瓦斯爆炸在角联通风管网中的传播特性研究*

高智慧，李雨成，张 欢，赵 涛，李俊桥

(太原理工大学 安全与应急管理工程学院，山西 太原 030024)

0 引言

煤矿瓦斯爆炸是1种危害极大的事故类型，一旦发生会在瞬间造成重大的财产损失和人员伤亡。由于瓦斯爆炸实验的巨大成本和潜在危险，在规模、控制条件方面仍然存在一定局限性。数值模拟与实验研究相互补充，具有经济、高效、安全的特点。国内外很多学者利用实验和数值模拟的方法以瓦斯气体自身性质、障碍物、管道结构等因素对瓦斯爆炸火焰和压力波的传播影响开展了大量研究，并取得了一定的成果。

19世纪70年代，国外学者Abel[1]首次对超压在管道内的变化规律进行了研究；Bartlma等[2-3]利用冲击波在渐变管道内的传播过程，将截面积与马赫数考虑在内进行研究；Blanchart等[4]在1个18 m长的直角拐弯管道多次进行可燃气体的爆炸实验，得出拐弯会在局部提高爆炸冲击波的压力；贾智伟等[5-6]对分岔和拐弯管道进行了爆炸实验，得出超压衰减系数与初始超压、拐弯角度呈正相关；林柏泉等[7-8]对拐弯管道、U型管道、Z型管道、分岔管道等进行了实验研究，对管道内瓦斯爆炸压力、温度与火焰速度的变化情况进行分析，发现冲击波受形变管段内瓦斯含量的影响；解北京等[9]搭建了1套45°分岔管道实验平台，发现瓦斯爆炸火焰在分岔处产生的漩涡使得火焰冲击反射现象更加明显；朱传杰等[10]对瓦斯爆炸火焰和冲击波在并联巷网内的传播特征进行了研究；景国勋等[11]研究了不同封闭情况下T型管道中瓦斯爆炸的传播规律；孟亦飞等[12]通过数值模拟方法研究了不同置障条件管网中的瓦斯爆炸传播规律；石必明等[13]搭建了巷网瓦斯爆炸实验系统，对矿井复杂巷网内瓦斯爆炸后的超压演化规律及火焰传播特性进行研究。

可以看出，目前瓦斯爆炸研究主要集中在无通风状态下管道形状、障碍物等对瓦斯气体爆炸传播变化趋势的影响。但在真实矿井中，绝大部分都是处于通风状态下进行开采，巷道往往是以复杂网络形式出现。由于巷道网络中各条分支相互连通、相互影响，瓦斯爆炸中的受灾范围也往往是网状分布，其超压分布和火焰传播规律更为复杂，因此，有必要对角联通风管网中瓦斯爆炸的传播特性进行研究。

本文利用数值模拟的方法建立角联管网模型，将爆炸腔设置在管网入风口处，以左、右通路与斜角联分支为主要研究对象，设置不同通风工况下瓦斯爆炸在角联管网中的传播特性进行研究。深入分析半封闭管网内冲击波超压及火焰传播的过程，并探究风速对于冲击波超压演化和爆炸高温传播的影响，分析总结一般规律。研究结果可为煤矿复杂网络内瓦斯爆炸灾害研究提供数据支持和理论基础。

1 数值模拟模型的建立

1.1 基本控制方程与方法

在数学模型上，矿井瓦斯爆炸传播过程可以简化为湍流状态理想气体的受热膨胀过程。利用Fluent软件对管网模型空间内每种组成物质的对流扩散进行求解描述，以此模拟气体燃烧或爆炸过程。其在气体动力学中涉及到的方程[14]为连续性方程、动量守恒方程、能量守恒方程与燃料质量分数方程。

瓦斯爆炸是1个复杂过程，为便于进行数值模拟，本文对此过程进行合理假设与简化。建立数值模型时，选用二阶迎风格式，双精度，压力基求解器，采用SIMPLE算法处理压力/速度耦合问题。燃烧模型选择组分输运模型，反应速率模型选择 EDM 模型，选择k-ε模型描述燃烧过程中的湍流变化，并用标准壁面函数法处理近壁区流场的变化。

1.2 几何模型建立与网格划分

本文中模拟使用ANSYS软件中的DesignModeler模块进行三维立体建模，其角联管网巷道截面为0.2 m×0.2 m的正方形。前方爆炸腔长1.0 m，宽1.0 m，高0.2 m，通过长度为0.2 m、边长0.1 m的正方形截面泄爆管与角联管网相连。该模型总长6.266 m，总宽1.26 m，总高0.2 m，并在管网内高度为0.1 m的平面设置18个监测点，以此来监测瓦斯爆炸过程中产生的超压、密度、温度、气流速度和燃烧速率等参数。具体尺寸与监测点布置如图1所示(文中P代表压力测点，T代表温度测点)。三维立体模型建立完成后，利用mesh单元模块对其进行网格划分，共划分为81 330个以六面体为主导的网格，其网格划分效果如图2所示。

图1 管网模型与监测点布置Fig.1 Network model and layout of monitoring points

图2 管网模型网格划分Fig.2 Grid division of network model

本文模拟爆炸腔内体积分数为9.5%的甲烷-空气混合气体经腔内中心区域高温点火引燃后冲破泄爆口薄膜向管网传播，以此来探究爆炸产生的冲击波超压与高温气体在角联管网内的传播特性。

1.3 初始条件和边界条件

通过查阅分析相关文献[9-10,12,15]对于初始条件和边界条件的设置，本文中模拟设置如下：

1)初始条件：爆炸腔内采用等量的体积分数为9.5%的甲烷-空气混合气体。初始温度T0=300 K;P0=101.325 kPa；各组分的初始浓度分别ωCH4=0.053，ωO2=0.21，ωH2O=0，ωCO2=0，ωN2=0.737。高温点火patch范围为腔体几何中心周围半径0.05 m的圆球区域，假设为高温高压的完全反应已燃区域，初始条件：P0=250 kPa；T0=2 000 K；ωO2=0；ωH2O=0.145；ωCO2=0.118；ωN2=0.737。管网空间内为一般空气区，初始温度T0=300 K；P0=101.325 kPa。

2)边界条件：该模拟以泄爆管与管网交界剩余面处作为风流入口，当无风流通入时为普通壁面，有风流通入时作为速度入口。根据矿井巷道通风要求，设置管网入口风流速度工况为2，4 m/s，且在通入20 s使管网内风流稳定后再进行高温点火。末端设置为压力出口，操作压力值为1个大气压，可回流组分O2为0.23，N2为0.77。壁面为刚性静止无滑移壁面，不考虑壁面热传导。为便于数据处理与分析对比，数据处理时将点火时刻作为初始时刻。

2 结果与分析

2.1 半封闭管网内冲击波超压及火焰传播过程分析

如图3所示，爆炸腔内预混瓦斯气体经高温点燃后爆燃波经泄压口快速向角联管网方向传播，其冲击波超压传播过程共经历4个阶段：

图3 不同时刻冲击波超压云图Fig.3 Cloud diagram of shock wave overpressure at different moments

1)t=0.006 s时，冲击波通过P2测点继续向前传播过程中与分岔壁面发生强烈碰撞，分流的同时与壁面产生复杂的反射作用，且岔口处管道面积突然扩大，使得冲击波传播面积突然增大，气体膨胀，超压强度降低。并在P2测点前方分岔壁面处产生第1个局部高压区域，对壁面产生强烈的破坏作用，随后爆燃波沿着左、右通路继续向前传播。

2)t=0.009 s时，右通路冲击波通过P6测点后与岔口壁面碰撞产生反射，发生湍流，形成大大小小的涡团，湍流度增加，加速冲击波的传播。其中一部分冲击波继续沿着右通路向前传播，另一部分则进入斜角联分支。而此时左通路冲击波因刚到达P5测点处，还未经过岔口，冲击波仍单向传播，因而超压值较右通路高。

3)t=0.011 s时，左通路与斜角联分支的冲击波于角联分支上部(P17测点附近)相遇，超压叠加形成第2个局部高压区域，同时在岔口处因超压反射形成涡团等多因素作用下产生1个小圆形低压区域。

4)t=0.015 s时，由于左通路冲击波传播速度较快，使得左、右通路冲击波在靠近管网末端汇合口下端(P12测点)相遇，超压叠加产生第3个局部高压区域。随后受到开口能量损失，管网能量自然消耗等多种因素共同作用，冲击波在管网内不断衰减，最终发展为平面波。

综上所述，半封闭管网内瓦斯爆炸冲击波经角联管网传播过程中产生了3个局部高压区域。斜角联分支与管网末端汇合处因非同向超压叠加形成局部高压区域，并产生较强的破坏力。这与文献[13]中所述冲击波超压的变化规律相似。

如图4所示，角联管网内瓦斯爆炸火焰温度发展状态分4个阶段：

1)t=0.009 s时，高温焰面经过T2测点与左、右通路交叉壁面接触，分流的同时产生了不规则的涡团。

图4 不同时刻气体温度云图Fig.4 Cloud diagram of gas temperature at different moments

2)t=0.012 s时，高温焰面沿着左、右通路继续向前，且主要紧贴其交叉壁面进行扩散。随后左通路高温焰面随气流直线向前。右通路的高温焰面经过T6测点处时，绝大部分高温焰面随气流直线向前传播，小部分紧贴壁面进入斜角联分支。

3)t=0.026 s时，左通路仅有部分高温涡团进入斜角联分支处，大部分则继续向前传播。由右通路进入斜角联分支的小部分高温涡团则前进一定距离后自然消散，而大部分仍沿右通路直线向前传播。

4)t=0.046 s时，左、右通路高温焰面于管网末端汇合后向开口端传播。而斜角联分支中除有小部分涡团存在外，整体温度处于360～430 K范围内。

综上所述，半封闭管网内瓦斯爆炸高温火焰经角联管网传播时，主要经过左、右通路，在管网末端汇合后向开口端传播，斜角联分支中只受到部分影响。这与文献[13]中所述火焰高温的变化规律相似。

2.2 通风管网内风流对冲击波超压传播影响分析

2.2.1 不同风速下超压峰值随距离变化影响分析

管网入口风速分别为0，2，4 m/s工况(以下简称3况)下测点随距离变化的超压峰值曲线如图5所示。由图5(a)～(b)可知，当与爆炸源的距离增大时，左、右通路内测点超压峰值变化规律分为3个阶段：第1阶段是斜角联分支分岔处之前(P5，P6测点前)，超压峰值与距离呈负相关；第2阶段是分岔后到左、右通路汇合前(P7，P8测点后)，由于管网分岔与汇合等结构引起冲击波发生叠加与反射等多种复杂作用，超压峰值与距离呈正相关；第3阶段是左、右通路分支汇合处(P11，P12测点后)，冲击波再次叠加反射后向管网末端(P13测点后)传播，超压峰值与距离再次呈负相关。

图5 3况下测点随距离变化的超压峰值曲线Fig.5 Curves of peak overpressure over distance of monitoring points in three cases

由图5(c)所示，斜角联分支中最大超压峰值出现在P17测点，即斜角联分支上部。这是因为左、右通路的冲击波经分岔进入斜角联分支后在此相遇，发生叠加，产生局部高压区域。

由图5所示，当角联管网内有强制通风时，各测点的超压峰值比无风情况下的更大，但随距离变化趋势一致。以P1测点为例，管网内无强制通风时爆炸超压峰值为116.65 kPa；而管网入口风速为2，4 m/s时，其超压峰值达到148.15，145.77 kPa，增幅分别为27.0%，24.9%。这说明管网内风流的存在，使瓦斯爆炸冲击波超压峰值增大，破坏力更强。当入口风速不同时，以风速为2，4 m/s为例，各测点超压峰值变化不明显。

2.2.2 不同风速下超压峰值点变化规律分析

对出现最大超压峰值的P1，P12，P17测点进行分析，3测点随时间变化的超压曲线如图6所示。整体上测点在有强制风流工况下，超压数值增大，各阶段用时减小，但其变化趋势保持一致。

图6 3况下测点随时间变化的超压曲线Fig.6 Overpressure curves of monitoring points over time in three cases

3况下测点随时间变化的超压曲线如图6所示。以图6(c)中P17测点为例，当管网内无强制通风时，0.007 s时超压开始突变，0.011 s时达到峰值108.149 kPa；而管网入口风速为2，4 m/s的情况下，该测点超压由0.006 s时开始突变，并在0.009 s时达到峰值140.062，139.226 kPa。可以看出有强制通风存在时，P17测点发生超压突变提前0.001 s，达到超压峰值用时提前0.002 s。

这说明管网内部风流的存在使得爆炸初期冲击波压力传播与反射的阶段用时更短，发生时间提前，且超压数值更大，反应更剧烈，破坏力更强。

压力上升速率也是衡量爆炸强度的参数，现对各超压峰值点的压力上升速率进行分析。由图7可知，整体上压力上升速率曲线随时间呈现波动状态，说明爆炸压力时而升高时而降低，最终趋于平稳。

图7 3况下测点爆炸超压上升速率曲线Fig.7 Curves of rising rate of explosion overpressure at monitoring points in three cases

以P17测点为例，当管网入口风速为2，4 m/s的情况下，其压力上升速率在0.008 s时达到最大值109.796，111.090 kPa/s；0.012 s时达到最小值-23.265，-22.790 kPa/s；而无强制风流时，其压力上升速率在0.010 s时达到最大值75.132 kPa/s；0.013 s时达到最小值-16.198 kPa/s。

可以看出，各测点达到压力上升速率最大值的用时在管网入口有风流进入的情况少于无风流进入的情况，且压力上升速率上、下限更广。

综上所述，瓦斯爆炸发生后向角联管网传播时，风流的存在使得爆炸初期冲击波压力传播与反射的阶段用时更短，发生时间提前，传播速度更快，且压力上升速率增大，峰值更大，破坏力更强。

从微观上说，管网中存在风流时，气态下分子动能增加，在极高的温度下可能引起化学反应。爆炸形成超高温高压环境，大量可燃气体快速涌出腔体并与风流中O2充分接触，运动状态下的超高温环境促进反应生成，加快燃烧速度，使得压力上升速率更快，峰值更高，用时更短。且此时风流与冲击波传播方向一致，形成正向波，爆炸更强烈。

2.3 通风管网内风流对爆炸高温传播影响分析

不同通风工况对管网内高温传播也存在一定影响，下面分别对斜角联分支与左、右通路进行分析。

3况下T18测点时间-温度曲线如图8所示。由图8可知，对于斜角联分支内的T18测点，与管网入口无强制风流的情况相比，有风流时该测点发生温度阶跃时间更早，且达到的温度峰值更大，用时更短。如在2，4 m/s情况下，温度在0.006 s时开始阶跃上升，并在0.024 s达到峰值577.2，556.1 K；而在入口无强制风流时，温度在0.008 s时开始阶跃上升，并在0.027 s达到峰值467.7 K。

图8 3况下T18测点时间-温度曲线Fig.8 Time-temperature curves of T18 monitoring point in three cases

同样，斜角联分支内的其他测点经历了相同过程，这说明风流的存在使得该分支内整体温度提高。由于该分支对风的分流作用，使得更多高温气体加入涡流，加剧了分岔处涡流的形成与发展，影响范围进一步扩大，使得斜角联分支内温度数值较无风情况下更高，且2种风速下的影响效果基本一致。

3况下测点时间-温度曲线如图9所示。由图9可知，点火后一段时间内各测点温度均维持常温，随后高温火焰经过时温度出现阶跃变化。火焰经过后高温气体向环境缓慢散热使得温度不断下降。与无强制风流的情况相比，有风流时各测点温度发生阶跃上升的时间更早，达到峰值用时更短。

图9 3况下测点时间-温度曲线Fig.9 Time-temperature curves of monitoring points in three cases

如图9(a)，图9(c)所示，对于距爆源较近的T3，T4测点而言，有、无强制风流对其达到的温度峰值影响较小，均为1 800 K左右。但与图9(b)，图9(d)对比可知，对于距爆源较远的T9，T10测点而言则有较大影响。如T9测点在2，4 m/s情况下温度峰值可达1 739.7，1 738.6 K，均高于无强制风流的1 557.3 K；而T10测点在2，4 m/s情况下温度峰值则为1 479.2，1 471.3 K，均低于无强制风流下的1 571.9 K。

综上所述，在管网入口无强制风流情况下，分别位于左、右通路尾部的T9，T10测点达到的温度峰值保持同一水平。而当强制风流存在时则会破坏这一状态，使得位于左通路的T9测点温度峰值增大，右通路的T10测点温度峰值减小。这主要是由于在有强制风流时，右通路部分高温气体随着风流进入斜角联分支，加剧分岔处涡流发展，使得更多高温气体因涡流卷吸而沿着斜角联分支进入左通路，导致左通路尾部热量积聚，温度峰值上升，而右通路部分高温气体发生转移，热量减少，温度峰值下降。

3 结论

1)瓦斯爆炸冲击波经角联管网传播过程中产生了3个局部高压区域，分别为因壁面反射而形成的Y型分岔口处、因非同向冲击波超压叠加而形成的斜角联分支处和管网末端汇合处。但高温气体则主要在左、右通路内传播，斜角联分支内因角联分岔产生涡流而只受到微弱影响。

2)角联管网入口风流的存在使得爆炸初期冲击波超压经相同距离传播与反射的阶段用时更短，发生时间提前，传播速度更快，且压力上升速率增大，超压峰值更大，造成的破坏力更强。

3)与管网入口无强制风流的情况相比，风流的存在使得高温气体经相同距离传播用时更短，并改变了左、右通路的高温气体传播状态，使得右通路部分高温气体经斜角联分支向左通路传播，造成斜角联分支与左通路尾部热量发生积聚，温度峰值增大，高温危害加剧。