邱 天,潘荣锟,顾秋月,汤文韬

(河南理工大学 安全科学与工程学院,河南 焦作 454003)

瓦斯煤尘爆炸是煤炭生产行业亟待解决的重大安全问题,对其开展预防和控制的研究十分必要[1]。为了降低爆炸产生的压力波对矿井设施的危害,常在泄爆口安装防爆门,通过防爆门的开启将超压泄出,从而达到降压抑爆的目的[2]。因此,矿井防爆门对于保证整个矿井的安全具有重要意义。

为了保护封闭建筑物和矿井内的人员安全,文献[3-5]对多种类型的防爆门进行了设计与分析。安长河[6]利用有限元分析软件分析了自复式防爆门在爆炸载荷作用下的应力和应变,结果表明:在瓦斯爆炸时,最大变形发生在防爆门门板中间部位,其变形量在弹性变形范围内。高康华等[7]研究了在立方体爆室和球形爆室外墙及屋面安装各类泄爆板时,室内爆燃压力的变化过程,结果表明:泄爆板转动合页位于外墙泄压口或下边缘时,泄压效果较好。袁颖等[8]研究了球形容器内气体泄爆过程的影响因素及压力传播的基本规律,得到了泄爆过程中不同时刻监测点的压力。李秋生等[9]阐述了新型防爆盖的设计概念,并通过分析矿井内发生瓦斯爆炸时盖板的受力关系,建立了盖板翻转力矩的数学模型。Choi等[10]对防爆门的爆轰特性进行了实验研究,结果表明:防爆门在爆炸冲击波作用下发生弯曲,在防爆门处形成椭圆形开口。苗法田[11]建立了矿井风门冲击载荷作用下的超静定结构模型,通过理论分析,指出现有风门结构及安装方式具有变形不协调、抗冲击性能差等缺点。李昂等[12]通过自制大尺寸瓦斯爆炸管道试验系统,在瓦斯体积分数分别为5.5%、7.5%、9.5%和11.5%的工况下进行爆炸试验,分析了瓦斯爆炸特性参数的变化特征及防爆门泄爆效果。周西华等[13]设计了一种用于煤矿火区的快速封闭泄爆门，研究了不同泄爆窗的个数对瓦斯爆炸压力和火焰传播速度的影响，结果表明：随着泄爆窗的增多，瓦斯爆炸冲击波压力和传播速度都大幅度降低。刘佳佳等[14]利用FLUENT软件,进行了不同瓦斯积聚量和不同爆炸距离的瓦斯爆炸模拟,揭示了瓦斯积聚量及爆炸距离对风机和防爆门的影响机制。李秀地等[15]利用ANSYS/LS-DYNA软件建立了数值计算模型,结果表明:防爆门的响应与温压弹爆炸冲击波的高冲量有关。杨联合和刘云涛[16]为使防爆门在通风机停止工作期间能够依靠自身配重自动打开通风，对防爆门和配重进行重新计算和选择。Choi等[17]等通过实验研究了炸药爆炸对防爆门的影响，发现爆炸产生的冲击波可使防爆门发生弯曲，并在防爆门上形成一个椭圆形的开口。Hsieh等[18]采用简化的数学模型考察爆炸的特性，研究了不同加劲肋尺寸对加劲门结构在静态和动态爆炸荷载作用下的刚度和应力的影响。

目前,煤矿常用防爆门为MFBL型防爆门,结构简单,一般为圆形盖状结构,发生爆炸时门体受爆炸冲击自动打开,泄放爆炸压力[19-21]。MFBL型防爆门的快速开启泄压效果对于保证整个矿井的安全有着重大的意义,但很少有学者对不同爆炸条件下MFBL型防爆门的快速开启泄压过程进行研究。笔者采用FLUENT软件分别对井下瓦斯积聚高度为160、100和70 m时MFBL型防爆门快速开启泄压进行研究,为MFBL型防爆门的使用及改造提供理论支撑。

1 数学与物理模型的建立

1.1 数学模型

瓦斯爆炸传播过程在数学模型中可以描述为理想气体的受热膨胀,气体动力学过程可由连续性方程、动量守恒方程、能量守恒方程及燃料质量分数方程来表示[22],如式(1)—(4)所示。

连续性方程为

(1)

动量守恒方程为

(2)

能量守恒方程为

(3)

燃料质量分数为

(4)

式中：ρ为密度；ui和uj分别为i和j方向上的粒子速度；t为时间；p为静压；xi和yj分别为i和j方向上的直角坐标系参数；E为比内能，E=CvT+wfuHc(Cv为定容比热，T为温度，wfu为燃料质量分数，Hc为燃烧热)；τij为应力张量；Γ为输运特性的湍流耗散系数；Rfu为体积燃烧速率。

1.2 物理模型

图1(a)为MFBL型防爆门物理模型示意图,整个井筒长16 m、宽6 m。由于立井井下巷道物理模型过大无法计算,笔者采用分阶段模拟的方法对不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启泄压效果进行对比。

该模型中,瓦斯在井下316 m处发生局部爆炸,爆炸条件分别为井下瓦斯积聚高度160、100和70 m。

结合井下实际情况,混合气体中CH4质量分数为0.095,流场初始化条件为:瓦斯积聚区,w(CH4)=0.053、w(O2)=0.210、w(H2O)=0、w(CO2)=0、T=300 K;空气区,w(CH4)=0、w(O2)=0.230、w(H2O)=0、w(CO2)=0、T=300 K;点火源区域内,w(CH4)=0、w(O2)=0、w(H2O)=0.118、w(CO2)=0.145、T=2 000 K。

为研究冲击波作用下不同爆炸条件下防爆门井筒和风硐内的超压情况,在MFBL型防爆门中设置了8个监测点,如图1(b)所示。监测点1、2、3、4监测井筒内z轴方向的超压变化,监测点5、6、7、8监测风硐内的超压变化。

1—8—监测点;9—井筒;10—MFBL型防爆门;11—风硐图1 MFBL型防爆门和监测点位置示意图Fig.1 Schematic diagram of MFBL explosion-proof door and location of monitoring points

图2 不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启高度与开启速度对比Fig.2 Comparison of opening height and opening speed of MFBL explosion-proof door under different explosion conditions

2 结果与讨论

2.1 开启泄压

图2为不同爆炸条件下MFBL型防爆门的开启高度和开启速度随时间变化曲线。由图2(a)可知:在不同爆炸条件下，MFBL型防爆门的开启高度与时间均呈二次多项式关系，y160=402.58t2+5.63t+0.042,y100=185.76t2+3.88t+0.042,y70=75.26t2+2.40t+0.049(y160、y100、y70分别为井下瓦斯积聚高度为160、100和70 m时MFBL型防爆门的开启高度)，相关系数(R2)均为0.999 96。井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门开启的高度越高。当井下瓦斯积聚高度为160、100和70 m时,MFBL型防爆门开启10 m分别需要0.150、0.220和0.347 s。不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启高度如表1所示。

由图2(b)可知:在不同爆炸条件下，MFBL型防爆门的开启速度与时间均呈一次多项式关系，y′160=817.00t+4.93,y′100=377.40t+3.46,y′70=152.99t+2.20(y′160、y′100、y′70分别为井下瓦斯积聚高度为160、100和70 m时MFBL型防爆门的开启速度),相关系数均为0.996 70。井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门开启的速度越快。当井下瓦斯积聚高度为160、100和70 m时,MFBL型防爆门开启10 m时的速度分别为132.30、89.76和57.40 m/s。不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启速度如表2所示。

表2 不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启速度

图3为不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启泄压云图(0.12 s)。由图3可知:在相同的时刻下,井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门开启高度越高,井筒内的超压能更好地泄出。

2.2 井筒内的超压变化

图4为不同爆炸条件下MFBL型防爆门井筒内监测点1、2、3、4处超压随时间的变化曲线。由图4(a)可知:井下瓦斯积聚高度为160和100 m时,监测点1处的超压随时间的延长不断降低,在最后几秒稍微升高;井下瓦斯积聚高度为70 m时,监测点1处的超压随时间的延长保持不断下降的趋势。在不同爆炸条件下,监测点1处的超压与时间均符合线性关系:y″160=-2 560t+214，R2=0.954;y″100=-925t+122,R2=0.968；y″70=-204t+40，R2=0.955(y″160、y″100、y″70分别为井下瓦斯积聚高度为160、100、70 m时MFBL型防爆门的超压),对应的曲线斜率绝对值分别为|k160|=2 560>|k100|=925>|k70|=204,表明井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门井筒内的超压降低速度更快。

由图4(a)还可知:在监测点1处,不同爆炸条件下井筒内初始时刻的超压最大,当井下瓦斯积聚高度为160 m时初始超压为197.058 8 kPa,分别比井下瓦斯积聚高度为100、70 m时的初始超压大88.205 1和161.149 6 kPa。当MFBL型防爆门的开启高度为10 m、井下瓦斯积聚高度为160 m时,监测点1处的超压为-98.935 6 kPa,分别比井下瓦斯积聚高度为100和70 m时对应的超压小48.960 4和80.878 2 kPa。

图3 不同爆炸条件下MFBL型防爆门开启泄压云图(0.12 s)Fig.3 Pressure relieving cloud diagrams of MFBL explosion-proof door under different explosion conditions (0.12 s)

由图4(b)—4(d)可知:在不同爆炸条件下,随着时间的延长,监测点2、3和4处的超压曲线和监测点1处超压曲线规律相似。监测点3和4处初始时刻的超压为超压最高点,防爆门开启10 m时的超压为超压最低点,且最低超压大于0。同样,在监测点2、3和4处,井下瓦斯积聚高度越高,超压降低速度更快。

为进一步研究不同爆炸条件下MFBL型防爆门泄压过程中井筒内的超压变化,提取了0.12 s时z轴方向上井筒内的超压云图,如图5所示。由图5可知:不同爆炸条件下MFBL型防爆门井筒内的超压最大值出现在风硐上方,最小值出现在风硐下方。

图4 不同爆炸条件下井筒内的超压分布Fig.4 Overpressure distributions in the wellbore under different explosion conditions

图5 不同爆炸条件下井筒内的超压分布云图(0.12 s)Fig.5 Cloud diagrams of overpressure distributions in the wellbore under different explosion conditions (0.12 s)

2.3 风硐内的超压变化

图6为不同爆炸条件下MFBL型防爆门风硐内监测点5、6、7、8处超压随时间的变化曲线。由图6(a)和6(b)可知:在监测点5、6处井下瓦斯积聚高度为160、100、70 m时，初始时刻的超压最大。随着井下瓦斯积聚高度的增加,监测点5、6处的超压波动范围增大,如在监测点5处,当井下瓦斯积聚高度为160 m时,超压波动范围为-62.363 3～111.953 5 kPa;当井下瓦斯积聚高度为100 m时,超压波动范围为-33.343 1～50.251 9 kPa;当井下瓦斯积聚高度为70 m时,超压波动范围为-12.236 3～19.688 5 kPa。

由图6(c)和6(d)可知:在监测点7处,井下瓦斯积聚高度为100和70 m时,初始时刻的超压最大；井下瓦斯积聚高度为160 m时,最大超压出现在0.123 s附近。在监测点8处,不同爆炸条件下超压最大值分别出现在0.036、0.053、0.083 s附近。监测点7、8处的超压波动范围同样随着井下瓦斯积聚高度的增加而增大。在监测点8处,不同爆炸条件下超压波动范围分别为-14.073 4～9.901 2、-4.273 6～2.677 7、-2.746 9～1.973 8 kPa,且波动频率相比监测点5、6、7更大。

图6 不同爆炸条件下风硐内的超压分布Fig.6 Overpressure distributions in the mine ail chamber under different explosion conditions

在不同爆炸条件下,监测点5处的超压波动范围大于监测点6处的大于监测点7处的大于监测点8处的;监测点5处的超压波动频率小于监测点6处的小于监测点7处的小于监测点8处的,即在风硐内,在不同爆炸条件下,越靠近风硐出口,超压波动范围越小,波动频率越大。为进一步研究不同爆炸条件下MFBL型防爆门泄压过程中风硐内的超压变化,提取了0.12 s时刻z轴方向上风硐内的超压云图,如图7所示。由图7可知:不同爆炸条件下风硐内的最大超压集中在风硐上方,最小超压集中在风硐下方。

图7 不同爆炸条件下风硐内的超压分布云图(0.12 s)Fig.7 Cloud diagrams of overpressure distributions in the mine ail chamber under different explosion conditions (0.12 s)

3 结论

1)当井下瓦斯积聚高度为160、100和70 m时,MFBL型防爆门开启10 m分别需要0.150、0.220和0.347 s。不同爆炸条件下MFBL型防爆门的开启高度与时间均呈二次多项式关系,开启速度与时间均呈一次多项式关系,且在相同的时刻下,井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门开启的高度越高,开启的速度越快。

2)在不同爆炸条件下,井筒内各监测点处的超压均随时间的延长不断降低,且符合线性关系,井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门井筒内监测点处的超压在相同时间内降低得越快,井筒内的泄压效果越好。

3)在不同爆炸条件下,井下瓦斯积聚高度越高,MFBL型防爆门风硐内监测点处的超压波动范围越大,且在同一爆炸条件下,越靠近风硐出口,超压波动范围越小,波动频率越大。