Effects of air curtain dust control parameters on dust pollution in fully mechanized mining faces
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摘要: 气幕控尘效果受压抽风及径向分风多要素影响，而现有研究多局限于某单一要素对气幕控尘的影响规律。为掌握气幕控尘参数对综掘工作面粉尘污染的影响，对不同径向分风流量和负压控尘流量条件下的风流场演变和粉尘场扩散开展了数值模拟研究。结果表明：① 径向分风流量主要影响轴向射流场的卷吸效应，负压控尘流量主要影响工作面的抽风负压作用，当径向分风流量与压风总流量比值≥0.8、压风总流量与负压控尘流量比值＜1.0时，气幕运移至射流区域时转变为轴向运移，形成厚度≥1.4 m的轴向控尘流场。② 径向分风流量及负压控尘流量越大，巷道压抽风侧风流流量及风速分布越均匀，粉尘扩散距离越小，掘进机司机处粉尘质量浓度越低。在此基础上，确定了综掘工作面气幕控尘优化参数：径向分风流量为288 m3/min（径向分风流量与压风总流量比值为0.9），负压控尘流量为426 m3/min（压风总流量与负压控尘流量比值为0.75）。经现场实测，应用气幕控尘优化参数后，掘进机司机处降尘率达93.5%，人员作业环境得到明显改善。Abstract: The effectiveness of air curtain dust control is influenced by various factors, including suction ventilation and radial airflow distribution. Existing research is largely limited to the effects of single factors on air curtain dust control. To understand the impact of dust control parameters on dust pollution in fully mechanized mining faces, numerical simulations were conducted to investigate the evolution of airflow and dust dispersion under different conditions of radial airflow distribution and negative pressure dust control. The results indicated that: ① Radial airflow distribution primarily affected the entrainment effect of the axial jet field, while negative pressure dust control flow mainly influenced the negative pressure effect of suction at the working face. When the ratio of radial airflow distribution to total air supply was not less than 0.8 and the ratio of total air supply to negative pressure dust control flow was less than 1.0, the air curtain transitioned to axial movement in the jet region, forming an axial dust control flow field with a thickness of not less than 1.4 m. ② As radial airflow distribution and negative pressure dust control flow increased, the airflow quantity and speed distribution on the suction side of the tunnel became more uniform, leading to reduced dust dispersion distance and lower dust mass concentration at the operator's position. Based on these findings, the optimized parameters for air curtain dust control in fully mechanized mining faces were determined: radial airflow distribution at 288 m³/min (with a ratio of radial airflow distribution to total air supply of 0.9) and negative pressure dust control flow at 426 m³/min (with a ratio of total air supply to negative pressure dust control flow of 0.75). Field measurements showed that after applying the optimized air curtain dust control parameters, the dust reduction rate at the operator's position reached 93.5%, significantly improving the working environment.
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0. 引言
采掘装备的截割能效问题是采矿行业研究的永恒课题，而截齿是截割机具上直接接触、破碎岩石的关键零件，截齿破岩过程是采掘装备最主要的能耗环节。镐型截齿具有结构简单、自磨刃等特点，成为应用最广泛的截齿类型。影响镐型截齿破岩效率的主要因素包括截齿安装参数（如截割间距、截割冲击角、歪斜角）、截齿形状参数（如齿尖锥角、合金头直径、齿身锥角）、采掘装备工况参数（如截割速度、截割深度、岩石特性、地应力）等[1-6]。其中截割间距决定了多齿耦合截割的干涉状态，是影响截齿截割效率、截割碎屑粒度、截割载荷及截齿磨损的重要因素之一。
为便于表述，本文将单齿截割和不同间距下的截割分别称为自由截割和干涉截割。针对截割间距对破岩过程的影响，学者们进行了大量研究。文献[7]通过实验对比研究了刀型截齿、镐型截齿和刀盘的截割效率，分析了截割比能耗和碎屑粒度与截割间距之间的关系。文献[8]通过单齿截割实验分析了截齿破岩机制及截割间距对破岩效果的影响。文献[9]在截割实验数据的基础上，通过统计学分析研究了截割载荷与截割间距和截割厚度之间的关系。文献[10]采用数值模拟方法研究了截割间距对截割载荷的影响规律，为优化截割间距与截割深度比值提供依据。在截割理论研究方面，学者们基于不同的力学准则提出了自由截割条件下截齿破岩机理和截割力计算模型。基于最大拉应力准则提出的镐型截齿截割力模型[11]及其改进模型[12-14]得到广泛认可。文献[15]基于莫尔−库伦准则提出了刀型截齿的截割模型。文献[16]基于断裂力学分析了截割破碎过程中层理、节理的失稳破裂机理，建立了刀型截齿截割力模型。文献[17]认为截齿截割峰值力出现在裂纹起裂阶段，基于格里菲斯断裂理论建立了镐型截齿截割峰值力模型。而在干涉截割条件下，已有截割沟槽不仅改变了齿尖受力状态，且对岩石起到不同程度的弱化作用，其截割力无法直接采用已有理论模型进行估算。滚筒扭矩是多齿耦合截割载荷的叠加结果，而已有滚筒载荷计算模型主要基于单齿截割力理论模型计算单齿截割力后进行简单叠加[18-19]，而没有考虑截割间距对多齿耦合截割过程中截割力的影响。
针对已有截割理论未考虑干涉截割的弱化作用的问题，本文开展了截割间距对截齿载荷影响规律的试验研究，提出一种多齿耦合截割时截割力的计算方法。通过全尺寸岩石线性截割试验对比分析自由截割和干涉截割破岩过程，研究2种截割工况下截割力的统计关系，建立干涉截割条件下截割力的计算方法，基于已有截割力理论模型得到不同截割间距下的单齿截割力，进而得到考虑多齿耦合的滚筒载荷计算方法。
1. 截割试验装置及岩石试样制备
为降低岩石边界对截割过程的影响，采用全尺寸岩石线性截割试验机（图1）开展煤岩截割试验，该试验机由主框架、推移油缸、岩石夹具、测控系统、液压系统等组成。其测控原理如图2所示，主框架的调高机构和移动平台实现截齿截割深度和截割间距的调节，推移油缸实现截割运动，测控系统实现截割力和截割速度的采集。该试验机能够夹装的最大岩石尺寸为1 m×0.7 m×0.7 m，装配有三轴力传感器采集截齿三向力（图3），其中FX为截割力，FY为侧向力，FZ为法向力，三轴量程均为±500 kN，截割速度调节范围为0~0.3 m/s。针对截割间距的试验方案如图4所示，其中，d为截割深度，s为截割间距。首先单截齿截割岩石表面形成沟槽，即先行截齿，而后截齿偏移固定间距后截割岩石，即后行截齿，从而通过单齿截割试验模拟不同截割间距的破岩过程，截割间距调节范围为0~300 mm。
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图 2 全尺寸岩石线性截割试验机测控原理Figure 2. Measurement and control principle of full-scale rock linear cutting tester本文截割试验用到的岩石样品有石灰岩、红砂岩和2种模拟岩样，岩石试样尺寸均为1 m×0.5 m×0.5 m，如图5所示。通过岩石单轴压缩试验和巴西劈裂试验测得岩样的单轴抗压强度、抗拉强度、弹性模量和泊松比，测试结果见表1，可看出表明所选岩样的单轴抗压强度为13.3~116.4 MPa。
表 1 岩样物理力学特性Table 1. Properties of rock samples岩石
类型单轴抗压
强度/MPa抗拉强
度/MPa弹性模
量/GPa泊松比 密度/
（kg·m−3）石灰岩 116.4 8.2 46.3 0.32 2650 红砂岩 76.3 6.6 22.4 0.19 2140 模拟岩样 I 13.3 1.12 12.1 0.23 1390 模拟岩样 II 18.0 1.65 15.3 0.24 1660 本文截割试验所用U135−25镐形截齿，试验设置截齿冲击角为50°，截割速度为50 mm/s，截齿齿尖锥角为90°。截割间距s和截割深度d为试验变量，参数设置见表2。
表 2 截割间距及截割深度参数设置Table 2. Parameter setting of cuting distancet and cutting depth岩石类型 d/mm s/d 石灰岩 2, 3, 4, 5 1~10 红砂岩 5, 10 2~6 模拟岩样I 5, 10, 15, 20 1~7 模拟岩样 II 5, 10, 15 1~10 2. 截割力数据处理
受到试验环境噪声、传感器和数据采集卡性能等因素的影响，实验过程中采集到的截割力数据包含较多高频噪声成分，无法直接用于截割力数据分析。降噪前截割三向力曲线如图6所示，可看出噪声波动较明显，覆盖了截割力曲线特征，尤其对Y方向截割力的影响最为显著。因此，在截割力分析之前须对截割数据进行降噪处理。
采用经验模态分解（Empirical Mode Decomposition，EMD）对截割载荷数据进行降噪处理。EMD方法将原始信号按照频率成分分解为多个本征模态函数（Intrinsic Mode Function，IMF），理想状态下每个IMF具有单一频率，能够反映信号在频域中的局部特征[20]。基于EMD分解结果，剔除噪声成分后进行信号重构，达到降噪的目的。EMD分解的具体步骤如下：
1） 获得原始信号z(t)的所有极大值和极小值点，记为x(t)，t为时间。
2） 采用插值法得到极值点，形成上包络线emax(t)和下包络线emin(t)。
3） 计算原始信号与上、下包络线均值a(t)的差值h(t)，即
$$ a(t) = \frac{{{e_{\min }}(t) + {e_{{\rm{max}}}}(t)}}{2} $$ (1) $$ h(t) = {\textit{z}}(t) - a(t) $$ (2) 4） 如果h(t)的极值点数量和过零点数量相等或相差1，则h(t)为一个IMF分量。否则，将h(t)作为原始信号重复步骤1）—步骤4），当差值分量满足上述条件时得到IMF分量，并标记该分量为y(t)。
5） 将原始信号z(t)与y(t)的差值z1(t)作为下一循环的原始信号进行分解，直到循环次数满足要求，得到残余分量r(t)。
将原始信号分解成N个IMF分量和1个残余分量。截割力FX的分解结果如图7所示，该数据包含13个IMF分量和1个残余分量。可看出IMF1−IMF5为高频噪声成分，在信号重构时去除噪声成分从而实现降噪。从降噪后的截割三向力曲线（图8）能够更清晰地看出截割力曲线的波动特性，其中X方向截割力波动较剧烈，且波谷接近0，这是由于截割过程中随碎屑崩落，截齿在截割方向上瞬间卸载；Y方向截割力为截齿的侧向力，围绕0点波动；Z方向截割力波动特性与X方向相近，但波动幅度较小，这是由于截割过程中齿尖在竖直方向始终与岩石接触。
3. 试验结果与分析
根据截割间距及截割深度参数设置开展了一系列全尺寸截割试验，试验采集了截割力数据并完成降噪处理，同时收集截割碎屑，分析截割间距对截割载荷、截割碎屑粒度、截割能耗、截割沟槽的影响规律。
3.1 截割间距对截割载荷的影响
以模拟岩样II（d=15 mm）为例，不同截割间距条件下截割三向力的均值见表3，截割载荷均值随截割间距的变化如图9所示。可看出截割力FX和法向力FZ的均值随截割间距的增加而增大。由于已有截割沟槽降低了截割沟槽两侧岩石表面的强度，从而降低了截齿截割载荷，但随着截割间距增大，截割沟槽间的干涉效果减弱，截割载荷增大，截割状态逐渐趋近于自由截割。而侧向力FY均为负值且绝对值随截割间距增加而减小。因为在干涉截割条件下，已有截割沟槽降低了齿尖一侧的载荷，且随着截割沟槽干涉效果的减弱，齿尖受力趋于对称，侧向力FY趋于0。
表 3 干涉截割时截割三向力均值Table 3. Mean cutting three-way force in interference cutting testss/mm FX／kN FY／kN FZ／kN 自由 7.61 1.21 9.57 20 3.10 −2.05 5.55 30 3.61 −1.41 6.04 40 4.32 −1.45 6.54 50 5.63 −1.49 7.46 60 5.95 −0.72 7.82 70 6.34 −0.65 8.14 为进一步得到干涉截割条件下截割力的估算方法，分析了干涉截割和自由截割条件下截割载荷均值的比值fr随截割间距与截割深度比值s/d的变化关系，结果如图10所示。可看出X方向和Z方向的fr均与s/d之间存在较好的线性关系，相关系数R2均大于0.95。因此，利用自由截割条件下截割载荷估算干涉截割条件下的截割载荷是可行的。
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图 10 截割载荷比值fr随s/d的变化关系Figure 10. Relationships between the mean cutting loade ratio fr and s/d为进一步建立可靠的干涉截割与自由截割的截割力关系，对不同岩样的截割试验结果进行了统计分析，见表4。fr随s/d的变化趋势如图11所示，可看出两者具有较好的线性关系。
表 4 各岩样不同截割参数下截割力比值frTable 4. Cutting force ratios fr under different cutting conditions石灰岩 红砂岩 模拟岩样I 模拟岩样II d s/d fr d s/d fr d s/d fr d s/d fr 2 1 0.43 5 2 0.60 5 2 0.24 5 2 0.50 3 0.63 3 0.70 3 0.68 4 0.76 5 0.58 4 0.73 4 0.56 6 0.91 7 0.70 5 0.82 6 0.85 8 0.83 10 0.89 6 0.81 7 1.04 10 1.01 3 1 0.43 10 2 0.54 10 1 0.21 10 2 0.46 3 0.55 3 0.78 2 0.38 3 0.60 5 0.62 5 0.75 2.5 0.41 4 0.72 7 0.81 6 1.00 3 0.44 5 0.79 10 0.99 4 0.47 6 0.88 5 0.65 4 1 0.51 15 1 0.39 15 1.33 0.41 3 0.68 2 0.42 2 0.47 5 0.88 3 0.65 2.67 0.57 7 0.92 4 0.86 3.33 0.74 10 1.01 4 0.78 4.67 0.83 5 1 0.53 20 1 0.41 3 0.63 1.5 0.51 5 0.85 2 0.56 7 0.96 2.5 0.57 10 0.96 3 0.75 3.5 0.87 ![]()
图 11 干涉与自由截割力比值随s/d的变化趋势Figure 11. The trend of the ratio of interference and free cutting force with s/d基于上述实验数据，采用线性回归分析建立干涉截割条件下单齿截割力均值估算方程，其相关系数为R2=0.674。通过置信水平为95%的方差分析，得到截割峰值力P为0，说明该线性回归关系具有较高的可信度。已有研究结果表明[21]，自由截割工况状态下的截齿截割力均值与峰值力存在线性关系。因此可基于已有截齿截割峰值力理论模型[11-17]得到干涉截割条件下的截割力，进一步得到考虑多齿耦合截割影响的滚筒截割扭矩的理论计算方法。
$$ \left\{ \begin{gathered} {F_1} = g{F_0} \\ g = 0.067\frac{s}{d} + 0.399 \\ \end{gathered} \right. $$ (3) $$ {F_0} = aP $$ (4) $$ M = \sum\limits_i {M(i) = }\sum\limits_i {{F_1}(i)\frac{D}{2} = } \sum\limits_i {g(i)aP(i)\frac{D}{2}} $$ (5) 式中：F1为干涉截割工况状态下的截割力均值，N；g为截割间距影响系数；F0为自由截割工况状态下的截割力均值，N；a为截割力均值与峰值系数，a=0.45[21]；M为滚筒扭矩，N·m；i为参与截割的截齿编号；D为滚筒直径，m。
3.2 截割间距对碎屑粒度和比能耗的影响
为进一步分析截割间距对截齿截割性能的影响，本文选用截割比能耗（Specific Energy, SE）和碎屑粒度指数（Coarseness Index, CI）2个定量评价指标分别对截割能耗和碎屑粒度分布进行评价。其中，SE是指破碎单位体积岩石所消耗的能量[5]。CI是碎屑粒度筛分后各等级质量百分比的累计值[7]，CI值越大，说明大块碎屑的比例越高，可用于评价截割碎屑粒度分布。
$$ E=\frac{F^{\prime} L \rho }{m } $$ (6) 式中：E为截割比能耗；Fˊ为平均截割力；L为截割距离；m为截割碎屑质量；ρ为岩样密度。
以截割模拟岩样II（d=15 mm）为例，试验过程收集了不同截割间距时的碎屑，对其进行称重和粒度筛分，如图12所示。不同截割工况下计算得到的CI和SE汇总见表5。可看出当截割间距为20 mm时，CI值最小且SE最大，是包括自由截割在内的最差截割参数，说明截割间距过小时更多的能量被用于研磨而产生细小碎屑，导致截割能耗增大。
表 5 截割碎屑粒度分布及CI和SE汇总Table 5. Summary coarseness distribution and CI and SE截割间距/mm 不同截割间距下碎屑粒度占比/% CI 总质量/g SE/(MJ·m−3) ＞25 mm ＞15 mm ＞10 mm ＞5 mm ＞3.2 mm ＞1.43 mm ＞0 自由 47.4 62 68.7 78.8 83.0 88.0 100 528 940 10.4 20 20.7 44 55.3 68.5 75.5 82.3 100 446 309 13.3 30 38.1 57.1 66.4 76.7 81.9 87.4 100 508 641 7.5 40 53.4 67.5 73.7 82.9 87.2 91.1 100 556 944 6.1 50 53.6 67 75.5 84.1 87.6 91.4 100 559 1 253 6.0 60 52.9 67.6 74.8 84.3 88.3 92 100 560 984 8.0 70 49.7 63.3 70.5 80.6 85.1 89.4 100 539 886 9.5 CI和SE随截割间距的变化曲线如图13所示。可看出随截割间距增大，CI呈先增大后减小的趋势，而SE呈相反的变化规律。说明随着截割间距增大，大块碎屑占比增多，截割能耗降低，且存在最优的截割间距约为50 mm；而随着截割间距进一步增大，截割性能下降并趋于稳定，截割状态趋于自由截割。
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图 13 截割间距与CI、SE的关系曲线Figure 13. The relationships between cutting distance and CI and SE3.3 截割间距对截割沟槽的影响
不同截割间距下截割模拟岩样II（d=15 mm）的截割沟槽如图14所示。可看出，随着截割间距增大，截割沟槽截面间干涉减少，而残余的岩脊增多。
截割间距对截割沟槽干涉情况如图15所示。当截割间距较小时，截割沟槽干涉显著，截割沟槽间残余岩脊较小，截割载荷较小，但由于截割沟槽干涉会产生较多细小碎屑，消耗较多能量，所以能耗升高；随着截割间距增大，残余岩脊增大，截割力增大，但由于已有截割沟槽对岩石的弱化作用且截割沟槽间干涉较少，形成的大块碎屑占比增大，所以截割能耗降低；随着截割间距进一步增大，截割沟槽间无干涉，且已有截割沟槽对岩石的弱化作用降低，截割力增大，碎屑粒度减小，截割能耗上升，截割状态逐渐趋近于自由截割。
因此截割沟槽恰不干涉时为最优截割条件，该条件下最优截割间距为
$$ s = 2d\tan \varphi $$ (7) 式中φ为截割崩落角。
在模拟岩样II的干涉截割试验条件下（d=15 mm），截割崩落角约为60°，最优截割间距约为51.9 mm，与试验结果（50 mm）较接近。
4. 结论
通过全尺寸岩石线性截割试验，分析了截割间距对截割载荷、截割碎屑粒度、截割比能耗及截割沟槽的影响规律。
1） 截齿截割力随截割间距增加而增大，并逐渐接近自由截割状态。干涉截割与自由截割条件下的截割载荷均值比值与s/d之间存在较好的线性关系，得到了基于已有峰值截割力模型的干涉截割时截割力的估算方程。
2） 采用CI和SE分别评价截割试验的碎屑粒度分布和截割能耗，随截割间距增大，CI呈先增大后减小的趋势，而SE呈先减小后增大的趋势。
3） 当截割间距较小时，截割沟槽干涉显著，截割沟槽间残余岩脊较小，截割载荷较小，但由于截割沟槽干涉会产生较多细小碎屑，消耗较多能量，所以能耗升高；随着截割间距增大，残余岩脊增大，截割力增大，但由于已有截割沟槽对岩石的弱化作用且截割沟槽间干涉较少，形成的大块碎屑占比增大，所以截割能耗降低；随着截割间距进一步增大，截割沟槽间无干涉，且已有截割沟槽对岩石的弱化作用降低，截割力增大，碎屑粒度减小，截割能耗上升，截割状态逐渐趋近于自由截割。
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图 1 综掘巷道等比例几何模型
Figure 1. Proportional geometric model of fully mechanized excavation roadway
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图 4 不同qr条件下巷道风流流线分布
Figure 4. Airflow lines distribution in roadway under different distribution quantity of radial airflow （qr） conditions
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图 5 不同qr条件下掘进机司机所在断面风速分布
Figure 5. Wind speed distribution at the section where the roadheader driver is located under different qr conditions
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图 6 不同qr条件下巷道内粉尘扩散云图
Figure 6. Cloud map of dust diffusion in roadway under different qr
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图 7 D与qr/qp间数学关系
Figure 7. Mathematical relationship between dust diffusion distance（D） and qr/total quantity of pressure airflow（qp）
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图 8 C与qr/qp间数学关系
Figure 8. Mathematical relationship between dust concentration at roadheader driver's position（C） and qr/qp
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图 9 不同qe条件下巷道风流流线分布
Figure 9. Airflow lines distribution in roadway under different extraction airflow quantity for dust control（qe） conditions
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图 10 不同qe条件下掘进机司机所在断面风速分布
Figure 10. Wind speed distribution at the section where the roadheader driver is located under different qe
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图 11 不同qe条件下巷道内粉尘扩散云图
Figure 11. Cloud map of dust diffusion in roadway under different qe
表 1 颗粒相基本参数
Table 1 Basic parameters of particle phase
参数 设置 注入方式 表面喷射 质量流率/（kg·s−1） 0.002 8 最小粒径/m 8.2×10−7 中位粒径/m 4.83×10−6 最大粒径/m 2.65×10−5 扩散系数 3.5 
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表 2 风流运移实测与模拟结果对比
Table 2 Comparison of measured and simulated results of airflow migration
测点 风速 断面距工作面距离/m 2 5 7 a 实测值/（m·s−1） ¤, 0.41 ¤, 0.47 ¤, 0.51 模拟值/（m·s−1） →, 0.42 ¤, 0.49 ¤, 0.52 相对误差/% 3.95 3.72 2.14 b 实测值/（m·s−1） →, 0.46 ¤, 0.51 ¤, 0.54 模拟值/（m·s−1） ¤, 0.49 ¤, 0.54 →, 0.55 相对误差/% 7.27 5.65 1.86 c 实测值/（m·s−1） ↑, 0.44 ¤, 0.45 ¤, 0.49 模拟值/（m·s−1） ↑, 0.47 ¤, 0.47 ¤, 0.51 相对误差/% 6.03 5.32 3.26
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表 3 不同环节各测点粉尘质量浓度及降尘率
Table 3 Dust mass concentration and dust reduction rate at different measuring points in different stages
环节 数据类型 距工作面距离/m 3 7 25 50 100 Ⅰ 粉尘质量浓度/
（mg·m−3）705.3 501.2 326.5 255.3 208.6 Ⅱ 粉尘质量浓度/
（mg·m−3）251.3 163.4 125.2 100.8 84.9 降尘率/% 64.4 67.4 61.7 60.5 59.3 Ⅲ 粉尘质量浓度/
（mg·m−3）231.5 32.4 25.1 20.7 17.1 降尘率/% 67.2 93.5 92.3 91.9 91.8
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[1] 顾大钊,李全生. 基于井下生态保护的煤矿职业健康防护理论与技术体系[J]. 煤炭学报,2021,46(3):950-958. GU Dazhao,LI Quansheng. Theoretical framework and key technologies of underground ecological protection based on coal mine occupational health prevention[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(3):950-958.
[2] 周福宝,袁亮,程卫民,等. 矿井粉尘职业健康防护技术2013—2023年研究进展[J]. 中国安全生产科学技术,2023,19(12):5-15. ZHOU Fubao,YUAN Liang,CHENG Weimin,et al. Research progress on occupational health protection technology of mine dust from 2013 to 2023[J]. Journal of Safety Science and Technology,2023,19(12):5-15.
[3] 袁亮,薛生,郑晓亮,等. 煤矿井下空气质量革命技术现状与展望[J]. 工矿自动化,2023,49(6):32-40. YUAN Liang,XUE Sheng,ZHENG Xiaoliang,et al. Current situation and prospects of air quality revolution technology in coal mines[J]. Journal of Mine Automation,2023,49(6):32-40.
[4] WANG Pengfei,LI Yongjun,LIU Ronghua,et al. Effects of forced-to-exhaust ratio of air volume on dust control of wall-attached swirling ventilation for mechanized excavation face[J]. Tunnelling and Underground Space Technology,2019,90:194-207. DOI: 10.1016/j.tust.2019.04.026
[5] LI Yongjun,WANG Pengfei,LIU Ronghua,et al. Determination of the optimal axial-to-radial flow ratio of the wall-mounted swirling ventilation in fully mechanized excavation face[J]. Powder Technology,2020,360:890-910. DOI: 10.1016/j.powtec.2019.10.067
[6] 张义坤,蒋仲安,孙雅茹. 附壁风筒对掘进工作面通风除尘的促进作用[J]. 煤矿安全,2017,48(12):161-163. ZHANG Yikun,JIANG Zhong'an,SUN Yaru. Promotion effect of dust removal in heading face by ventilation duct with Coanda effect[J]. Safety in Coal Mines,2017,48(12):161-163.
[7] 陈芳,张设计,马威,等. 综掘工作面压风分流控除尘技术研究与应用[J]. 煤炭学报,2018,43(增刊2):483-489. CHEN Fang,ZHANG Sheji,MA Wei,et al. Research and application of the technology of forced ventilation diversion to control and reduce dust in fully mechanized excavation face[J]. Journal of China Coal Society,2018,43(S2):483-489.
[8] GUI Changgeng,GENG Fan,TANG Junhua,et al. Spatial and temporal distribution of dust pollutants from a fully mechanized mining face under the improved air-curtain system[J]. Powder Technology,2022,396:467-476. DOI: 10.1016/j.powtec.2021.11.005
[9] 刘荣华,朱必勇,王鹏飞,等. 综掘工作面双径向旋流屏蔽通风控尘机理[J]. 煤炭学报,2021,46(12):3902-3911. LIU Ronghua,ZHU Biyong,WANG Pengfei,et al. Dust control mechanism of double radial swirl shielding ventilation in fully mechanized heading face[J]. Journal of China Coal Society,2021,46(12):3902-3911.
[10] WANG Hao,CHENG Weimin,SA Zhanyou,et al. Experimental study of the effects of air volume ratios on the air curtain dust cleaning in fully mechanized working face[J]. Journal of Cleaner Production,2021,293. DOI: 10.1016/J.JCLEPRO.2021.126109.
[11] YIN Shuai,NIE Wen,LIU Qiang,et al. Transient CFD modelling of space-time evolution of dust pollutants and air-curtain generator position during tunneling[J]. Journal of Cleaner Production,2019,239. DOI: 10.1016/j.jclepro.2019.117924.
[12] HUA Yun,NIE Wen,LIU Qiang,et al. The development and application of a novel multi-radial-vortex-based ventilation system for dust removal in a fully mechanized tunnelling face[J]. Tunnelling and Underground Space Technology,2020,98. DOI: 10.1016/j.tust.2019.103253.
[13] 夏丁超,吕品,杜朋,等. 综掘工作面风幕阻尘效果影响因素研究[J]. 工矿自动化,2024,50(1):72-79. XIA Dingchao,LYU Pin,DU Peng,et al. Factors influencing the dust-blocking effect of air curtains during the fully mechanized excavation of working faces[J]. Journal of Mine Automation,2024,50(1):72-79.
[14] 龚晓燕,王天舒,陈龙,等. 综掘工作面混合式风流调控下的粉尘沉降研究[J]. 工矿自动化,2024,50(2):106-115. GONG Xiaoyan,WANG Tianshu,CHEN Long,et al. Research on dust settlement under mixed air flow control in fully mechanized excavation face[J]. Journal of Mine Automation,2024,50(2):106-115.
[15] 冯恒原,李治刚,朱芷涵,等. 高瓦斯矿井综掘工作面粉尘运移规律及富集特征研究[J]. 中国安全生产科学技术,2023,19(10):59-65. FENG Hengyuan,LI Zhigang,ZHU Zhihan,et al. Study on dust migration law and enrichment characteristics of fully-mechanized heading face in high gas mines[J]. Journal of Safety Science and Technology,2023,19(10):59-65.
[16] 胡胜勇,廖奇,王和堂,等. 高瓦斯煤层综掘工作面风流−粉尘两相流动特性[J]. 煤炭学报,2019,44(12):3921-3930. HU Shengyong,LIAO Qi,WANG Hetang,et al. Gas-solid two-phase flow at high-gassy fully mechanized within high gassy coal seam[J]. Journal of China Coal Society,2019,44(12):3921-3930.
[17] 王昊,辛创业,刘建,等. 综掘截割区域对尘−雾颗粒群逸散的影响规律研究[J]. 中国安全生产科学技术,2023,19(11):71-77. WANG Hao,XIN Chuangye,LIU Jian,et al. Study on influence law of cutting zone during fully mechanized excavation process on diffusion of dust-spray particles group[J]. Journal of Safety Science and Technology,2023,19(11):71-77.
[18] WANG Hao,SA Zhanyou,CHENG Weimin,et al. Effects of forced-air volume and suction region on the migration and dust suppression of air curtain during fully mechanized tunneling process[J]. Process Safety and Environmental Protection,2021,145:222-235. DOI: 10.1016/j.psep.2020.08.008
[19] GUO Lidian,NIE Wen,LIU Qiang,et al. Study on the coupling pollution law of dust and gas and determination of the optimal purification position of air duct during tunnel excavation[J]. Powder Technology,2022,411. DOI: 10.1016/j.powtec.2022.117843.
[20] CHANG Ping,XU Guang,ZHOU Fubao,et al. Comparison of underground mine DPM simulation using discrete phase and continuous phase models[J]. Process Safety and Environmental Protection,2019,127:45-55. DOI: 10.1016/j.psep.2019.04.027
[21] 聂文,刘强,华贇,等. 岩巷综掘面抽尘参数影响粉尘污染扩散规律研究[J]. 金属矿山,2024(5):110-117. NIE Wen,LIU Qiang,HUA Yun,et al. Study on the influence of dust extraction parameters on the diffusion law of dust pollution in the fully mechanized excavation face of rock roadways[J]. Metal Mine,2024(5):110-117.
[22] 褚新龙,魏伟,龙在海,等. 不同通风方式及压风量下的掘进工作面风流粉尘分布规律研究[J]. 煤矿安全,2023,54(2):35-39. CHU Xinlong,WEI Wei,LONG Zaihai,et al. Research on air flow and dust distribution law of heading face under different ventilation modes and air pressures[J]. Safety in Coal Mines,2023,54(2):35-39.
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1. 刘大兵，何银东. 截齿截割角度对截割性能的影响研究. 黄金科学技术. 2024(01): 91-99 . 
百度学术
2. 闻民臣. 灰岩地层悬臂掘进机镐形截齿破岩机理研究. 建筑技术. 2024(09): 1112-1117 . 百度学术
3. 逯振国，施学林，冯建博，周俊. 截齿旋转破碎板状岩体性能研究. 煤炭技术. 2024(06): 204-207 . 百度学术
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