回采工作面瓦斯爆炸風門沖擊載荷研究*

高建良，王文祺，吳澤琳，陳太東，蔡行行

(1.煤炭安全生產與清潔高效利用省部共建協同創新中心，河南 焦作 454003；2.河南理工大學 安全科學與工程學院，河南 焦作 454003；3.河南理工大學 河南省瓦斯地質與瓦斯治理重點實驗室—省部共建國家重點實驗室培育基地，河南 焦作 454003)

0 引言

煤礦井下開采技術進步及煤礦開采深度的加深導致瓦斯涌出量增加，瓦斯積聚和超限所引發瓦斯爆炸的概率也隨之增大[1-2]。在瓦斯爆炸事故中，回采工作面上隅角瓦斯積聚引發瓦斯爆炸所占比例較大，其產生的沖擊波將沿著回風巷等巷道傳播。進入回風巷的沖擊波將會摧毀回風巷與運輸巷、行人巷之間的風門，從而進入運輸巷、行人巷以及下一個工作地點。因發生瓦斯爆炸后風門的破壞可能會造成風流紊亂及人員傷亡，故研究瓦斯爆炸情況下，風門所受的沖擊載荷變化規律意義重大，且可為減少瓦斯爆炸后的災害損失提供依據。

由于礦井瓦斯爆炸實驗需要較多的人力、物力去完成。因此，大量學者使用數值模擬方式對煤礦瓦斯爆炸過程進行研究。Gao等[3]利用CFD軟件建立瓦斯爆炸的數值模型，研究火焰和激波的傳播特性；趙軍凱等[4]、龐磊等[5]、馬秋菊等[6]借助計算流體力學軟件Fluent研究得出，在體積分數為9.5%的瓦斯氣體爆炸過程中，火焰傳播速度、超壓和溫度均最大；馮路陽[7]運用Fluent軟件對不同濃度下的瓦斯爆炸過程進行研究得出，管道中瓦斯爆炸溫度值隨著管徑的增大而增大，密閉條件下瓦斯爆炸后管道內各點的壓力值大小分布較為均勻；孟亦飛等[8]、徐阿猛等[9]利用Fluent軟件研究得出，障礙物的存在可改變通風管網內未燃瓦斯的積聚區域，隨著障礙物尺寸的增加，爆炸超壓峰值也隨之增加；朱邵飛等[10]采用流固耦合算法，了解瓦斯爆炸沖擊波的衰減過程，并發現在受限空間會發生反射與疊加的現象；江丙友等[11]運用AutoReaGas軟件模擬得出，沖擊波在采煤工作面首尾相連巷網中傳播時，沖擊波超壓最大值和最高溫度持續減小，向同一方向傳播的2個沖擊波由于疊加效應，超壓顯著增大；鄧照玉[12]、程衛民等[13]利用ANSYS/LS-DYNA研究瓦斯爆炸對巷道的破壞效應得出，在巷道壁面邊緣位置和中心位置超壓測值越大，其壁面損傷相對越嚴重，風門門垛最薄弱位置就是風筒所在位置；朱傳杰等[14]研究封閉型管道內瓦斯爆炸的傳播特征，結果表明閉口型系統內的瓦斯爆炸呈明顯的振蕩特征；高科等[15]借助開源化學動力學軟件Cantera研究瓦斯爆炸特性的影響因素得出，在沖擊波誘導瓦斯爆炸中，點火延遲時間隨著瓦斯體積分數的增大而出現增大現象，隨沖擊波強度的增大而降低。

上述研究主要是針對不同因素對瓦斯爆炸沖擊波的強度、特征及超壓變化的影響進行研究，但對瓦斯爆炸后風門等通風構筑物的研究不足。本文結合羊場灣礦井Ⅱ020612回采工作面的實際情況，對在風門無破壞的情況下，工作面上隅角不同體積的瓦斯爆炸后沖擊波傳播過程開展模擬研究。研究結果可為煤礦井下風門的設計提供理論基礎。

1 瓦斯爆炸計算模型的建立

1.1 回采工作面風門布置概況

羊場灣Ⅱ020612回采工作面巷道為U型布置，由采區軌道下山、采區運人下山、回采工作面進風巷、回采工作面回風巷、采區回風下山構成，在回風巷及進風巷的另一端計劃開設進風巷綜掘面以及回風巷綜掘面。

回采工作面布置中有3處風門，作用分別為隔絕回采工作面回風巷與采區軌道下山的風流(稱為風門a)、隔絕回采工作面進風巷與回采工作面進風巷綜掘面風流(稱為風門b)、隔絕采區運人下山、采區軌道下山以及回采工作面進風巷綜掘面風流(稱為風門c)。風門a位于回采工作面回風巷支路中，風門b位于回采工作面進風巷中，風門c位于回采工作面進風巷支路中。Ⅱ020612回采工作面巷道布置如圖1所示。

圖1 Ⅱ020612回采工作面巷道布置

1.2 物理模型的構建

根據羊場灣礦井Ⅱ020612回采工作面原比例尺寸，及數值模擬平臺情況，適當簡化部分巷道，建立三維立體模型，如圖2所示。根據礦井實際采煤高度及巷道設計情況，將巷道截面簡化為寬5 m、高3 m的矩形。

圖2 三維幾何模型

利用ANSYS軟件中mesh單元模塊對所建立的三維幾何模型進行網格劃分。為提高計算效率，采用500 mm劃分1個網格。

1.3 數學模型的確定

瓦斯爆炸本質上是帶化學反應氣體的流動過程，可用Navier-Stokes(N-S)方程來模擬，包括質量守恒方程、能量守恒方程以及描述化學反應的組分方程。具體方程可以統一表示為式(1)：

(1)

式中：ρ為流體的密度，kg/m3；xj為空間坐標(j=1，2，3)；uj為直角坐標系下xj方向的速度分量，m/s；φ為通用變量；t為時間，s；Sφ為源項；Γφ為φ的交換系數。

瓦斯爆炸是1種劇烈的化學反應，瓦斯爆炸后流場會產生較多大漩渦，因使用N-S方程對瓦斯爆炸狀況下進行數值模擬時計算量過大，因此本文利用大渦模擬(LES)方法對其進行計算。通過該方法將流場進行劃分，按照尺度大小分為大尺度和小尺度，對大尺度的流場通過N-S方程進行直接計算，小尺度流場進行數值模擬。

2 瓦斯爆炸求解參數的確定

2.1 邊界條件的設置

1)將采區運人下山、采區軌道下山與回采工作面進風巷支路接觸面設為壓力入口，采區回風下山與回采工作面回風巷相交的斷面設為壓力出口。

2)將其他面邊界類型均設置為絕熱壁面，溫度為300 K；壁面無位移與滲透，且與外界無熱輻射及熱交換。

3)風門在礦井中的主要作用是確保通風系統的穩定，減少無效漏風，通常為關閉狀態。在數值模擬中設置風門邊界類型為墻壁，將所在斷面設置為數據測量點，記錄風門的平均超壓變化。

2.2 初始條件的設置

結合羊場灣礦井的實際瓦斯涌出情況，設置回采工作面上隅角聚集瓦斯的體積分數為9.5%(空氣預混氣體)，聚集區域的長度為0.3，2.3，4.3，6.3，8.3，10.3，12.3 m，對應的瓦斯積聚體積為5，35，65，95，125，155，185 m3。

1)充填瓦斯區域(除點火區外)的初始條件：預混氣體中各組分的質量分數分別為ωCH4=0.053，ωO2=0.212，ωCO2=0，ωH2O=0；初始溫度T=300 K。

2)一般空氣區的初始溫度T=300 K；氣體中各組分的初始質量分數分別為ωCH4=0，ωO2=0.23，ωCO2=0，ωH2O=0。

3)點火區設置為1個球性高溫、高壓區域，假設氧化反應完全，溫度為T=1 600 K；點火區中氣體各組分質量分數分別為ωCH4=0，ωO2=0，ωCO2=0.145，ωH2O=0.118。

2.3 求解參數設置

壁面采用標準壁面函數，甲烷燃燒化學反應采用Eddy-Dissipation-Concept(EDC)渦擴散模型。壓力項、動量及能量湍流相關量、組分相關量采用二階迎風格式。離散方程組的耦合解采用SIMPLE算法。

3 模擬結果分析

3.1 風門沖擊載荷隨時間的變化

為研究瓦斯爆炸后沖擊波對風門的影響，模擬上隅角瓦斯積聚體積為5，35，65，95，125，155，185 m3時風門的沖擊載荷變化。

瓦斯積聚體積95，125，155，185 m3的情況下各風門沖擊載荷隨時間的演變過程如圖3～5所示。

由圖3～5可知，不同瓦斯爆炸體積下風門a～c沖擊載荷隨時間的演變規律基本均為瞬間達到最大值，之后快速衰減，在短時間內再次上升。

由圖3～4可知，風門a～b處沖擊載荷隨著時間的變化情況基本一致，出現2個峰值，各個峰值形成原因不同。由于瓦斯爆炸后產生具有高溫高壓的爆轟氣體，產生的氣體壓縮周圍的空氣，導致空氣壓強跳躍式升高，空氣產生高速位移，形成1個壓縮狀態的沖擊空氣層；當壓縮的空氣層至風門時，風門狀態參數改變，沖擊載荷突躍，形成第1個沖擊載荷峰值。沖擊波的波陣面在到達風門后產生反射，風門沖擊載荷在峰值后下降，由于沖擊波是由多道壓縮波疊加形成，波陣面在風門處反射后與后方壓縮波相遇，產生碰撞與反射，部分沖擊波再次傳播至風門處，形成峰值2。沖擊波向前推進時，由于受井下巷道壁面限制會向其他方向傳播，并在粗糙的巷道壁面上發生反射，巷道形狀不同，則反射波大小、方向及到達風門時間不同。因此，風門沖擊載荷在恢復到常壓過程中有不同程度的波動，在曲線上表現為峰值2后的波動式下降。

圖3 風門a在不同瓦斯積聚體積下沖擊載荷變化

圖4 風門b在不同瓦斯積聚體積下沖擊載荷變化

由圖5可知，風門c沖擊載荷變化在前期與風門a～b變化相同，但在后期出現峰值3。這是因為風門c在回采工作面進風巷支路中，風門b在回采工作面進風巷中，沖擊波在風門b的表面反射后沿進風巷返回進入支路中，且遠大于風門c處的反射波，因此會繼續向風門c傳播，導致風門c沖擊載荷值再次上升，形成峰值3。

圖5 風門c在不同瓦斯積聚體積下沖擊載荷變化

3.2 不同瓦斯爆炸體積對風門沖擊載荷最大值的影響

根據模擬的結果分析不同瓦斯爆炸體積對風門沖擊載荷的影響，得出風門沖擊載荷最大值隨著瓦斯變化的規律。

在不同瓦斯積聚體積下風門沖擊載荷最大值情況如圖6所示。

由圖6可知，隨著瓦斯積聚體積的增加，沖擊載荷最大值增加幅度由大變小，曲線呈現上凸式。瓦斯爆炸體積從5 m3增加到185 m3，風門a沖擊載荷增加4.4倍；風門b沖擊載荷增加8倍；風門c沖擊載荷增加4.6倍。風門b沖擊載荷最大值增加幅度大于風門a，c沖擊載荷最大值增加幅度。這是由于瓦斯爆炸體積增加，爆炸后沖擊波的速度增大，沖擊波進入支路中減少，沖擊波衰減程度小。

圖6 不同瓦斯爆炸體積下風門沖擊載荷的最大值

風門沖擊載荷最大值與瓦斯積聚量呈現冪函數關系，但不同位置的風門呈現的具體對應關系不同，位于回風巷中的風門沖擊載荷與瓦斯積聚體積對應方程為y=0.026 5x0.447，位于進風巷直巷中的風門對應方程為y=0.02x0.626，位于進風巷支巷中的風門對應方程為y=0.012x0.467。

3.3 不同瓦斯爆炸體積對風門沖擊載荷達到最大值的時間影響

不同瓦斯爆炸體積下風門到達沖擊載荷最大值的時間隨瓦解積聚量變化如圖7所示。由圖7可知，隨著瓦斯爆炸體積的增加，風門達到沖擊載荷最大值的時間減小幅度變小，曲線呈現下凸式。風門a到達沖擊載荷最大值的時間小于風門b～c到達沖擊載荷最大值的時間，這是由于風門a～c距爆炸地點分別為617，770，750 m，風門a距離爆炸地點較近。風門b達到沖擊載荷最大值小于風門c的，是由于風門b在回采工作進風巷中，風門c在回采工作面進風巷支路中，在距離相差較小的情況下，進風巷中沖擊波的速度大于進風巷支路中沖擊波速度。

圖7 不同瓦斯爆炸體積下風門到達沖擊載荷最大值的時間

風門沖擊載荷到達最大值時間與瓦斯積聚量呈現冪函數關系，但不同位置的風門呈現的具體對應關系不同，位于回風巷中的到達風門沖擊載荷時間與瓦斯積聚量對應方程為y=1.87x-0.125，位于進風巷直巷中的風門對應方程為y=2.201x-0.107，位于進風巷支巷中的風門對應方程為y=2.248x-0.105。

4 結論

1)瓦斯爆炸后，風門沖擊載荷出現2次峰值，且第1峰值為最大值；當2處風門設計距離較近時，風門沖擊載荷會因另一風門的反射波傳播至自身風門處而出現第3次峰值。

2)隨著瓦斯體積增加，風門爆炸沖擊載荷最大值與瓦斯積聚量呈現冪函數遞增的關系，不同位置的風門具體對應關系不同，位于回風巷中的風門沖擊載荷與瓦斯積聚量對應方程為y=0.026 5x0.447，位于進風巷直巷中的風門對應方程為y=0.02x0.626，位于進風巷支巷中的風門對應方程為y=0.012x0.467。

3)隨著瓦斯體積增加，風門到達爆炸沖擊載荷最大值時間與瓦斯積聚量呈現冪函數遞減的關系，不同位置的風門呈現的具體對應關系不同，位于回風巷中的達到風門沖擊載荷時間與瓦斯積聚量對應方程為y=1.87x-0.125，位于進風巷直巷中的風門對應方程為y=2.201x-0.107，位于進風巷支巷中的風門對應方程為y=2.248x-0.105。