劉佳佳，張 揚(yáng)，張 翔，聶子碩

（1.河南理工大學(xué)安全科學(xué)與工程學(xué)院，河南 焦作 454003；2.安徽理工大學(xué)深部煤礦采動響應(yīng)與災(zāi)害防控國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 淮南 232001；3.河南理工大學(xué)煤炭安全生產(chǎn)與清潔高效利用省部共建協(xié)同創(chuàng)新中心，河南 焦作 454003；4.河南理工大學(xué)瓦斯地質(zhì)與瓦斯治理國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室培育基地，河南 焦作 454003）

近年來，我國煤礦生產(chǎn)狀況得到顯著改善，但煤礦重大事故依然時有發(fā)生。其中，瓦斯爆炸事故是我國煤礦最嚴(yán)重的事故之一，尤其是瓦斯爆炸所產(chǎn)生的動力災(zāi)害主要是高壓沖擊波和高溫氣體，都會對井下工作者、井下通風(fēng)設(shè)施甚至礦井風(fēng)硐造成毀滅性的破壞，造成非常惡劣的影響[1]。

學(xué)者們針對不同連接形式的瓦斯巷道開展了瓦斯爆炸研究，發(fā)現(xiàn)瓦斯巷道結(jié)構(gòu)不同時，瓦斯爆炸傳播規(guī)律也各有不同。Emami 等[2]、Blanchard 等[3]和孟顯華等[4]證明了L 型巷道的彎曲結(jié)構(gòu)能夠提高火焰速度和超壓。Yuan 等[5]對衍射爆轟的再起爆現(xiàn)象進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)其實(shí)質(zhì)是彎曲結(jié)構(gòu)內(nèi)外壁相互作用引起的爆轟能量的再分配。在此基礎(chǔ)上，Cao 等[6]、Zhang 等[7]和Qiu 等[8]發(fā)現(xiàn)不同角度的彎曲結(jié)構(gòu)對瓦斯爆炸超壓傳播規(guī)律的影響具有顯著差異；Liu 等[9]發(fā)現(xiàn)，W 型巷道內(nèi)，瓦斯爆炸超壓衰減速率是一個由低到高再到低的過程；馬恒等[10]證實(shí)了H 型巷道內(nèi)爆炸沖擊波會改變聯(lián)絡(luò)巷內(nèi)氣流的流動狀態(tài)，爆炸后氣流由雙渦旋模式向單渦旋模式變化；高建良等[11]和高智慧等[12]研究了角聯(lián)網(wǎng)絡(luò)結(jié)構(gòu)中的瓦斯爆炸傳播特性，證明了角聯(lián)網(wǎng)絡(luò)對沖擊波超壓的衰減作用大于并聯(lián)網(wǎng)絡(luò)對超壓的衰減作用；景國勛等[13]在T 型巷道末端利用不同約束條件進(jìn)行了瓦斯爆炸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)瓦斯最大爆炸壓力和管道中火焰鋒面?zhèn)鞑ニ俣却嬖诿黠@差異；丁浩等[14]、Yan 等[15]、周輝等[16]和時本軍等[17]均利用管道附帶的特殊腔體結(jié)構(gòu)進(jìn)行了瓦斯爆炸研究，發(fā)現(xiàn)空腔結(jié)構(gòu)具有消焰和消波性能，可以作為一種新型瓦斯抑爆裝置。

除了研究巷道結(jié)構(gòu)本身對瓦斯爆炸傳播規(guī)律的影響，學(xué)者們同樣對爆炸氣體的組分和含量進(jìn)行了大量的研究。Wang 等[18]研究了不同氫氣添加比的氫氣/甲烷/空氣混合物的爆炸傳播規(guī)律，發(fā)現(xiàn)爆炸超壓隨氫氣添加比的增加而增大；Li 等[19]開展了12 種不同體積分?jǐn)?shù)的甲烷/空氣混合物的預(yù)混爆炸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)當(dāng)氣體體積分?jǐn)?shù)為9.5%時，超壓峰值比其他體積分?jǐn)?shù)至少高15%；Gao 等[20]發(fā)現(xiàn)瓦斯?jié)舛鹊脑龃笫钩瑝悍逯党示€性變化，且瓦斯?jié)舛群屯咚贵w積對超壓峰值和超壓平均上升速率均有顯著影響；羅振敏等[21]、梁國棟[22]和賈泉升等[23]均利用20 L 爆炸特性測試系統(tǒng)研究了不同體積分?jǐn)?shù)瓦斯的爆炸壓力傳播規(guī)律，證明爆炸后產(chǎn)生的H2和CO 會加速瓦斯的爆炸，且與初始瓦斯體積分?jǐn)?shù)呈一次函數(shù)關(guān)系。

綜上所述，Y 型通風(fēng)對瓦斯涌出量較大的工作面解決回風(fēng)流中瓦斯?jié)舛冗^高和上隅角瓦斯積聚有明顯效果，已被越來越多的礦井工作面采用[24]。但是，目前尚未見關(guān)于Y 型通風(fēng)采煤工作面的瓦斯爆炸研究，尤其缺少針對該方面的數(shù)值模擬研究。本文中，利用Fluent 軟件結(jié)合大渦模擬（large eddy simulation）數(shù)學(xué)模型，研究Y 型通風(fēng)采煤工作面瓦斯爆炸沖擊波傳播規(guī)律，以期為采煤工作面瓦斯爆炸災(zāi)害防治提供理論基礎(chǔ)和技術(shù)支撐，預(yù)防工作面瓦斯爆炸事故發(fā)生。

1 模型建立

1.1 物理模型

1.1.1 基本假設(shè)

瓦斯爆炸是一個復(fù)雜快速的化學(xué)反應(yīng)過程，為了便于模擬計(jì)算，使模擬結(jié)果更加可靠，對模擬過程作如下假設(shè)[25]：

(1) 預(yù)混氣體和燃燒產(chǎn)物為滿足狀態(tài)方程的理想氣體；(2) 氣體混合物的比熱容遵循混合規(guī)則，各組分的比熱容為溫度的函數(shù)；(3) 物理模型壁面為剛性絕熱壁面，不會產(chǎn)生相對位移；(4) 瓦斯爆炸反應(yīng)為單向不可逆反應(yīng)；(5) 物理模型中瓦斯充填區(qū)為常態(tài)的瓦斯和空氣均勻混合氣體，且為理想狀態(tài)。

1.1.2 物理模型及網(wǎng)格劃分

利用ANSYS Workbench 軟件，結(jié)合余吾煤礦N2105 工作面實(shí)際情況，建立如圖1 所示的Y 型通風(fēng)工作面三維物理模型。其中膠帶順槽和進(jìn)風(fēng)順槽均為進(jìn)風(fēng)巷道，以回風(fēng)巷道和工作面交界中心處為原點(diǎn)，工作面走向?yàn)閅軸，回風(fēng)巷道為X軸正方向，垂直于工作面方向?yàn)閆軸，進(jìn)回風(fēng)巷道截面尺寸為5.0 m×3.5 m，工作面傾斜長度為285.0 m，采煤工作面寬5.0 m，采高3.5 m。利用ANSYS 軟件自帶的Mesh 功能對模型進(jìn)行結(jié)構(gòu)化網(wǎng)格劃分。

圖1 余吾煤礦N2105 工作面的三維物理模型Fig.1 A 3D physical model of N2105 working face in Yuwu Coal Mine

1.2 數(shù)學(xué)模型

大渦模擬采用非穩(wěn)態(tài)的N-S 方程，對大尺度渦的湍流脈動進(jìn)行計(jì)算，對小尺度的脈動進(jìn)行過濾，通過亞網(wǎng)格模型對小尺度脈動產(chǎn)生的影響進(jìn)行模型假設(shè)，經(jīng)過過濾后的大渦模擬的控制方程[26-28]如下。連續(xù)性方程為：

1.3 邊界條件與初始條件

模擬環(huán)境設(shè)為常溫常壓，設(shè)定出口的組分為氧氣21.2% ，氮?dú)?8.8% ，壓力出口的湍流強(qiáng)度均設(shè)為5%，壁面的粗糙常數(shù)為0.5，不考慮壁面的粗糙度厚度。

采用體積分?jǐn)?shù)為9.5%的CH4-空氣混合氣體。瓦斯填充區(qū)尺寸為6.0 m ×5.0 m×3.5 m，瓦斯填充區(qū)域內(nèi)（除點(diǎn)火區(qū)外）的初始條件為：初始溫度T0=300 K，氣體中各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為w(CH4)=0.055，w(O2)=0.220，w(H2O)=0，w(CO2)=0，w(N2)=0.725。一般空氣區(qū)的初始操作條件為：初始溫度T0=300 K，氣體中各組分的質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為w(CH4)=0，w(O2)=0.22，w(H2O)=0，w(CO2)=0，w(N2)=0.78。采用Patch 高溫區(qū)實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火，假設(shè)氧化反應(yīng)完全，初始條件為：w(CH4)=0，w(O2)=0.220 00，w(H2O)=0.119 25，w(CO2)=0.145 60，w(N2)=0.515 15。

1.4 數(shù)學(xué)模型驗(yàn)證

開展模擬研究之前，需要對數(shù)學(xué)模型進(jìn)行驗(yàn)證，以確保數(shù)學(xué)模型的可靠性。根據(jù)洪溢都等[29]開展的管道爆炸試驗(yàn)，建立如圖2所示的三維物理模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，管道模型長為5.0 m，橫截面尺寸為8 cm×8 cm。自管道左端2.0 m 處開始設(shè)置壓力監(jiān)測點(diǎn)，每隔0.5 m 設(shè)置一個監(jiān)測點(diǎn)，并采用Patch 高溫區(qū)方式實(shí)現(xiàn)點(diǎn)火。

圖2 模擬管道示意圖Fig.2 Schematic diagram of simulated pipeline

表1 給出了爆炸超壓的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)的對比。由表1 可知，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果之間的最大相對誤差為11.3%，最小相對誤差僅為1.7%，除3.5 m 處測點(diǎn)的相對誤差較大外，其他測點(diǎn)的相對誤差均在10%以內(nèi)?？芍M結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證了數(shù)學(xué)模型的可靠性。

表1 爆炸超壓模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比Table 1 Comparison between simulation and experimental results of explosion overpressure

2 瓦斯爆炸模擬關(guān)鍵參數(shù)優(yōu)化

2.1 網(wǎng)格尺寸參數(shù)優(yōu)化

為了使模擬結(jié)果更加可靠，需要對模擬關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，如：網(wǎng)格尺寸、迭代步長和點(diǎn)火溫度等。參數(shù)確定過程共選取4 個監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)位置分布如圖3 所示（后續(xù)參數(shù)優(yōu)化監(jiān)測點(diǎn)布置與其相同），監(jiān)測點(diǎn)A～D的坐標(biāo)分別為(12.5，0，1.75)、(0，-7.5，1.75)、(27.5，0，1.75)和(0，-27.5，1.75)。

圖3 參數(shù)優(yōu)化監(jiān)測點(diǎn)示意圖Fig.3 Parameter optimization monitoring points

利用ANSYS Workbench 中的Mesh 模塊將整體全尺寸模型分別劃分為0.8、0.6、0.5、0.4 和0.2 m 的不同尺寸網(wǎng)格，如表2 所示。

表2 網(wǎng)格分布Table 2 Grid distribution

通過對比分析不同網(wǎng)格尺寸情況下各測點(diǎn)超壓及超壓峰值到達(dá)時間的變化規(guī)律，確定合理的網(wǎng)格尺寸。各測點(diǎn)超壓峰值和超壓峰值到達(dá)時間的變化規(guī)律分別如圖4～5 所示。

圖4 超壓峰值隨網(wǎng)格尺寸的變化Fig.4 Variations of overpressure peak with mesh size

由圖4 可知，隨著網(wǎng)格尺寸從0.8 m 減小至0.4 m，測點(diǎn)A、B和D處的超壓峰值均不斷增大；網(wǎng)格尺寸由0.5 m 減小至0.4 m 時，測點(diǎn)C處的超壓峰值有所下降，但幅度并不明顯；當(dāng)網(wǎng)格尺寸從0.4 m 繼續(xù)減小至0.2 m 時，測點(diǎn)A～D處的超壓峰值基本保持不變。由圖5 可知，隨著網(wǎng)格尺寸的不斷減小，測點(diǎn)A～D處的爆炸超壓峰值所到達(dá)的時間隨網(wǎng)格尺寸的減小而縮短；當(dāng)網(wǎng)格尺寸從0.4 m 減小至0.2 m 時，爆炸超壓峰值所到達(dá)的時間變化幅度較小，網(wǎng)格尺寸的影響基本可以忽略不計(jì)。綜合考慮數(shù)值模擬可靠性和計(jì)算機(jī)配置的影響可知，在不改變模擬結(jié)果的基礎(chǔ)上，太小的網(wǎng)格尺寸會大幅降低模擬計(jì)算速度。因此，最終確定最合理的網(wǎng)格尺寸為0.4 m。

圖5 超壓峰值到達(dá)時間隨網(wǎng)格尺寸的變化Fig.5 Variations of overpressure peak arrival time with mesh size

2.2 迭代步長參數(shù)優(yōu)化

在確定網(wǎng)格尺寸為0.4 m 的基礎(chǔ)上，分別選取1.00、0.50、0.25、0.10 和0.05 ms 等5 種不同的迭代步長，通過對比分析不同迭代步長情況下各測點(diǎn)超壓及超壓峰值到達(dá)時間的變化規(guī)律，確定合理的迭代步長。各測點(diǎn)超壓峰值和超壓峰值到達(dá)時間的變化規(guī)律分別如圖6～7 所示。

圖6 超壓峰值隨迭代步長的變化Fig.6 Variation of overpressure peak with time step

由圖6 可知，迭代步長從1.00 ms 縮短至0.10 ms 時，測點(diǎn)A～D處的超壓峰值均不斷變化，當(dāng)?shù)介L從0.10 ms 繼續(xù)縮短至0.05 ms 時，測點(diǎn)A、B和D處的超壓峰值基本保持不變，測點(diǎn)C處的超壓峰值有所浮動，但相對誤差在5%以內(nèi)；由圖7 可知，隨著迭代步長的不斷縮短，測點(diǎn)A～D處的爆炸超壓峰值到達(dá)的時間隨迭代步長的縮短而提前，當(dāng)?shù)介L從0.10 ms 縮短至0.05 ms 時，爆炸超壓峰值到達(dá)的時間基本保持不變。綜合考慮數(shù)值模擬可靠性和計(jì)算機(jī)配置的影響，最終確定合理的迭代步長為0.10 ms。

圖7 超壓峰值到達(dá)時間隨迭代步長的變化Fig.7 Variation of overpressure peak arrival time with time step

2.3 點(diǎn)火溫度參數(shù)優(yōu)化

在確定網(wǎng)格尺寸為0.4 m，迭代步長為0.10 ms 的基礎(chǔ)上，分別選取1 500、1 600、1 800、2 000 和2 500 K 等5 種不同的點(diǎn)火溫度，通過對比分析不同點(diǎn)火溫度情況下各測點(diǎn)超壓及超壓峰值到達(dá)時間的變化規(guī)律，確定合理的點(diǎn)火溫度。各測點(diǎn)超壓峰值和超壓峰值到達(dá)的時間變化規(guī)律分別如圖8～9 所示。

圖8 超壓峰值隨點(diǎn)火溫度的變化Fig.8 Variation of overpressure peak with ignition temperature

由圖8 可知，點(diǎn)火溫度從2 500 K 降至1 800 K 時，測點(diǎn)A處超壓峰值不斷降低，測點(diǎn)B～D處超壓峰值有所變化，但變化幅度不大；當(dāng)點(diǎn)火溫度從1 800 K 繼續(xù)降低至1 500 K 時，測點(diǎn)A～D處超壓峰值變化幅度很小，甚至基本保持不變。這是因?yàn)闇y點(diǎn)A距離爆炸源過近，溫度越高，活化能也越高，爆炸威力相比其他測點(diǎn)更大。由圖9 可知，隨著點(diǎn)火溫度不斷降低，測點(diǎn)A～D處爆炸超壓峰值到達(dá)的時間基本保持不變。綜合考慮數(shù)值模擬可靠性和計(jì)算機(jī)配置的影響，最終確定合理的點(diǎn)火溫度為1 800 K。

圖9 超壓峰值到達(dá)時間隨點(diǎn)火溫度的變化Fig.9 Variation of overpressure peak arrival time with ignition temperature

3 結(jié)果分析與討論

3.1 瓦斯爆炸超壓分析

3.1.1 巷道瓦斯爆炸超壓

模擬過程中共選取32 個監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測點(diǎn)位置分布為：以回風(fēng)巷道、膠帶順槽和工作面三者連接處的中心點(diǎn)為原點(diǎn)，回風(fēng)巷道為X軸方向，工作面為Y軸方向，爆炸源中心點(diǎn)距離原點(diǎn)2.5 m 處。原點(diǎn)設(shè)置為監(jiān)測點(diǎn)1，在回風(fēng)巷道內(nèi)，水平距離原點(diǎn)17.5 m 處設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)2，并每隔10.0 m 分別設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)3～5；在膠帶順槽內(nèi)，水平距離原點(diǎn)7.5 m 處設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)6，并每隔10.0 m 分別設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)7～10；在工作面內(nèi)，垂直距離原點(diǎn)2.5、7.5、17.5 和27.5 m 處分別設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)11～14，之后每隔20.0 m 分別設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)15～26，在與監(jiān)測點(diǎn)26 距離17.5 m 處設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)27；在進(jìn)風(fēng)順槽內(nèi)，水平距離原點(diǎn)7.5 m 處設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)28，之后每隔10.0 m 分別設(shè)置監(jiān)測點(diǎn)29～32。

圖10 為Y 型通風(fēng)采煤工作面的瓦斯爆炸超壓（Δp）變化云圖。圖11～14 為Y 型通風(fēng)采煤工作面瓦斯爆炸超壓和超壓到達(dá)時間。

圖10 瓦斯爆炸超壓傳播云圖Fig.10 Contours of gas explosion overpressure propagation

圖11 回風(fēng)巷道瓦斯爆炸傳播規(guī)律Fig.11 Gas explosion propagation law in return airway

由圖10 和進(jìn)風(fēng)順槽、膠帶順槽、回風(fēng)巷道和工作面瓦斯爆炸超壓的模擬結(jié)果可知，瓦斯爆炸后，回風(fēng)巷道內(nèi)的瓦斯爆炸超壓峰值明顯高于膠帶順槽和工作面，距離爆源15.0 m 處，回風(fēng)巷道的瓦斯爆炸超壓峰值為451.874 kPa，膠帶順槽和工作面的瓦斯爆炸超壓峰值分別為228.776 和227.886 kPa，主要原因是在瓦斯爆炸區(qū)內(nèi)存在分叉巷道，由于分叉巷道具有分壓的作用，因此膠帶順槽和工作面內(nèi)的瓦斯爆炸超壓峰值明顯低于回風(fēng)巷道。

由圖11 可知，回風(fēng)巷道內(nèi)超壓峰值與爆源之間的距離（d）符合指數(shù)函數(shù)關(guān)系Δp=142.761+1061.871 e-d/12.187，決定系數(shù)R2=0.990，超壓峰值到達(dá)時間（Δt）與爆源之間的距離符合線性函數(shù)關(guān)系Δt=1.699d-6.995，決定系數(shù)R2=0.976，擬合度均良好。

回風(fēng)巷道內(nèi)，瓦斯爆炸超壓峰值從水平距離爆炸源15.0 m 處的451.874 kPa 降至距離爆炸源45.0 m處的174.506 kPa，共需51.30 ms。在瓦斯爆炸傳播初期，瓦斯爆炸超壓傳播速率較快，且超壓衰減率隨時間變化逐漸降低。究其原因，是瓦斯爆炸初期，火焰燃燒劇烈，大量瓦斯被引爆，反應(yīng)劇烈，氣體呈紊流狀態(tài)，加速了沖擊波向出口處傳播，沖擊波經(jīng)爆源拐角處壁面反射，反射波與前驅(qū)沖擊波疊加，使得壓力下降相對緩慢。

由圖12 可知，膠帶順槽內(nèi)超壓峰值與爆源之間的距離符合指數(shù)函數(shù)關(guān)系Δp=115.212+284.816 e-d/19.335，決定系數(shù)R2=0.990，超壓峰值到達(dá)時間與爆源之間的距離符合線性函數(shù)關(guān)系Δt=1.709d+6.443，決定系數(shù)R2=0.997，擬合度均良好。

圖12 膠帶順槽瓦斯爆炸傳播規(guī)律Fig.12 Gas explosion propagation law along belt fluting

膠帶順槽內(nèi)，瓦斯爆炸超壓峰值從水平距離爆炸源2.5 m 處的370.103 kPa 下降至50.0 m 處的132.264 kPa，共需82.00 ms，膠帶順槽內(nèi)超壓峰值衰減速率整體上小于回風(fēng)巷道，這是因?yàn)橥咚怪饕e聚在回風(fēng)巷道，當(dāng)瓦斯被引爆后，回風(fēng)巷道附近反應(yīng)更加劇烈，產(chǎn)生的能量更高，沖擊波傳播速度更快，由于沖擊波經(jīng)過拐角處會發(fā)生反射，能量損耗更大，導(dǎo)致膠帶順槽和工作面的沖擊波傳播速度低于回風(fēng)巷道，超壓衰減率相對較小，超壓峰值時間間隔更長。

由圖13 可知，工作面內(nèi)超壓峰值與爆源之間的距離符合指數(shù)函數(shù)關(guān)系Δp=61.369+249.108 e-d/33.43，決定系數(shù)R2=0.933，超壓峰值到達(dá)時間與爆源之間的距離符合線性函數(shù)關(guān)系Δt=2.241d-7.959，決定系數(shù)R2=0.976，擬合程度均良好。

圖13 工作面瓦斯爆炸傳播規(guī)律Fig.13 Gas explosion propagation law of working face

工作面內(nèi)，瓦斯爆炸超壓峰值從垂直距離爆源0 m 處的370.103 kPa 降至285.0 m 處的73.104 kPa，共需644.40 ms。隨著沖擊波的傳播，前50.0 m 工作面超壓峰值衰減率較大，甚至在距離爆源17.5 m 處超壓峰值異常增大（異常點(diǎn)1）；在工作面距離爆源285.0 m 處，同樣出現(xiàn)了瓦斯爆炸超壓大幅升高的現(xiàn)象（異常點(diǎn)2），而超壓峰值時間間隔卻逐漸延長。究其原因，是在拐角處，瓦斯爆炸超壓擾動空氣流動形成湍流，沖擊波經(jīng)壁面反射疊加，反射波的能量高于沖擊波傳播損耗的能量，造成超壓峰值不降反升。因此，礦井瓦斯爆炸防治需要特別注意具有明顯角度變化的巷道。

由圖14 可知，進(jìn)風(fēng)順槽內(nèi)超壓峰值與爆源之間的距離符合指數(shù)函數(shù)關(guān)系Δp=42.697+50.262 e-d/4.955，決定系數(shù)R2=0.987，超壓峰值到達(dá)時間與爆源之間的距離符合線性函數(shù)關(guān)系Δt=2.230d+650.807，決定系數(shù)R2=0.999，擬合度均良好。

圖14 進(jìn)風(fēng)順槽瓦斯爆炸傳播規(guī)律Fig.14 Gas explosion propagation law in the inlet channel

因?yàn)楣战菂^(qū)域的沖擊波反射疊加作用，傳播至進(jìn)風(fēng)順槽的超壓峰值明顯增大，從水平距離爆源2.5 m 處的73.104 kPa 降至50.0 m 處的47.495 kPa，共需105.00 ms。瓦斯爆炸超壓峰值在761.50 ms 時異常增大，但超壓峰值時間間隔由25.00 ms 縮短為20.00 ms。究其原因，是沖擊波由工作面向進(jìn)風(fēng)順槽傳播經(jīng)過90 度拐角時，沖擊波發(fā)生反射，隨后在50.0 m 處反射波追上前驅(qū)沖擊波，造成超壓峰值增大（異常點(diǎn)3）。

3.1.2 巷道分叉對瓦斯爆炸超壓影響分析

為了更好地研究巷道分叉對瓦斯爆炸沖擊波的影響，并分析工作面和進(jìn)風(fēng)順槽內(nèi)異常點(diǎn)1～3 的形成原因，圖15～16 給出了膠帶順槽和工作面距離原點(diǎn)50.0 m 范圍內(nèi)瓦斯爆炸超壓峰值和超壓峰值時間的對比，圖17 給出了35.00、145.00 和700.00 ms 時在不同拐角處的瓦斯爆炸超壓矢量圖。

圖15 爆炸超壓峰值對比Fig.15 Comparison of gas explosion overpressure peaks

由圖15～16 可知，距巷道分叉口50.0 m 范圍內(nèi)，膠帶順槽內(nèi)瓦斯爆炸超壓峰值整體大于工作面，第1 個拐角中心處的超壓峰值為370.103 kPa，當(dāng)超壓峰值由第1 個拐角點(diǎn)向膠帶順槽內(nèi)傳播時，距離巷道分叉口7.5 m 處，超壓峰值降至273.899 kPa，超壓衰減率為25.99%，向工作面?zhèn)鞑r，距離巷道分叉口7.5 m 處，超壓峰值降至218.233 kPa，超壓衰減率為41.03%。因此，與爆源拐角相連的工作面內(nèi)的超壓衰減率明顯大于與爆源直接連通的膠帶順槽，瓦斯爆炸時與分叉巷道相比，與爆源直接連通的巷道更具危險(xiǎn)性。

瓦斯爆炸35.30 ms 時，距巷道分叉口17.5 m 處（異常點(diǎn)1），工作面瓦斯爆炸超壓峰值上升至227.886 kPa，與距巷道分叉口7.5 m 處超壓峰值相比，增幅為4.42%，膠帶順槽內(nèi)達(dá)到超壓峰值220.372 kPa 所需時間為40.40 ms。究其原因，是在35.00 ms 時，工作面在該處附近形成湍流（見圖17(a)），湍流的形成造成空氣流動紊亂，加速了沖擊波的傳播。這也解釋了圖16 中相同距離處工作面的超壓峰值到達(dá)時間比膠帶順槽短的原因；由于沖擊波在拐角處經(jīng)過反射重疊，反而使得工作面瓦斯爆炸超壓峰值有所上升，這也是圖15 中出現(xiàn)拐點(diǎn)的原因。

圖16 爆炸超壓峰值到達(dá)時間對比Fig.16 Comparison of overpressure peak arrival time of gas explosion

圖17 瓦斯爆炸超壓矢量圖Fig.17 Vector diagrams of gas explosion overpressure

分析圖17 可知，在瓦斯爆炸傳播初期，爆炸沖擊波鋒面最先經(jīng)過工作面右側(cè)，如圖10(a)所示，由于存在拐角，所以爆炸沖擊波在工作面右側(cè)擾動空氣流動，此時該處最先出現(xiàn)湍流區(qū)，此后，爆炸沖擊波鋒面逐漸向工作面和膠帶順槽傳播，而工作面左側(cè)和膠帶順槽之間也存在拐角，因此湍流區(qū)逐漸由工作面右側(cè)向左側(cè)移動。這說明隨著瓦斯爆炸沖擊波傳播，湍流區(qū)并不是一成不變的，但是湍流區(qū)主要在分岔口附近形成；瓦斯爆炸700.00 ms 時（見圖13），瓦斯爆炸沖擊波由工作面?zhèn)鞑ブ吝M(jìn)風(fēng)順槽時，超壓峰值有所上升（異常點(diǎn)2），這是因?yàn)闆_擊波經(jīng)壁面反射疊加，在第2 個拐角處產(chǎn)生湍流區(qū)，使該處超壓峰值由50.597 kPa 上升至73.104 kPa，超壓增長率為44.48%；在湍流擾動以及壁面反射的雙重作用下，反射波與前驅(qū)沖擊波重疊，反射波能量大于沿程損耗的能量，造成異常點(diǎn)3 的超壓峰值增大。

3.2 瓦斯爆炸火焰?zhèn)鞑ヌ匦苑治?/h3>

通過分析瓦斯爆炸溫度變化云圖對瓦斯爆炸火焰?zhèn)鞑ミ^程進(jìn)行分析。圖18 給出了Y 型通風(fēng)采煤工作面瓦斯爆炸火焰溫度隨時間的變化云圖。

圖18 火焰的溫度云圖Fig.18 Contours of flame temperature variation

由圖18 可知，在受限空間平直巷道內(nèi)，瓦斯爆炸火焰?zhèn)鞑ブ饕?jīng)過如下4 個階段。

第1 階段，球形自由擴(kuò)散階段。瓦斯爆炸8.00 ms 時，火源開始向周圍的可燃?xì)怏w快速傳播，火焰以球形形狀燃燒并向周圍環(huán)境自由擴(kuò)散，已經(jīng)燃燒的氣體會釋放出大量的熱量，周圍未燃燒的氣體在高溫作用下也會向周圍環(huán)境自由擴(kuò)散。

第2 階段，蘑菇狀加速傳播階段。瓦斯爆炸11.00 ms 時，火焰在壁面處回彈，壁面兩端火焰?zhèn)鞑ハ鄬χ胁枯^快，隨后壁面限制火焰?zhèn)鞑?，火焰呈蘑菇狀?0.00 ms 時，火焰碰撞壁面回彈形成湍流，火焰陣面被拉伸，兩側(cè)火焰?zhèn)鞑ゼ涌?，火焰陣面逐漸形成一個平面。

第3 階段，郁金香形扭曲傳播階段。瓦斯爆炸85.00 ms 時，由于湍流作用，兩側(cè)火焰?zhèn)鞑ニ俣雀哂谙锏乐胁?，火焰前鋒發(fā)生反轉(zhuǎn)，火焰陣面向內(nèi)凹陷，形成典型的郁金香形火焰。

第4 階段，火焰退散階段。瓦斯爆炸2 008.00 ms 時，回風(fēng)順槽內(nèi)火焰基本熄滅，12 078.00 ms 時，膠帶順槽內(nèi)火焰基本熄滅。

由上述討論可知，無角度變化的平直巷道內(nèi)，火焰從傳播至最遠(yuǎn)距離處開始消散，而存在角度變化的工作面內(nèi)火焰?zhèn)鞑ヒ?guī)律明顯不同。瓦斯爆炸11.00 ms 時，火焰順著工作面右端逐漸向工作面內(nèi)蔓延，工作面左側(cè)短暫形成一個安全區(qū)，并無火焰進(jìn)入；11.00～85.00 ms，火焰逐漸進(jìn)入工作面左側(cè)，在工作面內(nèi)整體向前延伸，但右側(cè)火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x整體大于左側(cè)火焰?zhèn)鞑ゾ嚯x，火焰整體呈坡狀，且工作面火焰?zhèn)鞑ブ烈欢ň嚯x處開始呈消散趨勢；約2 008.00 ms，工作面火焰沿著工作面繼續(xù)向前傳播；12 078.00 ms時，膠帶順槽和回風(fēng)順槽內(nèi)火焰基本都已熄滅，但是工作面火焰繼續(xù)向前傳播，且隨著時間推移，工作面火焰從火焰進(jìn)口處開始熄滅。

4 結(jié) 論

(1) 爆炸超壓的模擬值與實(shí)驗(yàn)值之間的相對誤差最大為11.3%，最小僅為1.7%，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度較高，構(gòu)建的數(shù)學(xué)模型可靠。通過對模擬關(guān)鍵參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，確定了合理的網(wǎng)格尺寸、迭代步長和點(diǎn)火溫度分別為0.4 m、0.10 ms 和1 800 K。

(2) 瓦斯爆炸后，回風(fēng)巷道超壓峰值明顯高于膠帶順槽和工作面，究其原因，是瓦斯爆炸區(qū)內(nèi)存在分叉巷道，且分叉巷道具有分壓作用。研究得到Y(jié) 型通風(fēng)進(jìn)風(fēng)順槽、膠帶順槽、回風(fēng)巷道和工作面的瓦斯爆炸超壓峰值與爆源之間的距離符合指數(shù)函數(shù)關(guān)系，到達(dá)超壓峰值所需時間與爆源之間的距離符合線性函數(shù)關(guān)系。

(3) 通過巷道分叉對瓦斯爆炸超壓影響分析，距巷道分叉口7.5 m 處，工作面超壓衰減率為41.03%，膠帶順槽超壓衰減率為25.99%。距巷道分叉口50.0 m 范圍內(nèi)，膠帶順槽內(nèi)瓦斯爆炸超壓峰值整體大于工作面，發(fā)生爆炸時膠帶順槽內(nèi)更危險(xiǎn)。

(4) 湍流區(qū)在分叉處的出口附近形成，且由工作面右側(cè)向左側(cè)移動。在湍流擾動以及巷道壁面反射的雙重作用下，巷道分叉處會出現(xiàn)超壓峰值異常增大現(xiàn)象。

(5) 瓦斯爆炸火焰?zhèn)鞑ソ?jīng)過球形自由擴(kuò)散、蘑菇狀加速傳播、郁金香形扭曲傳播和火焰退散4 個階段。回風(fēng)巷道火焰消散時間最短，膠帶順槽火焰消散時間次之，工作面火焰消散時間最長；膠帶順槽和回風(fēng)巷道火焰消散方向與瓦斯爆炸初期火焰?zhèn)鞑シ较蛳喾矗ぷ髅婊鹧嫦⒎较蚺c瓦斯爆炸初期火焰?zhèn)鞑シ较蛞恢隆?/p>