Structural parameters optimization of internal mixing air atomizing nozzle based on orthogonal experiment
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摘要:
为掌握结构参数对内混式空气雾化喷嘴雾化特性和降尘效率的影响规律，从而获得经济合理的喷嘴结构参数，采用自行设计开发的喷雾降尘试验平台，应用正交设计方法，开展了不同结构参数组合下的喷嘴雾化特性及降尘效率试验。试验结果表明：随着液体帽注水孔直径的增大，喷嘴水流量不断增加，而气流量不断减小；喷嘴气流量随液体帽注气孔数量增加而增大，喷嘴水流量受液体帽注气孔数量的影响较小。当逐渐增大注水孔直径时，索太尔平均粒径（Dsm）不断增大；Dsm随着注气孔数量的增加呈现出先减小后增大的变化规律，当注气孔数为4时达到最小值，雾化效果最好；空气帽出口直径为2.0 mm和2.5 mm时，喷嘴雾滴粒径较小。全尘和呼吸性粉尘降尘效率均随着液体帽注水孔直径和注气孔数量的增加呈现先增大后减小的变化规律，并分别在注水孔直径为1.5 mm和注气孔数量为4时获得最佳的降尘效果；随着空气帽出口直径的增大，全尘和呼吸性粉尘降尘效率均有所提高，但空气帽出口直径大于2.0 mm后，降尘效率增幅较小。综合考虑喷嘴雾化特性参数和降尘效率，对于喷嘴空气帽，其出口直径应选择2.0 mm；对于喷嘴液体帽，注水孔直径为1.5 mm和注气孔数量为4时较为合理，能够获得最高的降尘效率。工业应用现场采用以上结构参数组合的喷嘴较为合理，该种结构参数组合的喷嘴在耗气量和耗水量较低时，能获得较小的雾滴粒径和较高的降尘效率。
Abstract:In order to grasp the influence of structural parameters of internal mixing air atomizing nozzles on the atomization characteristics and dust reduction efficiency, so as to obtain economical and reasonable nozzle structure parameters, the self-designed and developed spray dust reduction experimental platform and the orthogonal design method was used to carry out experiment on nozzle atomization characteristics and dust reduction efficiency under the combination of structural parameters. The experimental results shown that, with the diameter of the liquid cap injection hole increased, the nozzle water flow rate increased, while the air flow rate decreased continuously. Nozzle air flow increased with the number of liquid cap injection hole, whereas nozzle water flow was less affected by the number of liquid cap injection hole. When the diameter of the water injection hole gradually increased, the Sauter Mean Diameter (SMD) increased continuously. SMD with the increase of the number of air injection holes shown a change law of first decrease and then increase, and the minimum value was reached when the number of air injection holes was 4, where the atomization effect was the best. When the air cap outlet diameter was 2.0 mm and 2.5 mm, the nozzle droplet size was smaller. With the increase of the diameter of the water injection holes and the number of air injection holes of the liquid cap, the dust reduction efficiency of total dust and respirable dust both first increased and then decreased, and the best effect of the dust reduction was obtained in the diameter of water injection holes of 1.5 mm and the number of air injection holes of 4, respectively. With the diameter of the air cap outlet increased, the dust reduction efficiency of both total dust and respirable dust increased, but the increase of the dust reduction efficiency was smaller when the diameter of the air cap outlet was greater than 2.0 mm. Comprehensively considering the nozzle atomization characteristics and dust reduction efficiency, for the nozzle air cap, the outlet diameter should be 2.0 mm, for the nozzle liquid cap, it was reasonable to use a water injection hole diameter of 1.5 mm and the number of air injection holes to be 4, which can obtain the highest dust reduction efficiency. It is more reasonable to use the nozzles with the combination of above structure parameters for industrial applications, which can obtain smaller droplet size and higher dust reduction efficiency with lower air and water consumption.
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0. 引 言
在“压缩限制中东部、优化西部”全国煤炭开发总体布局实施背景下，新疆、陕西、内蒙古、宁夏等西北部矿区矿产储量丰富可观、矿产种类多样齐全、煤质优良易于开采，今后仍会作为我国能源供应的主要基地[1-2]。但是，西北部矿区由于煤层埋深较浅、大采高、关键层结构单一、推进速度快等特点，在进行大规模长壁高强度开采的同时，其顶板运动剧烈、采场矿压显现明显[3-7]，对上覆岩层与地表造成的破坏也更为严重。
越来越多的学者对西部浅埋深高强度开采引起的地表沉陷规律进行了深入的研究，取得了丰硕的成果[8-11]。王志山[12]、谭志祥等[13]、徐乃忠等[14]、孙庆先[15]通过综放高强度开采工作面地表观测实测资料得出，地表沉陷规律表现为地表最终下沉盆地呈陡峭趋势，地表沉陷变形集中且动态移动变形值大而剧烈，地裂缝发育密集。郭文兵等[16]、陈俊杰等[17]认为在浅埋厚煤层高强度开采条件下，地表下沉比较剧烈，地表最大下沉速度大，移动变形比较集中。李德海等[18]、余学义等[19]认为，在厚松散层地区煤层开采，上覆岩层破坏严重，地表呈现受采动影响敏感、下沉速度大、下沉剧烈、下沉系数大和地表移动衰退时间长等特征。任永强等[20]总结得出，在浅埋煤层快速推进条件下，工作面双向（走向和倾向）均达到超充分采动状态，地表移动变形连续渐变，移动过程极其剧烈。张安兵等[21-22]根据大量采空区上方地表实测资料，提出了一种基于最大 Lyapunov 指数法及混沌最小二乘支持向量机法的地表沉陷预测模型。胡青峰等[23]指出，厚煤层开采引起的地裂缝在走向方向上呈周期性向前发育规律，其裂缝间距与直接顶来压步距基本都为15 m，说明直接顶的周期性破断引起地裂缝的周期性发育。黄庆享等[24]、张沛等[25]通过现场观测和室内相似模拟试验，研究分析了西部神东矿区、陕北矿区等高强度开采造成的地裂缝发育特征和形成规律，认为当地表为厚砂土层时，会形成贯通型地裂缝，并建立“拱梁”结构和“弧形岩柱”结构模型，分析了地表厚砂土层的初次和周期垮落对贯通型裂缝的影响。然而，在工作面开采强度大、推进速度快的开采条件下，厚关键层结构单一且赋存层位低的岩性条件下的地表沉陷规律研究方面较少。鉴于西北部矿区高强度开采地表移动变形规律具有明显的特殊性，以及开采引起的地裂缝灾害破坏严重，需进一步的完善这部分的研究。
基于西部神东矿区大柳塔煤矿52307工作面的实测资料，采用多种观测技术相互验证分析，研究了在厚关键层结构单一且赋存层位低的岩性条件下，浅埋深厚煤层高强度开采条件下地表移动变形的静、动态规律和地表裂缝发育规律等问题。研究成果进一步完善补充了西北部矿区高强度开采地表沉陷规律的研究内容，并对相似矿区开采引起的地裂缝灾害问题提供了一定的借鉴意义。
1. 工作面概况及观测站的建立
1.1 工作面概况
大柳塔煤矿位于陕西省神木县大柳塔镇，是神华神东煤炭集团最早规划建成、我国首个千万吨级别的特大型现代化矿井。矿井分为大柳塔井（简称“大井”）和活鸡兔井（简称“活井”）2部分，其中52307工作面属于大井主要可采煤层5-2煤层三盘区。煤层倾角较小，1°～3°，为近水平煤层；工作面走向和倾向长度分别为4 462.6 m和301 m；煤层平均埋深约为190 m，实际采高为6.7 m。采煤方法为走向长壁后退式一次采全高。工作面两侧各有一个工作面，南侧52306工作面已回采结束，北侧52501工作面还未开始回采。工作面两侧巷道为运输巷和回风巷，两巷宽度6 m，相邻工作面留有煤柱，宽度20 m。工作面基本顶主要为厚度很大的细粒砂岩，直接顶为粉砂岩，厚度为3.7 m，直接底以粉砂岩为主。52307工面布置如图1所示。
1.2 观测站的建立
根据图1可知，52307工作面有一相邻且回采结束的52306工作面。该工作面于2014年8月开始进行回采工作，2015年6月回采结束，2015年4月建立地表移动观测站开始进行岩移观测。52306工作面开采期间，在4月25日和6月6日之间（工作面推进290 m，即达到充分采动时）共监测25次，并在回采结束后进行了残余变形监测。监测结果显示，52306工作面最大残余下沉值在中部为26 mm、在两侧及端部小于10 mm，残余变形影响范围很小，对本次52307工作面观测结果没有影响，确保了本次观测结果的真实性和准确性。
结合工作面上方实际地形地貌特点，本次观测站布站方式为剖面线形状观测线，即在52307工作面地表上方沿工作面推进方向和垂直于工作面推进方向各布置了1条测线。其中，沿工作面推进方向上（走向方向），在工作面中央布置一条A线，共18个观测点，测点编号分别为A1～A18，测点间距为20 m，长度为358 m。在垂直于工作面推进方向上（倾向方向）布置一条B线，距离工作面开切眼288 m，共20个观测点，测点编号分别为B1～B20，测点间距为20 m，长度为380 m。为了避免相邻52306工作面残余变形的影响，在开切眼以外地表一落差为34.6 m的沟谷内设置2个控制点，分别为G1、G2。其中，G1、G2控制点距离邻近52306工作面开切眼端部分别为428.5、381.4 m。观测站主要设计参数见表1，观测站布置如图2所示。
表 1 地表移动观测站设计参数Table 1. Design parameters of observation station for surface movement参数 走向观测A线 倾向观测B线 合计 测点号 A1～A18 B1～B20 测线实际长度/m 358 380 738 测点间距/m 20 20 测点数量/个 18 20 38 控制点数量/个 2 0 2 1.3 观测仪器及观测方案
为准确获得地表观测点的高程坐标和平面坐标，以及工作面开采后引起的地表下沉盆地，采用RTK技术与三维激光扫描相结合的手段进行观测。其中，高程坐标采和平面坐标采用中海达H32全能型GNSS RTK系统测量，地表下沉盆地采用RIEGL VZ-400三维激光扫描系统测量，如图3所示。
高程坐标和平面坐标监测方案如下：在工作面回采前布置地面观测点，并进行首次测量；由于大柳塔煤矿52307工作面属于典型的浅埋高强度开采，工作面推进过程中地表变形和沉陷速度较大，因此在工作面开始回采至达到充分采动时（工作面推进290 m），每天观测1次；当工作面推过290 m后，每2～3 d观测1次。
三维激光扫描监测方案如下：在工作面还未开始回采，地表也未产生移动变形时观测1次，建立地表初始数字模型；工作面回采过程中地表还未达到充分采动、地表达到充分采动时和地表达到超充分采动时各观测1次，获得地表最终下沉盆地。
大柳塔52307工作面于2016年2月24日开始进行回采工作。2016年2月14日，工作人员在回采前进行了第1次全面观测，得到地表监测点的初始平面和高程坐标。2016−02−14—05−21（工作面从开切眼推进到500 m），采用RTK技术累计对观测线A线测量了28次，B线测量了4次；采用三维激光扫描技术对工作面地表累计测量了4次。
2. 地表移动变形观测结果分析
2.1 地表下沉特征分析
52307工作面平均埋深为190 m，当工作面推进到500 m时（大于1.4倍的采深），地表在走向和倾向方向上均已达到充分采动。根据地表移动观测站实测结果，图4给出了走向方向上A测线地表下沉曲线，表2给出了工作面达到充分采动后地表最大移动变形值。
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图 4 走向方向上A测线地表下沉曲线Figure 4. Surface subsidence curve of survey line A in strike direction表 2 大柳塔52307工作面地表不同岩移角值参数Table 2. Different angular value parameters of surface movement of panel No.52307 in Daliuta方向 边界角/(°) 移动角/(°) 充分采动角/(°) 走向 81 85 60 倾向 71 79 52 从图4中得出，在走向方向上，随着工作面的推进，地表下沉值逐渐增大，地表下沉范围也会相应变大，地表最大下沉值点随之前移。由图4中曲线1～2可知，2次观测时间相隔3 d，地表下沉值达到1 324.6 mm，地表移动变形很快进入到开始阶段；由曲线3～7可知，地表移动变形达到活跃阶段，此时地表测点随着工作面的推进，在开切眼位置，地表下沉值较小，之后突然增大，下沉曲线急剧变陡，当达到最大下沉值时，下沉曲线开始逐渐变缓。最后一次观测结束时，工作面回采至500 m，此时地表已达到超充分采动状态，最大下沉值不再变化，下沉曲线呈“碗底”形状，如图4中曲线8所示。
观测结果表明，地表最大下沉值点为A9测点，最大下沉值为3 560 mm，下沉系数为0.53。基于关键层原理[26]可知，随着煤层的开采，基岩内会存在一层或数层对其上覆岩层活动直至地表破坏起主要控制作用的厚硬岩层，即关键层。关键层呈周期性的破断失稳会直接影响到采场上覆岩层的断裂失稳运动，从而波及到地表，引起地表沉陷、破坏，形成地裂缝等地质灾害。根据对52307工作面钻孔柱状图分析可知，其上覆岩层只有一层关键层，为第2层细粒砂岩，厚度为30.87 m，距离煤层3.7 m，属于单一近场厚关键层。在煤层开采过程中，由于采高大、工作面推进速度快，关键层和直接顶随着工作面推进位置“随采随垮”，继而影响到地表，地表移动变形剧烈，地表下沉增大。由于上覆岩层中能够控制岩层移动变形的关键层厚度大、距离开采煤层较近，在工作面推进过程中厚关键层形成了分层垮落。此时，采空区空间范围大，垮落顶板对采空区充填不充分，导致厚关键层在分层垮落时，其下位破断块体回转角过大，无法形成铰接结构而随着直接顶垮落；其上位破断块体回转空间较小，形成稳定的“砌体梁”结构。因此，原属于垮落带的关键层上位岩层转变成为了裂隙带，有效抑制了上覆岩层移动变形继续向上传递，减缓地表下沉剧烈，使得地表最大下沉值变小，下沉系数比一般的大采高工作面较小。文献[27]指出济宁三号煤矿6.8 m大采高工作面地表下沉系数达到0.675，但是由于埋深很大（560 m以上），上覆岩层中存在多层关键层，覆岩破断后块体逐渐压实，地表移动持续时间较长，从而使得地表下沉值较大，地表下沉系数较大。
综上所述，在厚煤层高强度开采条件下，由于大采高开采造成大开采空间，上覆岩层形成“随采随垮”的特点，地表下沉速度急剧变大，地表移动变形剧烈；由于厚关键层分层垮落复合破断的影响，覆岩破断后岩层之间存有大量细小裂隙，导致地表最大下沉值变小，下沉系数变小；地表在工作面四周开采边界下沉较小，地表移动影响范围小。
2.2 地表岩移角值参数分析
在矿井实际生产活动过程中，地表建构（筑）物保护煤柱、防水煤岩柱的留设都要基于地表岩移角值参数的选取。图5给出了走向主断面上不同岩移角值参数的相对位置关系。
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图 5 走向方向上主断面地表岩移角量参数1—裂缝角；2—移动角；3—边界角；4—松散层移动角；5—充分采动角Figure 5. Surface movement angular parameters on major section along the mining direction根据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》（以下简称“规范”）规定[28]，地表岩移角值参数是描述地表移动盆地范围和大小的重要参数，主要分为边界角、移动角、裂缝角和充分采动角。
边界角、移动角和裂缝角分别都是以地表移动盆地主断面上某一个点为特征点，该特征点与采空区边界连线和水平线在煤柱一侧的夹角。
其中边界角是以下沉值为10 mm的点为特征点，称为边界点，如图5中的角3；移动角是以倾斜值值±2 mm/m和曲率值±0.2×10−3/m 三个值中最外一个变形值点为特征点，称为危险移动边界点；裂缝角是以最外侧地表裂缝为特征点，称为裂缝点。
充分采动角是取地表移动盆地平底最外侧边缘点在地表水平线上的投影点为特征点，该点和同侧采空区边界之间的连线与煤层在采空区一侧的夹角。根据地表实测结果，经过计算得到大柳塔52307工作面地表不同岩移角值参数，见表2。
从表2中看出，在西部浅埋深厚煤层高强度开采条件下，地表岩移角值参数要比一般的中东部矿区偏大，在走向方向上边界角达到81°，移动角达到85°。说明随着工作面的快速推进，地表移动过程剧烈，主要集中在工作面中部，而四周边界位置移动变形值较小，造成边界角和移动角偏大，使得地表移动影响范围偏小，地表出现“中部破坏严重，四周破坏轻微”的现象。
2.3 三维激光扫描结果分析
三维激光扫描技术作为现代测量学中一种高新测量技术，逐渐广泛地应用在煤矿开采沉陷区的监测中[29-30]。为了能够得到整个工作面开采后地表的下沉盆地，采用三维激光扫描技术对工作面上方地表进行了4次扫描，分别是：①工作面还未开始回采，地表也未产生移动变形；②工作面回采距离为144.7 m，地表还未达到充分采动；③工作面回采距离为290 m，地表达到充分采动；④工作面回采距离为500 m，地表达到超充分采动。通过后处理软件对每次扫描结果进行数据配准、点云滤波和简化，最终构建每一期的地表DEM数字模型。经过对比分析得到工作面动态地表下沉盆地和最终下沉盆地云图。在最后一次扫描结束后，即工作面推进到500 m时，地表最终下沉全盆地云图如图6所示。
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图 6 三维激光扫描地表最终下沉全盆地云图1—地裂缝密集区域; 2、3—沟谷地形区域Figure 6. Cloud image of the final surface subsidence basin with 3D laser scanning technology由图6得出，最后一次扫描结束后，地表沿走向和倾向均已达到超充分采动状态，地表最终下沉全盆地呈类似“碗底”形状。图6右侧为下沉值色带，颜色越深表明下沉值越大，反之越小。下沉盆地中部颜色较深，下沉值较大，说明地表移动变形主要集中在工作面中部；下沉盆地最外侧为红色区域，说明在工作面开采范围以外下沉值较小，与2.1节地表岩移实际观测分析结果保持一致。受到地表地形原因的影响，下沉盆地中间沉陷区域颜色出现渐变现象，在沟谷区域下沉值变大，如图6中区域2和3下沉值色带颜色略深；在地裂缝密集发育区域，色带颜色明显加深，说明最大下沉值发生在这一区域，最大值为3 592.1 mm。
根据上述分析可知，三维激光扫描技术在煤矿开采沉陷区的应用能够全面直观地体现工作面开采后地表移动变形特征，获得地表下沉全盆地形貌和大小，对山区沟谷地形的下沉特征及地裂缝的分布、预测和采取相应的治理措施也具有一定的指导意义。
2.4 CISPM地表开采沉陷预计分析
地表开采沉陷预计是指在具体地质采矿条件下，选取相应的预计参数、预计模型和预计函数，对一个或多个工作面开采后研究分析地表移动变形值在时间和空间上的分布规律。该结果对开采沉陷的理论研究和矿区的实践生产都具有重要的指导意义。为验证上述地表实测结果的准确性，采用一种综合地表沉陷预测模型软件—CISPM软件[31]进行地表开采沉陷预计，并将预计结果和实测结果进行对比分析。该软件是在美国长壁开采工作面大量地表实测数据的基础上，利用影响函数法预计方法开发的一款预计软件，最早是在1991年由美国工程院院士Syd S.Peng和美国西弗吉尼亚大学Luo Yi教授共同提出，主要应用于近水平煤层大规模长壁开采工作面。软件分为6个板块，分别为：LWSUB（最终下沉盆地的预计）、DYNSUB（动态下沉的盆地的预计）、SUBSDNC（不规则工作面下沉盆地的预计），SURVEY（实际观测资料的处理）、SUBDED（通过实际观测资料得到最终的地表移动预计参数）、CONSULT程序（无实际观测资料推导出最终的地表移动预计参数）。
2.4.1 地表移动变形预计参数的选取
通过实测资料的分析可得大柳塔52307工作面地表实测最大下沉值为3 560 mm，最大水平移动值为750 mm。由此可得，52307工作面下沉系数q为0.53，水平移动系数为0.21。其余参数（拐点偏移距、主要影响角、主要影响半径）根据软件中SUBDED模块确定，即将大柳塔52307工作面倾向观测线B线实测下沉值点依次输入软件模块，通过回归分析得出其拟合下沉曲线以及预计参数拟合值，并与实测下沉曲线进行对比验证，曲线拟合和回归结果如图7所示。
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图 7 大柳塔煤矿52307工作面预计参数回归值Figure 7. Regression of predicted parameters of panel 52307 in Daliuta Coal Mine根据图7可知，拟合曲线最大下沉值为3 502.2 mm，与实测最大下沉值3 560 mm误差很小，回归系数大于75%，表明回归结果可靠，其中拐点偏移距为61.2 m、主要影响角为74.8°、主要影响半径为51.4 m。
综上分析，大柳塔52307工作面地表移动变形预计参数见表3。
表 3 地表移动变形预计参数Table 3. Predicted parameters of surface movement and deformation下沉系数q 主要影响角tan β 拐点偏距s/m 主要影响角θ/(°) 水平移动系数b 主要影响半径r/m 0.53 3.69 61.2 74.8° 0.21 51.4 2.4.2 地表移动变形预计结果及分析
根据表3所得到的预计参数，利用软件中的LWSUB模块进行计算分析，得到大柳塔52307工作面回采到500 m时地表任意点的移动变形值。其中，地表下沉等值线如图8所示。
根据图8得出，下沉等值线整体呈圆角矩形形状，说明在工作面回采结束后，地表下沉盆地整体呈“碗底”形状。地表最大下沉值发生在采空区中部区域，最大值为3 556 mm。图中最外侧下沉值为10 mm等值线分布在工作面开采边界，说明边界角较大，地表影响范围很小，与三维激光扫描仪得到的地表下沉盆地形貌和实测结果相符。下沉等值线靠近工作面中部数据急剧增大，下沉速度变大，当在A9测点达到最大下沉值时，不再变化，趋于一条直线，说明地表已达到超充分采动状态，与实测下沉曲线相符。
根据上述分析，将地表岩移观测实测结果、三维激光扫描结果和地表移动变形预计结果三者所得到地表移动变形值进行对比分析，见表4。
表 4 地表移动变形最大值对比Table 4. Results comparison of the maximum values of surface movement and deformation方法 最大下沉值
${W_{\max } }/ {{\rm{mm}}}$最大倾斜值
${i_{\max } }$/(mm·m−1)最大水平移动值
${U_{\max } }/ {{\rm{mm}}}$最大水平变形值
${\varepsilon _{\max }}$/(mm·m−1)地表沉陷规律 3 560.0 77.0 750.0 32.4 三维激光扫描 3 592.1 78.3 776.1 33.6 地表沉陷预计 3 556.0 76.5 729.4 31.5 由表4可知，3种方法得到的地表移动变形值误差很小，证明所测结果准确。
3. 地裂缝分布发育特征分析
3.1 地裂缝分布特征分析
地裂缝的形成从直观来讲，在井下开采过程中，当地表受到外来或自身的应力大于其本身所能承受的最大应力（拉伸或挤压）时，会产生不同程度的破坏，如地表的拉伸张开、挤压隆起或塌陷等现象。根据上述分析可知，大柳塔52307工作面由于埋深浅、采高大、工作面推进速度较快，工作面中部上方地表移动变形剧烈，从而形成大量的地裂缝。通过对大柳塔52307工作面不同类型地裂缝的现场观测、记录，结合矿井井上下对照图和采掘工程平面图，给出了工作面在回采结束后地裂缝分布素描图，如图9所示。
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图 9 大柳塔52307工作面地裂缝空间分布Figure 9. Spatial distribution of ground fissures of panel 52307 in Daliuta Coal Mine由图9得出大柳塔52307工作面地裂缝空间分布有以下特征：
1）地裂缝发育密集，主要集中分布在采空区中部，两侧巷道裂缝多为拉伸型张开裂缝。
2）工作面达到充分采动以后，地裂缝整体呈“C”字形状分布在工作面中部；随着工作面的继续推进，地裂缝从开切眼位置开始继续向回风巷一侧缓慢延伸、发育并逐渐闭合，最终形成连续包围“漏斗”型形状分布在整个工作面。其中，漏斗右侧距工作面开切眼距离基本一致，约为24.1 m，相邻2个漏斗左侧间距平均为28.4 m。
3）拉伸型地裂缝长度最大可达到 155.2 m，宽度最大为0.3 m；台阶型裂缝最大落差高度达到0.5 m。相邻两条裂缝间距最大为16.1 m，平均间距为5.2 m。
3.2 地裂缝发育与工作面推进速度的关系
通过分析地裂缝的现场观测记录和工作面的推进距离的关系得出，大柳塔52307工作面拉伸型地裂缝总是滞后于工作面推进位置一段距离出现，该距离记为裂缝滞后距d；地裂缝和工作面推进位置的连线与水平线在采空区一侧的夹角记为拉伸型裂缝滞后角δ，图10给出了地裂缝与工作面推进位置相对位置示意。图10中h为采高，H为平均采深，s为工作面推进度。
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图 10 地裂缝与工作面推进位置相对位置Figure 10. Relative location of surface cracks and the working face advancing position基于现场实测记录，对拉伸型裂缝滞后距dL、台阶型裂缝滞后距dT分别与地裂缝发育当日的工作面推进速度v之间的关系进行了统计，结果见表5。
表 5 不同类型地裂缝滞后距与开采速度统计结果Table 5. Statistics of different surface cracks lag distance and mining speed裂缝
类型监测日期 裂缝滞后距dL/m 工作面推进速度v/(m·d−1) 拉伸型 2016-03-11 18.4 8.9 2016-03-12 7.2 4.8 2016-03-14 11.6 4.6 2016-03-18 18.3 7.5 2016-03-19 7.6 4.4 2016-03-21 18.9 8.1 2016-03-23 21.1 10 2016-03-24 17 6.7 2016-03-29 16.1 7 2016-03-30 15 6.1 2016-05-12 13.8 7.6 2016-05-13 25.1 11.6 2016-05-14 20 9.9 2016-05-15 22.6 11.2 2016-05-16 15 6.65 2016-05-17 17 8.85 2016-05-18 22 9.8 2016-05-19 23 8.85 2016-05-20 33.6 13.5 2016-05-21 29 12.7 2016-05-22 22 11.5 台阶型 2016-03-11 27.8 8.9 2016-03-14 10.2 4.6 2016-03-23 38 10 2016-03-24 13.3 6.7 2016-03-26 15.6 7 采用Matlab对统计数据进行回归分析，得到了拉伸型和台阶型地裂缝滞后距与工作面推进速度之间的关系式，分别见式（1）、（2），回归关系图如图11所示。
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图 11 不同类型地裂缝滞后距与工作面推进速度之间的关系Figure 11. Relationship between lag distance of different kind of surface cracks and mining speed$$ 拉伸型： {d_L} = 2.263\; 8v - 0.670\; 8 $$ (1) $$ 台阶型： {d_T} = 5.270\; 6v - 18.234 $$ (2) 由式（1）、（2）和图11得出：
1）大柳塔52307工作面开采引起的拉伸型和台阶型地裂缝滞后距与工作面推进速度均呈线性增大的关系。由于井下开采引起的岩层裂隙向地表发育需要经过一定的时间，在工作面开采速度过快条件下，覆岩破断及围岩应力的传递会滞后于工作面推进距离，地表在工作面后方才开始出现破坏产生地裂缝。
2）拉伸型地裂缝滞后距主要分布在15～25 m，平均为21 m。
3）通过对地裂缝滞后距与工作面推进速度之间的关系分析，能预测不同类型地裂缝出现的位置，进而及时采取相应的补填措施。
4. 结 论
1）在浅埋深厚煤层高强度开采条件下，上覆岩层形成“随采随垮”的特点，岩层破坏带来的扰动迅速波及至地表，使得地表移动变形剧烈，很快达到最大下沉值。之后下沉曲线开始逐渐变缓，下沉速度减小。
2）地表岩移角值参数比一般的中东部矿区偏大，其中移动角为85°，边界角为81°。说明地表移动变形主要集中在工作面中部，工作面四周及开采范围以外地表下沉较小。当工作面回采结束后，地表下沉盆地呈现四周收敛快、中部破坏严重的现象。
3）不同类型的地裂缝大量发育，整体呈“C”字型集中分布在工作面中间。地裂缝总是滞后于工作面一段距离出现，且拉伸型和台阶型地裂缝滞后距与工作面推进速度均呈线性增大的关系。
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图 8 液体帽参数对降尘效率的影响
Figure 8. Effect of liquid cap parameters on dust-reduction efficiency
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图 9 不同空气帽出口直径下的喷嘴流量与降尘效率
Figure 9. Dust reduction efficiency and nozzle flow under different diameters of the air cap outlet
表 1 正交试验因素和水平
Table 1 Orthogonal experimental factors and levels
水平组数 影响因素 dL/mm n dc/mm 1 1.0 2 1.5 2 1.2 3 2.0 3 1.5 4 2.5 4 1.8 5 3.0 5 2.0 6 3.5 
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表 2 喷嘴结构参数正交试验结果
Table 2 Orthogonal experiment results
序号 影响因素 试验结果 dL/mm n dc/mm QL/(L∙min−1) Qair/(L∙min−1) Dsm/μm ηt/% ηr/% 1 1.0 2 1.5 0.30 25 64.09 52.90 52.85 2 1.0 3 2.0 0.37 29 44.81 59.33 70.68 3 1.0 4 2.5 1.43 98 38.11 53.98 60.42 4 1.0 5 3.0 0.32 123 62.47 57.91 62.70 5 1.0 6 3.5 1.21 303 39.44 56.08 62.35 6 1.2 2 2.0 0.34 34 32.18 53.23 54.69 7 1.2 3 2.5 1.13 92 50.55 64.71 73.46 8 1.2 4 3.0 0.77 103 50.90 70.69 75.68 9 1.2 5 3.5 1.73 251 57.44 59.60 70.87 10 1.2 6 1.5 0.73 31 106.29 46.83 42.98 11 1.5 2 2.5 1.07 48 50.41 60.26 65.87 12 1.5 3 3.0 1.47 143 49.41 63.16 71.97 13 1.5 4 3.5 2.63 204 81.80 74.73 77.91 14 1.5 5 1.5 0.57 33 136.42 55.56 54.58 15 1.5 6 2.0 0.71 39 91.30 62.91 71.87 16 1.8 2 3.0 1.53 102 162.10 58.63 76.76 17 1.8 3 3.5 2.50 174 101.77 66.65 70.64 18 1.8 4 1.5 0.93 27 102.40 55.30 45.35 19 1.8 5 2.0 2.63 36 46.10 49.91 55.53 20 1.8 6 2.5 1.37 104 88.41 58.67 68.69 21 2.0 2 3.5 3.07 145 105.10 57.30 66.47 22 2.0 3 1.5 1.47 25 157.20 41.22 40.96 23 2.0 4 2.0 0.77 43 110.20 63.10 76.93 24 2.0 5 2.5 1.70 71 135.80 61.21 71.49 25 2.0 6 3.0 3.50 103 91.20 53.76 54.53
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表 3 喷嘴流量正交试验结果综合平均值与极差
Table 3 Comprehensive average value and range analysis results of nozzle flow
项目 QL/(L∙min−1) Qair/(L∙min−1) dL n dc dL n dc 综合平均值1 0.73 1.26 0.80 115.60 70.80 28.20 综合平均值2 0.94 1.39 0.96 102.20 92.60 36.20 综合平均值3 1.29 1.31 1.34 93.40 95.00 82.60 综合平均值4 1.80 1.39 1.52 88.60 102.80 114.80 综合平均值5 2.10 1.50 2.23 77.40 116.00 215.40 极差 1.38 0.24 1.43 38.20 45.20 187.20 因素主次 dc > dL > n dc > n> dL
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表 4 降尘效率正交试验结果综合平均值与极差
Table 4 Comprehensive average value and range analysis results of dust-reduction efficiency
水平组数 ηt/% ηr/% dL n dc dL n dc 综合平均值1 56.04 56.46 50.36 61.80 63.33 47.34 综合平均值2 59.01 59.01 57.70 63.54 65.54 65.94 综合平均值3 63.32 63.56 59.77 68.44 67.26 67.99 综合平均值4 57.83 56.84 60.83 63.39 63.03 68.33 综合平均值5 55.32 55.65 62.87 62.08 60.08 69.65 极差 8.01 7.91 12.51 6.64 7.17 22.30 因素主次 dc >dL>n dc >n>dL
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