0 引 言
我国煤矿地质条件复杂，绝大多数为地下开采，在开采过程中均不同程度地遭受瓦斯、煤尘、火灾、水患和顶板灾害的威胁。随着煤矿开采逐年向深部延深，瓦斯涌出量急剧增加，且矿井结构更加复杂，瓦斯灾害事故时有发生，不仅严重破坏矿井设备，限制矿井的生产能力，更威胁着矿工的生命安全，给社会带来不稳定因素[1-5]。
国内外学者对冲击波的形成过程和传播规律进行了大量的理论和试验研究。早在19世纪70年代，ABEL[6]在管道内首次发现了超压的变化规律。ZHU等[7]系统地研究了管道拐弯和分叉结构中的火焰加速机理AJRASH等[8]建立了大型爆轰圆柱形水平管道，对甲烷的爆燃波传播特性进行了分析。文献[9-10]在管道内研究设置不同数量及壁面间距比下的障碍物对爆炸冲击波传播规律的影响，结果得出障碍物会导致湍流程度的加剧，从而导致超压增大、火焰加速传播。翟成等[11-12]较为全面地研究了异常管路对甲烷爆炸传播特性的影响，阐明了拐弯和分叉会增强甲烷爆炸的超压和火焰速度，并且冲击波对拐弯和分岔处管壁的破坏特别大。SULAIMAN[13]利用FLACS数值模拟软件，发现了90°拐弯结构的存在会使得火焰速度增加2倍左右。贾智伟等[14-15]研究管道内充填不同体积的瓦斯对拐弯及分岔结构管道冲击波传播规律的影响，得出管道超压衰减系数与拐弯分岔角度之间的关系。李重情[16]建立大型圆管瓦斯爆炸试验系统，模拟井下发生瓦斯爆炸时，空腔组合的直径、长度及对冲击波峰值超压及火焰的衰减效果影响。祝钊[17]以涡耗散模型为燃烧模型，模拟研究管道结构及直径变化对瓦斯爆炸流场变化特征影响。文献[18-19]采用不同数值模拟的方法研究了管道内甲烷-空气预混气体爆炸时冲击波超压传播规律及火焰传播过程。
以上学者的大多数成果主要是研究爆燃波在简单结构管道内的爆炸超压、火焰传播速度及爆炸流场变化特征，进而模拟分析煤矿巷道内瓦斯爆炸冲击波的传播过程。然而，面对日渐复杂的井巷开拓，纵横交错的巷网结构会使得冲击波的传播规律更加复杂，仅考虑冲击波在拐弯、分岔等简单巷道内的传播过程是不足的。为此，笔者建立了复杂的角联管网系统开展甲烷爆炸试验，对体积分数为9.5%的甲烷-空气预混气体爆炸产生的爆燃波在并联及角联分支中的超压衰减规律和火焰传播特性进行了试验研究，并结合数值模拟进行了压力及火焰传播过程的验证分析，以期发现角联管网内甲烷爆炸后爆燃波的传播规律，研究结论可为煤矿井下瓦斯爆炸的防控和救灾提供理论支持。
1 角联管网内甲烷爆燃传播试验研究
1.1 管网试验装置及测点布置
爆炸试验装置如图1所示，该系统主要由爆炸管网系统、点火系统、配气系统、高频数据采集系统等组成。爆炸管网系统由长度为12.5 m的瓦斯填充区域和角联空气传播区域组成，爆炸管道内径为180 mm，点火端闭口、另一端开口，并在起爆室末端的2个法兰盘中间放置塑料薄膜进行密封。点火系统是通过点火装置控制管道前端法兰盘中间的点火电极，采用36 V直流电产生的电火花进行点火。配气系统中的真空泵是把起爆室抽成真空状态，根据道尔顿分压定律计算出试验所需的甲烷浓度，利用精密的真空压力表准确控制甲烷和空气进入量，再用循环泵对气体进行不少于20 min的循环，以保证甲烷和空气充分混合均匀。
图1 试验系统
Fig.1 Schematic of experimental apparatus
空压机是在每次试验后，对爆炸管网系统进行不少于30 min的高压通风换气，排出管道内残留的废气。高频数据采集系统包括压力和火焰传感器、数据采集器和工作机。其中压力传感器型号为CYG1401，量程为0～3 MPa，精确度0.5% FS，火焰传感器为光电式，型号为CKG100，响应光谱为 340～980 nm，响应时间约为4.5 ms。采集的信号通过32路动态数据采集器传输到工作机。
角联试验管网系统如图2a所示，传感器测点布置如图2b所示。在管网中，沿各测点的管道中心线布置1组传感器，共布置13组，编号分别为T1，T2……T13，每组包括1个压力传感器和1个火焰传感器(OABDE和OACDE段为并联分支，BC段为角联分支)，各个测点到爆炸源的距离见表1。
图2 试验角联管网及测点位置
Fig.2 Diagonal structure pipe network and transducers layout
表1 各测点到爆炸源的距离
Table 1 Distance of each measured points from the explosion source
测点T1T2T3T4T5T6T7T8T9T10T11T12T13距离/m12.713141416.216.21716.216.2171720.522
1.2 管网内爆燃波超压峰值
角联管网内并联分支爆燃波的传播特性如图3所示。在试验过程中，当爆燃波经过T1测点时，超压峰值约为1.083 MPa，到第1个分岔口A点处，超压减少为0.972 MPa。在通过A点后，由于爆燃波向前传播时能量的损耗以及钢管壁面散热等因素，超压峰值在2个并联分支中继续下降，试验值分别从T3、T4测点的0.845 MPa和0.831 MPa下降到T12测点的0.072 MPa，T13测点更无超压信号。结果得出，并联分支中，随着远离爆炸源距离的增加，超压峰值基本呈逐渐减小的趋势，并且超压峰值y随传播距离x符合方程：y=0.004x2-0.241x+3.527。
图3 并联分支内各测点的超压峰值
Fig.3 Peakoverpressure at different points inparallel branch
试验过程中T5、T6测点最大爆炸超压分别为0.651、0.648 MPa，相比爆燃波传播相同距离的T8、T9测点，增幅分别为17.1%、9.6%。
随着爆燃波传播距离增大，在T7处爆炸超压不仅没有出现衰减，反而增大到0.769 MPa，相比T8测点增幅达到了38.3%，这主要是由于角联分支中出现了相向的爆燃波，当方向相反的爆燃波在角联分支中相遇时，使得爆炸波叠加，造成压力上升。爆燃波沿着并联分支传播时，随着远离爆炸源距离的增大，最大爆炸超压逐渐减小，而当压力波传播进入角联分支时，最大爆炸超压不但没有出现衰减，反而继续增强。这是由于管道分岔，在角联分支处产生了压力波的反射，使得爆炸流场发生了明显的湍流，释放了更多的燃烧热量，使得最大爆炸超压有着显著的增大，同时受几何因素的影响，造成角联分支易受不同路线超压的反复作用，在相向爆燃波的作用下，管道中间位置形成高压区，破坏力增强。
1.3 管网内爆炸焰面传播
试验过程中，通过火焰传感器测得试验所需的光信号。该火焰传感器利用快速响应的光电管作为敏感元件，在受到可见光照射后即产生光电效应，将光信号转换成电信号输出，通过数据采集，能准确测量火焰有、无及火焰到达时间。通过试验采集到各传感器测点的光信号如图4a所示，各测点光信号的强度沿距离分布如图4b所示。
图4 各火焰传感器采集的火焰信号
Fig.4 Flame signal of each flame sensor
由图4可以明显看出，爆炸火焰在向远离爆源传播的过程中，衰减较明显，T5和T6测点的火焰信号很微弱，角联分支中T7测点无光信号的存在。这说明火焰波的传播主要沿着并联分支，按直线的方向往下传播，只有很少一部分传播进入角联分支。故在角联管网内，不考虑火焰波沿角联分支中传播。试验采集光信号强度在破膜后的T1测点达到最大值，在T2测点处大幅度降低，进入角联管网后T3测点火焰强度突然增大，这是由于分叉以及拐弯对气体造成扰动使得火焰面增大，火焰强度加强。然后随着传播距离的增大，光信号强度衰减较为明显，在T10和T11测点处光信号十分微弱，而T12测点处无光信号的产生，说明火焰信号在T11和T12测点之间消失，鉴于2个测点之间的距离为2.5 m，取2个测点间的平均值为火焰熄灭位置，故而火焰在试验过程中传播的最大距离为18.75 m。
1.4 管网内爆燃波焰面传播速度
2个并联分支测点上焰面到达的时间如图5所示。随着与爆炸源距离的增加，火焰到达时间随传播距离增加而逐渐增大。T3、T8、T10测点分别和T4、T9、T11测点的火焰到达时间非常接近，说明管网中2个并联分支焰面传播速度相差不大。
图5 各测点的焰面达到时间
Fig.5 Flame arrival time at different points
故而选取并联分支(O-A-B-D-E)的测点(T1、T2、T3、T8、T10)计算焰面传播速度，焰面传播速度为
(3)
式中：xn为第n+1个火焰传感器与n个火焰传感器之间的距离；tn+1为第n+1个火焰前端到达火焰传感器的时刻；tn为第n个火焰前端到达火焰传感器的时刻。
焰面传播速度分布规律如图6所示。可以看出在并联分支中，瓦斯发生爆炸后，焰面传播速度呈逐渐下降的趋势。预混气体被点燃爆炸后，爆燃波冲破薄膜，在破膜后焰面传播速度取得最大值312.85 m/s，这是由于爆炸初期，爆燃波在直管中向前传播时，越来越多的可燃气体加入爆炸，在高温高压冲击气流的作用下，火焰加速明显。随着进入角联管网，焰面传播速度明显降低到了67.07 m/s，这是由于爆燃波传播到了管网T型分岔口处，冲击气流与管壁发生剧烈碰撞，造成能量大量损失，同时爆燃波向两侧并联分支传播，造成其传播过程经历面积突然扩大，导致焰面传播速度降低[20]。由于可燃气体的消耗以及管道散热等作用，焰面速度不断降低，试验过程中，在18.75 m处焰面传播速度已经降低为0。
图6 各测点的焰面传播速度
Fig.6 Flame propagation speed at different points
1.5 管网内爆燃波火焰持续时间
火焰持续时间可以用测点光信号的消失时刻与起始上升时刻之间的时间差来度量[21]，根据该方法在试验中获得2个并联分支的火焰持续时间如图7所示。在爆燃波进入管网前，火焰持续时间会有一个短暂的增大过程，随后沿着并联分支不断减小直至消失。预混气体爆炸后，火焰在超压的推动下加速前进，进入角联管网前，由于在分岔口冲击气流被分割向并联分支两侧传播，造成火焰面不断膨胀及拉伸，从而发生弯曲和褶皱，使得火焰面积急剧增大，火焰持续时间变长。随后爆燃波在向前传播过程中高温气体会不断与管壁进行热交换，造成能量不断损耗，使得火焰持续时间逐渐变短。同时，由于靠近火焰端的产物迅速冷却，爆炸超压降低，产生了一个与火焰方向一致的稀疏波向前传播，这样造成了压力最大值前方的火焰向前加速运动，而压力最大值后方火焰减速运动甚至向后运动，使得火焰持续时间增大，然而火焰持续时间增大速度小于下降的速度，导致总体上火焰持续时间呈下降趋势，并且降低的速率较慢[22]。
图7 各测点的火焰持续时间
Fig.7 Flame sustaining timeat different points
2 角联管网内甲烷爆燃传播特征数值模拟
2.1 数值模型及初始条件
矿井瓦斯爆炸是典型的湍流爆炸过程，使用Fluent软件对爆炸源和气体扩散过程进行模拟求解，能有效预测气体的流动及燃烧爆炸过程。通过ANSYS ICEM建立二维角联管网模型(图8)，其中瓦斯填充区的长度12.5 m，甲烷体积分数为9.5%，其他区域为角联空气传播区，并采用10 mm的网格划分角联管网模型。
图8 角联管网模型及网格划分
Fig.8 Diagonal structure pipe network model and meshing generation
角联管网数值模型内初始参数：点火温度为2 000 K，其他区域初始温度为300 K，初始压力为一个大气压强；设置瓦斯爆炸传播过程为绝热条件下的理想气体受热膨胀，瓦斯爆炸过程为单步可逆过程，并且瓦斯的质量分数为5.3%，氧气的质量分数为22.8%。边界条件：管网壁面之间没有热交换并且点火端及管网壁面为刚体，开口端设置为压力出口，湍流模型采用k-ε，化学反应速率模型采用涡耗散模型[23]，在算法上采用有限容积法。所建模型的监测点位置与试验测点位置一一对应，分别为(12.7，0)，(13，0)，(14，1)，(14，-1)，(16，0.8)，(16，-0.8)，(16，0)，(16.2，1)，(16.2，-1)，(17，1)，(17，-1)，(20.5，0)，(22，0)，并对预混气体爆炸过程中超压、温度、气流速度等参数进行监测。
2.2 管网内超压传播数值模拟分析
数值模拟得到的爆燃波压力分布如图9所示，瓦斯被点燃后热量不断释放，爆燃波逐渐向前传播，到达T1测点时超压为1.47 MPa；当0.15 s时到第1个分岔口A点处，压力波与壁面强烈碰撞并发生明显的反射作用，同时由于管道面积突然扩大，T型分岔处产生明显湍流，造成燃烧速度增大，并且对壁面造成强烈的破坏作用，此时T2测点超压峰值衰减到1.39 MPa，降低了5.4%；随后爆燃波沿着两并联分支继续向前传播，0.18 s传播分岔口B点时，在分岔口处发生湍流，产生了大大小小的涡团，增大了湍流度，这时压力波一部分沿着并联分支继续向前传播，另一部分进入角联分支，超压峰值继续衰减到0.81 MPa；0.20 s爆燃波在角联分支中间部分相遇，超压叠加产生局部高压区域，超压明显升高到1.09 MPa。0.32 s时，受到能量的消耗，膨胀波、管道热交换等因素的影响，爆燃波在管道内不断衰减，在管道出口处内经多次反射后逐渐发展为平面波[24]，超压大幅度衰减到0.13 MPa。
图9 角联管网瓦斯爆炸爆燃波超压演化
Fig.9 Pressure distribution of deflagration wave in gas explosion of diagonal structure pipe network
2.3 管网内火焰传播数值模拟分析
角联管网内瓦斯爆炸在某一时刻的火焰传播温度分布如图10所示。从图中可以看出，并联分支各时刻数值模拟得出的温度峰值保持在1 900～2 360 K。瓦斯被点燃爆炸后，在点火源附近产生高温区域，火焰锋面在初始阶段呈球形状态，并以此为中心迅速向周围传播，使得填充区域内越来越多的预混气体被点燃，气体温度迅速升高，火焰阵面逐渐向开口端传播，火焰区域呈逐渐增大的趋势；焰面到达时间为0.16 s时，火焰传播进入角联管网，在分岔口处产生了不规则的涡团，随着气流沿壁面向并联分支两侧传播；随后火焰主要沿着并联分支两侧继续向前传播，角联分支中部温度没有明显的上升，说明角联分支内不受火焰的波及，与之前没有火焰进入角联分支的试验结果实现了很好的吻合。到0.35 s时管网开口端温度没有变化，说明此时火焰已经不再向前传播，故而模拟过程中火焰传播的最大距离为21.25 m。可以看出，数值模拟和试验结果之间出现的差异是由于试验条件所导致，但是试验值和模拟值具有的变化趋势基本吻合，因此可以得出数值模拟结果是可靠的。
图10 角联管网瓦斯爆炸火焰温度场分布
Fig.10 Distribution of temperature fieldof gas explosion flame in diagonal structure pipe network
3 结 论
1)角联管网内瓦斯被点燃后，在并联分支中，随着爆燃波传播距离的增加，超压峰值呈逐渐减小的变化趋势；焰面传播速度随传播距离的增大呈逐渐减小的变化趋势，而火焰持续时间呈先增大再减小的变化趋势。
2)角联管网内火焰主要沿着两个并联分支向前传播，在管网分岔口处爆燃波产生明显的湍流现象，使得燃烧速率升高，火焰持续时间增大，对管网破坏严重，在试验中火焰的最大传播距离为18.75 m，而数值模拟的传播距离为21.25 m。
3)由于两并联分支中的压力波同时向角联分支传播，形成压力波叠加，在角联分支中部形成高压区，对这一区域产生较强的破坏力，同时角联分支处，火焰信号很微弱，产生的温度较低，因此角联分支内产生的高温火焰破坏较轻。
4)角联管网内瓦斯被点燃后，爆燃波传播过程中超压峰值和焰面传播速度的模拟计算结果验证了试验测量结果的可靠性，它们之间具有相同的变化趋势。
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