瓦斯爆炸在角聯通風管網中的傳播特性研究*

高智慧，李雨成，張 歡，趙 濤，李俊橋

(太原理工大學 安全與應急管理工程學院，山西 太原 030024)

0 引言

煤礦瓦斯爆炸是1種危害極大的事故類型，一旦發生會在瞬間造成重大的財產損失和人員傷亡。由于瓦斯爆炸實驗的巨大成本和潛在危險，在規模、控制條件方面仍然存在一定局限性。數值模擬與實驗研究相互補充，具有經濟、高效、安全的特點。國內外很多學者利用實驗和數值模擬的方法以瓦斯氣體自身性質、障礙物、管道結構等因素對瓦斯爆炸火焰和壓力波的傳播影響開展了大量研究，并取得了一定的成果。

19世紀70年代，國外學者Abel[1]首次對超壓在管道內的變化規律進行了研究；Bartlma等[2-3]利用沖擊波在漸變管道內的傳播過程，將截面積與馬赫數考慮在內進行研究；Blanchart等[4]在1個18 m長的直角拐彎管道多次進行可燃氣體的爆炸實驗，得出拐彎會在局部提高爆炸沖擊波的壓力；賈智偉等[5-6]對分岔和拐彎管道進行了爆炸實驗，得出超壓衰減系數與初始超壓、拐彎角度呈正相關；林柏泉等[7-8]對拐彎管道、U型管道、Z型管道、分岔管道等進行了實驗研究，對管道內瓦斯爆炸壓力、溫度與火焰速度的變化情況進行分析，發現沖擊波受形變管段內瓦斯含量的影響；解北京等[9]搭建了1套45°分岔管道實驗平臺，發現瓦斯爆炸火焰在分岔處產生的漩渦使得火焰沖擊反射現象更加明顯；朱傳杰等[10]對瓦斯爆炸火焰和沖擊波在并聯巷網內的傳播特征進行了研究；景國勛等[11]研究了不同封閉情況下T型管道中瓦斯爆炸的傳播規律；孟亦飛等[12]通過數值模擬方法研究了不同置障條件管網中的瓦斯爆炸傳播規律；石必明等[13]搭建了巷網瓦斯爆炸實驗系統，對礦井復雜巷網內瓦斯爆炸后的超壓演化規律及火焰傳播特性進行研究。

可以看出，目前瓦斯爆炸研究主要集中在無通風狀態下管道形狀、障礙物等對瓦斯氣體爆炸傳播變化趨勢的影響。但在真實礦井中，絕大部分都是處于通風狀態下進行開采，巷道往往是以復雜網絡形式出現。由于巷道網絡中各條分支相互連通、相互影響，瓦斯爆炸中的受災范圍也往往是網狀分布，其超壓分布和火焰傳播規律更為復雜，因此，有必要對角聯通風管網中瓦斯爆炸的傳播特性進行研究。

本文利用數值模擬的方法建立角聯管網模型，將爆炸腔設置在管網入風口處，以左、右通路與斜角聯分支為主要研究對象，設置不同通風工況下瓦斯爆炸在角聯管網中的傳播特性進行研究。深入分析半封閉管網內沖擊波超壓及火焰傳播的過程，并探究風速對于沖擊波超壓演化和爆炸高溫傳播的影響，分析總結一般規律。研究結果可為煤礦復雜網絡內瓦斯爆炸災害研究提供數據支持和理論基礎。

1 數值模擬模型的建立

1.1 基本控制方程與方法

在數學模型上，礦井瓦斯爆炸傳播過程可以簡化為湍流狀態理想氣體的受熱膨脹過程。利用Fluent軟件對管網模型空間內每種組成物質的對流擴散進行求解描述，以此模擬氣體燃燒或爆炸過程。其在氣體動力學中涉及到的方程[14]為連續性方程、動量守恒方程、能量守恒方程與燃料質量分數方程。

瓦斯爆炸是1個復雜過程，為便于進行數值模擬，本文對此過程進行合理假設與簡化。建立數值模型時，選用二階迎風格式，雙精度，壓力基求解器，采用SIMPLE算法處理壓力/速度耦合問題。燃燒模型選擇組分輸運模型，反應速率模型選擇 EDM 模型，選擇k-ε模型描述燃燒過程中的湍流變化，并用標準壁面函數法處理近壁區流場的變化。

1.2 幾何模型建立與網格劃分

本文中模擬使用ANSYS軟件中的DesignModeler模塊進行三維立體建模，其角聯管網巷道截面為0.2 m×0.2 m的正方形。前方爆炸腔長1.0 m，寬1.0 m，高0.2 m，通過長度為0.2 m、邊長0.1 m的正方形截面泄爆管與角聯管網相連。該模型總長6.266 m，總寬1.26 m，總高0.2 m，并在管網內高度為0.1 m的平面設置18個監測點，以此來監測瓦斯爆炸過程中產生的超壓、密度、溫度、氣流速度和燃燒速率等參數。具體尺寸與監測點布置如圖1所示(文中P代表壓力測點，T代表溫度測點)。三維立體模型建立完成后，利用mesh單元模塊對其進行網格劃分，共劃分為81 330個以六面體為主導的網格，其網格劃分效果如圖2所示。

圖1 管網模型與監測點布置Fig.1 Network model and layout of monitoring points

圖2 管網模型網格劃分Fig.2 Grid division of network model

本文模擬爆炸腔內體積分數為9.5%的甲烷-空氣混合氣體經腔內中心區域高溫點火引燃后沖破泄爆口薄膜向管網傳播，以此來探究爆炸產生的沖擊波超壓與高溫氣體在角聯管網內的傳播特性。

1.3 初始條件和邊界條件

通過查閱分析相關文獻[9-10,12,15]對于初始條件和邊界條件的設置，本文中模擬設置如下：

1)初始條件：爆炸腔內采用等量的體積分數為9.5%的甲烷-空氣混合氣體。初始溫度T0=300 K;P0=101.325 kPa；各組分的初始濃度分別ωCH4=0.053，ωO2=0.21，ωH2O=0，ωCO2=0，ωN2=0.737。高溫點火patch范圍為腔體幾何中心周圍半徑0.05 m的圓球區域，假設為高溫高壓的完全反應已燃區域，初始條件：P0=250 kPa；T0=2 000 K；ωO2=0；ωH2O=0.145；ωCO2=0.118；ωN2=0.737。管網空間內為一般空氣區，初始溫度T0=300 K；P0=101.325 kPa。

2)邊界條件：該模擬以泄爆管與管網交界剩余面處作為風流入口，當無風流通入時為普通壁面，有風流通入時作為速度入口。根據礦井巷道通風要求，設置管網入口風流速度工況為2，4 m/s，且在通入20 s使管網內風流穩定后再進行高溫點火。末端設置為壓力出口，操作壓力值為1個大氣壓，可回流組分O2為0.23，N2為0.77。壁面為剛性靜止無滑移壁面，不考慮壁面熱傳導。為便于數據處理與分析對比，數據處理時將點火時刻作為初始時刻。

2 結果與分析

2.1 半封閉管網內沖擊波超壓及火焰傳播過程分析

如圖3所示，爆炸腔內預混瓦斯氣體經高溫點燃后爆燃波經泄壓口快速向角聯管網方向傳播，其沖擊波超壓傳播過程共經歷4個階段：

圖3 不同時刻沖擊波超壓云圖Fig.3 Cloud diagram of shock wave overpressure at different moments

1)t=0.006 s時，沖擊波通過P2測點繼續向前傳播過程中與分岔壁面發生強烈碰撞，分流的同時與壁面產生復雜的反射作用，且岔口處管道面積突然擴大，使得沖擊波傳播面積突然增大，氣體膨脹，超壓強度降低。并在P2測點前方分岔壁面處產生第1個局部高壓區域，對壁面產生強烈的破壞作用，隨后爆燃波沿著左、右通路繼續向前傳播。

2)t=0.009 s時，右通路沖擊波通過P6測點后與岔口壁面碰撞產生反射，發生湍流，形成大大小小的渦團，湍流度增加，加速沖擊波的傳播。其中一部分沖擊波繼續沿著右通路向前傳播，另一部分則進入斜角聯分支。而此時左通路沖擊波因剛到達P5測點處，還未經過岔口，沖擊波仍單向傳播，因而超壓值較右通路高。

3)t=0.011 s時，左通路與斜角聯分支的沖擊波于角聯分支上部(P17測點附近)相遇，超壓疊加形成第2個局部高壓區域，同時在岔口處因超壓反射形成渦團等多因素作用下產生1個小圓形低壓區域。

4)t=0.015 s時，由于左通路沖擊波傳播速度較快，使得左、右通路沖擊波在靠近管網末端匯合口下端(P12測點)相遇，超壓疊加產生第3個局部高壓區域。隨后受到開口能量損失，管網能量自然消耗等多種因素共同作用，沖擊波在管網內不斷衰減，最終發展為平面波。

綜上所述，半封閉管網內瓦斯爆炸沖擊波經角聯管網傳播過程中產生了3個局部高壓區域。斜角聯分支與管網末端匯合處因非同向超壓疊加形成局部高壓區域，并產生較強的破壞力。這與文獻[13]中所述沖擊波超壓的變化規律相似。

如圖4所示，角聯管網內瓦斯爆炸火焰溫度發展狀態分4個階段：

1)t=0.009 s時，高溫焰面經過T2測點與左、右通路交叉壁面接觸，分流的同時產生了不規則的渦團。

圖4 不同時刻氣體溫度云圖Fig.4 Cloud diagram of gas temperature at different moments

2)t=0.012 s時，高溫焰面沿著左、右通路繼續向前，且主要緊貼其交叉壁面進行擴散。隨后左通路高溫焰面隨氣流直線向前。右通路的高溫焰面經過T6測點處時，絕大部分高溫焰面隨氣流直線向前傳播，小部分緊貼壁面進入斜角聯分支。

3)t=0.026 s時，左通路僅有部分高溫渦團進入斜角聯分支處，大部分則繼續向前傳播。由右通路進入斜角聯分支的小部分高溫渦團則前進一定距離后自然消散，而大部分仍沿右通路直線向前傳播。

4)t=0.046 s時，左、右通路高溫焰面于管網末端匯合后向開口端傳播。而斜角聯分支中除有小部分渦團存在外，整體溫度處于360～430 K范圍內。

綜上所述，半封閉管網內瓦斯爆炸高溫火焰經角聯管網傳播時，主要經過左、右通路，在管網末端匯合后向開口端傳播，斜角聯分支中只受到部分影響。這與文獻[13]中所述火焰高溫的變化規律相似。

2.2 通風管網內風流對沖擊波超壓傳播影響分析

2.2.1 不同風速下超壓峰值隨距離變化影響分析

管網入口風速分別為0，2，4 m/s工況(以下簡稱3況)下測點隨距離變化的超壓峰值曲線如圖5所示。由圖5(a)～(b)可知，當與爆炸源的距離增大時，左、右通路內測點超壓峰值變化規律分為3個階段：第1階段是斜角聯分支分岔處之前(P5，P6測點前)，超壓峰值與距離呈負相關；第2階段是分岔后到左、右通路匯合前(P7，P8測點后)，由于管網分岔與匯合等結構引起沖擊波發生疊加與反射等多種復雜作用，超壓峰值與距離呈正相關；第3階段是左、右通路分支匯合處(P11，P12測點后)，沖擊波再次疊加反射后向管網末端(P13測點后)傳播，超壓峰值與距離再次呈負相關。

圖5 3況下測點隨距離變化的超壓峰值曲線Fig.5 Curves of peak overpressure over distance of monitoring points in three cases

由圖5(c)所示，斜角聯分支中最大超壓峰值出現在P17測點，即斜角聯分支上部。這是因為左、右通路的沖擊波經分岔進入斜角聯分支后在此相遇，發生疊加，產生局部高壓區域。

由圖5所示，當角聯管網內有強制通風時，各測點的超壓峰值比無風情況下的更大，但隨距離變化趨勢一致。以P1測點為例，管網內無強制通風時爆炸超壓峰值為116.65 kPa；而管網入口風速為2，4 m/s時，其超壓峰值達到148.15，145.77 kPa，增幅分別為27.0%，24.9%。這說明管網內風流的存在，使瓦斯爆炸沖擊波超壓峰值增大，破壞力更強。當入口風速不同時，以風速為2，4 m/s為例，各測點超壓峰值變化不明顯。

2.2.2 不同風速下超壓峰值點變化規律分析

對出現最大超壓峰值的P1，P12，P17測點進行分析，3測點隨時間變化的超壓曲線如圖6所示。整體上測點在有強制風流工況下，超壓數值增大，各階段用時減小，但其變化趨勢保持一致。

圖6 3況下測點隨時間變化的超壓曲線Fig.6 Overpressure curves of monitoring points over time in three cases

3況下測點隨時間變化的超壓曲線如圖6所示。以圖6(c)中P17測點為例，當管網內無強制通風時，0.007 s時超壓開始突變，0.011 s時達到峰值108.149 kPa；而管網入口風速為2，4 m/s的情況下，該測點超壓由0.006 s時開始突變，并在0.009 s時達到峰值140.062，139.226 kPa。可以看出有強制通風存在時，P17測點發生超壓突變提前0.001 s，達到超壓峰值用時提前0.002 s。

這說明管網內部風流的存在使得爆炸初期沖擊波壓力傳播與反射的階段用時更短，發生時間提前，且超壓數值更大，反應更劇烈，破壞力更強。

壓力上升速率也是衡量爆炸強度的參數，現對各超壓峰值點的壓力上升速率進行分析。由圖7可知，整體上壓力上升速率曲線隨時間呈現波動狀態，說明爆炸壓力時而升高時而降低，最終趨于平穩。

圖7 3況下測點爆炸超壓上升速率曲線Fig.7 Curves of rising rate of explosion overpressure at monitoring points in three cases

以P17測點為例，當管網入口風速為2，4 m/s的情況下，其壓力上升速率在0.008 s時達到最大值109.796，111.090 kPa/s；0.012 s時達到最小值-23.265，-22.790 kPa/s；而無強制風流時，其壓力上升速率在0.010 s時達到最大值75.132 kPa/s；0.013 s時達到最小值-16.198 kPa/s。

可以看出，各測點達到壓力上升速率最大值的用時在管網入口有風流進入的情況少于無風流進入的情況，且壓力上升速率上、下限更廣。

綜上所述，瓦斯爆炸發生后向角聯管網傳播時，風流的存在使得爆炸初期沖擊波壓力傳播與反射的階段用時更短，發生時間提前，傳播速度更快，且壓力上升速率增大，峰值更大，破壞力更強。

從微觀上說，管網中存在風流時，氣態下分子動能增加，在極高的溫度下可能引起化學反應。爆炸形成超高溫高壓環境，大量可燃氣體快速涌出腔體并與風流中O2充分接觸，運動狀態下的超高溫環境促進反應生成，加快燃燒速度，使得壓力上升速率更快，峰值更高，用時更短。且此時風流與沖擊波傳播方向一致，形成正向波，爆炸更強烈。

2.3 通風管網內風流對爆炸高溫傳播影響分析

不同通風工況對管網內高溫傳播也存在一定影響，下面分別對斜角聯分支與左、右通路進行分析。

3況下T18測點時間-溫度曲線如圖8所示。由圖8可知，對于斜角聯分支內的T18測點，與管網入口無強制風流的情況相比，有風流時該測點發生溫度階躍時間更早，且達到的溫度峰值更大，用時更短。如在2，4 m/s情況下，溫度在0.006 s時開始階躍上升，并在0.024 s達到峰值577.2，556.1 K；而在入口無強制風流時，溫度在0.008 s時開始階躍上升，并在0.027 s達到峰值467.7 K。

圖8 3況下T18測點時間-溫度曲線Fig.8 Time-temperature curves of T18 monitoring point in three cases

同樣，斜角聯分支內的其他測點經歷了相同過程，這說明風流的存在使得該分支內整體溫度提高。由于該分支對風的分流作用，使得更多高溫氣體加入渦流，加劇了分岔處渦流的形成與發展，影響范圍進一步擴大，使得斜角聯分支內溫度數值較無風情況下更高，且2種風速下的影響效果基本一致。

3況下測點時間-溫度曲線如圖9所示。由圖9可知，點火后一段時間內各測點溫度均維持常溫，隨后高溫火焰經過時溫度出現階躍變化。火焰經過后高溫氣體向環境緩慢散熱使得溫度不斷下降。與無強制風流的情況相比，有風流時各測點溫度發生階躍上升的時間更早，達到峰值用時更短。

圖9 3況下測點時間-溫度曲線Fig.9 Time-temperature curves of monitoring points in three cases

如圖9(a)，圖9(c)所示，對于距爆源較近的T3，T4測點而言，有、無強制風流對其達到的溫度峰值影響較小，均為1 800 K左右。但與圖9(b)，圖9(d)對比可知，對于距爆源較遠的T9，T10測點而言則有較大影響。如T9測點在2，4 m/s情況下溫度峰值可達1 739.7，1 738.6 K，均高于無強制風流的1 557.3 K；而T10測點在2，4 m/s情況下溫度峰值則為1 479.2，1 471.3 K，均低于無強制風流下的1 571.9 K。

綜上所述，在管網入口無強制風流情況下，分別位于左、右通路尾部的T9，T10測點達到的溫度峰值保持同一水平。而當強制風流存在時則會破壞這一狀態，使得位于左通路的T9測點溫度峰值增大，右通路的T10測點溫度峰值減小。這主要是由于在有強制風流時，右通路部分高溫氣體隨著風流進入斜角聯分支，加劇分岔處渦流發展，使得更多高溫氣體因渦流卷吸而沿著斜角聯分支進入左通路，導致左通路尾部熱量積聚，溫度峰值上升，而右通路部分高溫氣體發生轉移，熱量減少，溫度峰值下降。

3 結論

1)瓦斯爆炸沖擊波經角聯管網傳播過程中產生了3個局部高壓區域，分別為因壁面反射而形成的Y型分岔口處、因非同向沖擊波超壓疊加而形成的斜角聯分支處和管網末端匯合處。但高溫氣體則主要在左、右通路內傳播，斜角聯分支內因角聯分岔產生渦流而只受到微弱影響。

2)角聯管網入口風流的存在使得爆炸初期沖擊波超壓經相同距離傳播與反射的階段用時更短，發生時間提前，傳播速度更快，且壓力上升速率增大，超壓峰值更大，造成的破壞力更強。

3)與管網入口無強制風流的情況相比，風流的存在使得高溫氣體經相同距離傳播用時更短，并改變了左、右通路的高溫氣體傳播狀態，使得右通路部分高溫氣體經斜角聯分支向左通路傳播，造成斜角聯分支與左通路尾部熱量發生積聚，溫度峰值增大，高溫危害加劇。