km；$ \omega $为采区转向角度，（°）。
则在扇形转向区间工作线长度变化范围为
$$ {l_{{s}}} = \frac{{1\;250}}{{\cos\; \omega }} $$ (2) 即工作帮上部最短工作线长度为
1294 m，最长工作线长度为2130 m。工作线长度变化大，现场工作管理困难。同时受征地影响，上部工作线长度难以完全展开，因此不推荐扇形转向方式。3. 改进L形工作线采区转向方案设计
3.1 改进L形工作线采区转向方式
由于白音华一号露天煤矿北帮东侧发生变形，影响白音华一号露天煤矿正常运行。为确保顺利达产，只能被迫提前开展转向工作。但二采区征地范围有限，缓帮工作线无法全线展开，转向后的工作线长度、产能、剥采比受到极大的影响，转向工作受到以上多因素的制约。通过技术经济分析、工程模拟推演等分析手段得出重新拉沟、留沟缓帮、扇形转向等方式并不适宜白音华一号露天煤矿当前工程现状，为确保目前及未来一段时间生产安全、产能稳定，针对白音华一号露天煤矿到界边坡发生变形、接续范围征地受限的特殊情况，提出一种改进L形工作线采区转向方式。具体步骤如下：
1）首采区分区：在露天煤矿采掘工作帮推进过程中，将首采区分为加速推进区和协同推进区。加速推进区的工作帮为第一工作帮，对应工作线长度为$ {L_{{j}}} $；协同推进区的工作帮为第二工作帮，对应工作线长度为${L_{\mathrm{x}}} $。第一工作帮加速推进，早于第二工作帮达到到界形态，具体如图5所示。
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图 5 改进L形工作线转向方式第一阶段示意图Figure 5. The first stage diagram of the improved L-type working line transition mode2）反向推进工作帮的形成：第一工作帮的地表开采到界后，加速推进区与二采区连接侧形成第三工作帮${L_{{e}}} $，加速推进区与所述协同推进区连接侧形成第四工作帮${L_{{x}}} $，第三工作帮和所述第四工作帮形成两个反向推进工作帮如图6所示。
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图 6 改进L形工作线转向方式第二阶段示意Figure 6. The second stage diagram of the improved L-type working line transition mode3）二采区转向接续的推进：当第一工作帮的开采台阶逐步靠帮到界后，第一工作帮消失，第三工作帮加速推进成为转向后剥离、采煤作业主要区域。协同工作区从两个方向同时对变形区域进行清帮治理工作，如图7所示。
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图 7 改进L形工作线转向方式第三阶段示意Figure 7. The third stage diagram of the improved L-type working line transition mode4）采区转向的结束：第四工作帮与所述第三工作帮反向推进到界后消失，转为到界非工作帮，此时采区转向结束如图8所示。
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图 8 改进L形工作线转向方式第四阶段示意Figure 8. The fourth stage diagram of the improved L-type working line transition mode改进L形工作线采区转向方式通过让加速区快速推进到界，使其在产能保障的前提下，减少对北帮变形区域的扰动，确保安全稳定地生产，也为北帮变形区重新确定岩体物理力学参数及清帮治理工作预留了时间。此外，加速区快速推进到界也为转向工程提前进行准备，将目前二采区已经征地部分的工作线完全展开，尽可能降低因征地问题而对转向工作造成的影响。
3.2 各工作帮工作线长度与推进度确定
为确保白音华一号露天煤矿12.00 Mt/a的产能目标，需确定改进L形工作线转向方式不同阶段下各工作线长度。依据复杂矿床经济工作线长度确定的优化理论，在完成相同产量的条件下，剥离的费用主要取决于采掘、排土、运输，工作线长度的变化直接影响生产剥采比和剥离的内排运距，按其关系进行优化计算。
加速区工作线长度${{L} _{{j}}}$满足经济合理工作线长度$L$：
$$ L = \sqrt {\frac{{({H_{{b}}} + {h_{{m}}})\cot \;\beta ({c_1} + {c_2}b)}}{{1\;000{c_2}a}}} $$ (3) 式中：$L$为经济合理工作线长度，m；${H_{\text{b}}}$为剥离层厚度，m；$\beta $为端帮帮坡角，(°)；${h_{{m}}}$为煤层厚度，m；${c_1}$为穿孔爆破、采装、排土费，$ 元/{\text{m}}^{\text{3}} $；${c_2}$为综合运输费，$ 元/({\text{m}}^{\text{3}}\cdot \text{km} )$；$b$为排弃影响距离，取决于端帮运距，${\text{km}}$。
$$ b = \frac{{{H_{\text{b}}} + {h_m}}}{{2\;000}}(\cot\; \varphi + \cot\; \theta + \cot\; \beta ) + m $$ (4) 式中：$ \varphi $为工作帮坡角，(°)；$ \theta $为内排土场帮坡角，(°)；$m$为坑底安全距离，m。
代入白音华相关数据可知，当矿山产量为12.00 Mt/a时，经济合理工作线长度为
1236.28 ～2080.51 m。为保证采掘运输工作的正常运行，采用单斗−卡车工艺时最短工作线长度不宜小于300 m。但考虑到开采过程中北帮变形区的影响，目前不适宜快速推进，综合考虑确定改进L形工作线采区转向方式加速区的工作线长度为1250 m。协同区工作线长度为
$$ {L_{{x}}} = {L_{{s}}} - {L_j} $$ (5) 式中：${L_{{s}}}$为协同区工作线长度，m；${L_{{x}}}$为首采区宽度，m；$L_j $为加速区工作线长度，m。
得出协同区工作线长度${L_{{x}}} = 900\;{\text{m}}$。
1）第1、2阶段原煤平均厚度、工作线长度与推进度关系：
此阶段为使加速区快速到界，其推进度${v_{{j}}}$为
$$ {v_{{j}}} = {v_{{y}}}(\cot \;\alpha + \cot \;\phi ) $$ (6) 式中：${v_{{j}}}$为加速区工作帮年推进度，m/a；${v_y}$为剥采工程延深速度，m/a；$\phi $为煤层倾角，(°)；$\alpha $为工作帮帮坡角，(°)。
其中， 煤层倾角$\phi $为5°，工作帮坡角$\alpha $为11°，延深速度${v_y} = 13.5\;{\text{m/a}}$，加速区的推进度$v_{{j}} = 220\;{\text{m/a}}$。
则加速区年产量满足：
$$ v_j h_{mj} = \frac{{A_j}}{{{L_j} \gamma \eta }} $$ (7) 式中：$ A_j $为加速区年产量，Mt/a；$ v_j $为加速区工作帮年推进度，m/a；$ h_{mj} $为加速区煤层厚度，m/a。
$$ A_P = A_j + A_x $$ (8) 式中：Ap为露天煤矿年产量，Mt/a；Aj为加速区年产量，Mt/a；Ax为协同区年产量，Mt/a。
则协调区年产量满足：
$$ {v_{{x}}} h_{mx} = \frac{{A_x}}{{{L_x} \gamma \eta }} $$ (9) 式中：$ {v_{{x}}} $为协同区年推进度，m/a；$ h_{mx} $为协同区平均煤层厚度，m。
由此得出
$$ {v_{{j}}} {L_{j} } h_{mj} + {v_{{x}}} {L_x} h_{mx} = \frac{{A_j}}{{\gamma \eta }} + \frac{{A_x}}{{\gamma \eta }} $$ (10) $$ {v_{{x}}} = \frac{{A_P - A_j}}{{{L_x} h_{mx} \gamma \eta }} $$ (11) 代入白音华一号露天煤矿相关数据，加速区平均煤层厚度$ h_{mj} = 25\;{\text{m}} $，加速区工作线长度${L_{{j}}} = 1\;250\;{\text{m}}$，加速区推进度${v_{{j}}} = 220\;{\text{m/a}}$；协同区平均煤层厚度$ h_{mx} = 22\;{\text{m}} $，协同区工作线长度${L_{{x}}} = 900\;{\text{m}}$，协同区推进度$ {v_x} = 132\;{\text{m/a}} $。
2）第3阶段原煤平均厚度、工作线长度与推进度关系
此阶段主要目标为：协同区快速到界，以释放内排空间，同时二采区进行缓帮作业，由于协同区的长度和宽度随着采掘工程的推进不断缩小，直至到达开采境界。此时协调区剩余煤量${k_c}$、剥离量${k_b}$及剥采比${n_x}$为
$$ {k_c} = {L_c} {L_k} h_{mx} \gamma \eta $$ (12) $$ {k_b} = {L_c} {L_k} (h_x - h_{mx}) $$ (13) $$ {n_x} = \frac{{{k_c}}}{{{k_b}}} $$ (14) 式中：${k_c}$为协同区剩余煤量，t；${k_b}$为协同区剩余剥离量，m3；${L_c}$为协同区剩余长度，m；${L_k}$为协同区剩余宽度，m；$ h_x $为协同区采深，m；$ {n_x} $为协同区剩余储量剥采比。
由于二采区开始逐步缓帮，此时的剥离物大量增加，需结合二采区垂直剥采比，保证生产期间剥采均衡。
$$ n = \frac{{{k_c} + {k_f}}}{{{k_b} + {k_e}}} $$ (15) 式中：${k_f}$为二采区煤量，t；$ {k_e} $为二采区剥离量，m3。
采区达到第三阶段所需时间${t_3}$为
$$ {t_3} = \frac{{{k_c} + {k_f}}}{{A_P}} $$ (16) 二采区推进度为
$$ {v_{{e}}} = \frac{{{k_f}}}{{{L_e} h_{me} {t_3} \gamma \eta }} $$ (17) 式中：${v_e}$为二采区工作帮年推进度，m/a；$ h_{me} $为二采区煤层厚度，m。
根据相关资料以及相关软件推演可得：二采区的工作线长度为已征地长度
2250 m，协同区剩余煤量为1057.79 万t，协同区剩余剥离量为5444.24 万m3，为确保第三阶段剥采均衡并结合地质资料与软件推演，此阶段二采区煤量为261.76万t，二采区剥离量为2336.90 万m3，二采区平均煤层厚度$ h_{me} $为30 m，完成时间为1.6 a。推进度$ {v_e} $为135 m/a。3）第4阶段原煤平均厚度、工作线长度与推进度关系
此时，首采区已经到界，仅剩二采区工作线继续推进，二采区的推进度为
$$ {v_{{e}}} = \frac{{A_p}}{{{L_e} h_{me} \gamma \eta }} $$ (18) 代入相关数据可得第四阶段二采区的推进度$ {v_{{e}}} $为137 m/a。
4. 转向期间剥采方案模拟
白音华一号露天煤矿剥离采用单斗−卡车间断工艺，采煤采用单斗−卡车−半移动破碎站−带式输送机半连续开采工艺。最小工作平盘为40 m，最小到界平盘宽度为30 m，最大台阶高度为13.5 m，工作帮帮坡角为65°。
基于当前的开采程序以及不同阶段各工作线长度及推进度关系，结合白音华一号露天煤矿的开采参数与开采工艺，采用改进L形工作线采区转向方式，通过使未受变形影响的区域快速到界，来保证产能稳定，并为转向工程提前进行准备，尽可能降低因征地问题而对转向工作造成的影响。对变形区域进行推进应综合考虑安全稳定及剥采均衡，在推进的同时对变形区域上部进行清帮工作。对各年度工程位置的推演如图9所示。各年度工程位置剥离量、采煤量以及生产剥采比见表1。在此基础上绘制了此方案下生产剥采比与累计剥采比曲线图，如图10所示。
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图 9 转向工程期间各年度采场工程位置Figure 9. Stope engineering location map of each year during steering engineering period表 1 各年度工程位置数据表Table 1. Data table of annual engineering location日期 采煤量/万t 剥离量/万m3 剥采比/（m3·t−1） 现状 — — — 转向第1年 1206.69 7210.38 5.98 转向第2年 1220.63 7219.61 5.92 转向第3年 1220.40 7132.15 5.84 转向第4年 1215.12 7147.41 5.88 转向第5年 1214.78 7210.58 5.94 转向第6年 1216.45 7221.16 5.94 合计 7294.07 43141.29 5.91 ![]()
图 10 年度工程位置生产剥采比及累计剥采比曲线Figure 10. Annual engineering location production stripping ratio and cumulative stripping ratio curve通过对各工程位置下剥离量、采煤量以及生产剥采比进行分析，生产剥采比小于6 m3/t，满足实际生产需求。受北帮变形区域影响，为保证按照产能12.00 Mt/a的目标，首采区被迫提前转向，因此现阶段就应该进行转向工作。转向工作转向起始时间为2024年，按照年产量12.00 Mt/a为目标，2029年转向结束，共耗时6年；转向期间可采煤量
7294.07 万t，剥离量43141.29 万m3，生产剥采比5.91 m3/t。转向工作的起始与结束工程位置如图11所示。![]()
图 11 转向起始与结束工程位置Figure 11. Transition and continuation start and finish engineering position5. 结 论
1)针对白音华一号露天煤矿转向期间受到北帮变形区域；二采区征地范围有限，缓帮工作线无法全线展开的地质条件影响；转向过渡至二采区后，倾斜复合煤层采用横采的方式向西推进等制约转向过渡接续的因素。逐一分析了白音华一号露天煤矿采用传统转向方式所存在的局限性，提出了一种改进L形工作线采区转向过渡接续方式。
2)在改进L形工作线采区转向方式的基础上，明确不同工作线长度与推进度的约束关系。计算了各阶段不同工作线的推进度，确保转向过程中产能稳定接续及生产剥采比均衡。
3)对白音华一号露天煤矿采用改进L形工作线采区转向过渡接续方式进行模拟工程位置推演，按照年产量12.00 Mt/a为目标，转向工程共耗时6年；转向期间可采煤量
7294.07 万t，剥离量43141.29 万m3，生产剥采比5.91 m3/t。 -
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图 9 煤基固废充填料浆颗粒沉降模型
Figure 9. Settlement model of particles settling in coal-based solid waste filling slurry
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图 11 料浆0～90 min流变特征曲线
Figure 11. Rheological characteristic curves of slurry from 0 to 90 minutes
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图 12 料浆浓度与屈服应力、塑性黏度拟合方程
Figure 12. Fitting equation of slurry concentration and yield stress value、plastic viscosity value
表 1 煤矸石化学组成及质量分数
Table 1 Chemical composition and mass fraction of gangue
化学
成分Al2O3 SiO2 S K2O CaO TiO2 Fe2O3 质量
分数/%29.47 35.81 3.8 0.85 23.69 1.39 4.99 
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表 2 粉煤灰化学组成及质量分数
Table 2 Chemical composition and mass fraction of fly ash
化学
成分Al2O3 SiO2 S K2O CaO TiO2 Fe2O3 质量
分数/%31.99 56.79 0.63 1.41 1.89 1.91 5.38
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表 3 水泥化学组成及质量分数
Table 3 Chemical composition and mass fraction of cement
化学
成分CaO SiO2 Al2O3 Fe2O3 MgO 其他 质量
分数/%65.08 22.36 5.53 3.46 1.27 2.30
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表 4 3因素×5水平的水平值
Table 4 Values of 3 factors and 5 degrees
水平 料浆浓度A/% 水泥掺量B/% 粉煤灰掺量C/% 1 74.8 11.0 18.5 2 75.0 11.5 19.0 3 75.2 12.0 19.5 4 75.4 12.5 20.0 5 75.6 13.0 20.5
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表 5 流变参数测试L2556正交试验方案
Table 5 L2556 orthogonal testing scheme of rheological prameter test
序号 A B C 试验方案 1 111 A1B1C1 2 123 A1B2C3 3 135 A1B3C5 4 142 A1B4C2 5 154 A1B5C4 6 215 A2B1C5 7 222 A2B2C2 8 234 A2B3C4 9 241 A2B4C1 10 253 A2B5C3 11 314 A3B1C4 12 321 A3B2C1 13 333 A3B3C3 14 345 A3B4C5 15 352 A3B5C2 16 413 A4B1C3 17 425 A4B2C5 18 432 A4B3C2 19 444 A4B4C4 20 451 A4B5C1 21 512 A5B1C2 22 524 A5B2C4 23 531 A5B3C1 24 543 A5B4C3 25 555 A5B5C5
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表 6 25组料浆流变参数测试结果
Table 6 Testing results of rheological parameters of 25 groups of slurry
序号 屈服应力/Pa 塑性黏度/(Pa·s) 流态指标 1 117.43 1.69 1 2 117.61 1.69 1 3 118.14 1.68 1 4 119.43 1.72 1 5 121.54 1.71 1 6 122.03 1.74 1 7 120.8 1.72 1 8 119.7 1.7 1 9 121.76 1.74 1 10 123.25 1.78 1 11 124.14 1.77 1 12 123.17 1.74 1 13 123.53 1.68 1 14 124.04 1.76 1 15 125.93 1.83 1 16 127.11 1.81 1 17 125.87 1.8 1 18 125.75 1.79 1 19 129.63 1.83 1 20 131.67 1.85 1 21 132.14 1.84 1 22 132.7 1.8 1 23 128.37 1.78 1 24 133.31 1.91 1 25 133.6 2.01 1
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表 7 3因素×5水平的极差值
Table 7 Range values of 3 factors and 5 degrees
水平 不同因素下屈服应力/Pa 不同因素下塑性黏度/（Pa·s） A B C A B C 1 118.83 124.57 124.48 1.70 1.77 1.76 2 121.51 124.03 124.81 1.74 1.75 1.78 3 124.16 123.10 124.96 1.76 1.73 1.77 4 128.01 125.63 125.54 1.82 1.79 1.76 5 132.02 127.20 124.74 1.87 1.84 1.80 极差R 13.19 4.10 1.06 0.17 0.11 0.04
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表 8 屈服应力τ0方差检验结果
Table 8 Variance testing results of yield stress τ0
变异来源 离差Q 自由度 均方离差S F F0.05（4,12） A 546.4682 4 $ S_A^2 = {Q_A}/4 = {\text{136}}{\text{.6171 }} $ FA= 109.4925 6.5200 B 49.6619 4 $ S_B^2 = {Q_B}/4 = {\text{12}}{\text{.4155 }} $ FB= 9.9505 6.5200 C 3.1361 4 $ S_C^2 = {Q_C}/4 = {\text{0}}{\text{.7840 }} $ FC= 0.6284 6.5200 误差 14.9728 12 $ S_E^2 = {Q_E}/12 = {\text{1}}{\text{.2477 }} $ 总变异 614.2390 24
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表 9 塑性粘度η方差检验结果
Table 9 Variance testing results of plastic viscosity η
变异来源 离差Q 自由度 均方离差S F F0.05（4,12） A 0.0907 4 $ S_A^2 = {Q_A}/4 = {\text{0}}{\text{.0227}} $ FA= 19.9029 6.5200 B 0.0353 4 $ S_B^2 = {Q_B}/4 = {\text{0}}{\text{.0088 }} $ FB= 7.7466 6.5200 C 0.0047 4 $ S_C^2 = {Q_C}/4 = {\text{0}}{\text{.0012 }} $ FC= 1.0410 6.5200 误差 0.0137 12 $ S_E^2 = {Q_E}/12 = {\text{0}}{\text{.0011}} $ 总变异 0.1444
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表 10 充填料浆最优配比
Table 10 Optimum ratio of filling slurry
组分 水泥掺量/% 粉煤灰掺量/% 煤矸石掺量/% 水掺量/% 配比 12 19.5 43.7 24.8
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表 11 固体颗粒粒度分布
Table 11 Distribution of solid particle diameter
粒径d/mm 累积分布P/% 10.00 100 ＜9.00 93.68 ＜8.00 89.08 ＜6.73 84.08 ＜4.76 76.22 ＜2.38 61.96 ＜1.19 51.17 ＜0.84 47.02 ＜0.59 43.27
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表 12 料浆0～90 min流变特征参数
Table 12 Rheological characteristic parameter of slurry from 0 to 90 minutes
时间 0 min 30 min 60 min 90 min η/(Pa·s) 1.68 2.76 4.25 6.11 τ0/Pa 123.53 143.48 170.65 205.77 n 1 1 1 1 R2 0.9385 0.9779 0.9717 0.9857 沉降/流动性 无沉降/强 一般沉/强 显著沉/中 显著沉/弱 流变方程 y=1.68x+123.53 y=2.76x+143.48 y=4.25x+170.65 y=6.11x+205.77
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