瓦斯爆炸沖擊波作用下防爆門應(yīng)力分布及動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性研究

馬尚禎，溫小萍

（1.河南能源化工集團(tuán)鶴煤公司 陜西富源煤業(yè)有限公司，陜西 延安 727502；2.河南理工大學(xué) 機(jī)械與動(dòng)力工程學(xué)院，河南 焦作 454000）

0 引 言

煤礦風(fēng)井防爆門是一種可防止瓦斯、煤塵爆炸時(shí)毀壞主要通風(fēng)機(jī)的安全設(shè)備，且在主要通風(fēng)機(jī)停運(yùn)時(shí)可以打開，起到防止井下硐室和主要回風(fēng)巷道瓦斯積聚的作用［1-4］。當(dāng)瓦斯爆炸發(fā)生時(shí)，防爆門在強(qiáng)大爆炸沖擊壓力波作用下，容易發(fā)生變形甚至損壞而無法關(guān)閉，致使反風(fēng)時(shí)風(fēng)流短路，井下有毒氣體排出困難，影響井下救援工作［5］。針對(duì)該問題，國內(nèi)外已有學(xué)者對(duì)防爆門的密封結(jié)構(gòu)、冬季易結(jié)冰、備用防爆門快速復(fù)位及鎖扣等問題進(jìn)行了相關(guān)研究［6-8］，但考慮實(shí)際爆炸沖擊波作用下的防爆門動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程進(jìn)行分析仍然較少，與此同時(shí)，通過數(shù)值模擬分析防爆門強(qiáng)度及結(jié)構(gòu)優(yōu)化也不常見［9-12］。因此，針對(duì)某煤礦風(fēng)井進(jìn)行防爆門結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的基礎(chǔ)上，利用FLUENT軟件對(duì)瓦斯爆炸沖擊波壓力作用下防爆門動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程進(jìn)行數(shù)值模擬，得出瓦斯爆炸沖擊波在不同時(shí)刻作用于防爆門上的壓力分布及其運(yùn)動(dòng)規(guī)律，同時(shí)運(yùn)用ANSYS軟件對(duì)防爆門進(jìn)行動(dòng)態(tài)受力分析，在此基礎(chǔ)上，對(duì)防爆門現(xiàn)有結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化和強(qiáng)度校核。

1 防爆門結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

目前，煤礦風(fēng)井防爆門結(jié)構(gòu)形式主要有傘式、花瓣式、蝴蝶式等［13］。在礦井災(zāi)變時(shí)期，瓦斯爆炸或瓦斯與煤塵復(fù)合爆炸當(dāng)量不可估計(jì)，因此防爆門抗沖擊強(qiáng)度無法準(zhǔn)確確定，容易導(dǎo)致在受到爆炸沖擊作用時(shí)壓力在防爆門中心底部積聚，致使防爆門變形破壞。本文設(shè)計(jì)的風(fēng)井防爆門為雙開式結(jié)構(gòu)，兩扇門可以繞各自轉(zhuǎn)動(dòng)軸自由轉(zhuǎn)動(dòng)，轉(zhuǎn)動(dòng)角度為0～90°，其作用是在風(fēng)井需要密封時(shí)，雙開式防爆門將井口封蓋，當(dāng)瓦斯發(fā)生二次爆炸或多次爆炸時(shí)，防爆門能自動(dòng)開啟，并在爆炸過后自動(dòng)復(fù)位。

雙開式防爆門結(jié)構(gòu)如圖1所示。風(fēng)井直徑為4.8 m，方形密封池為7.5 m×7.5 m×4.1 m；單扇防爆門為2.735 m×5.2 m，厚度3 mm，門框?yàn)?0角鋼，單扇防爆門質(zhì)量為480 kg，配重質(zhì)量為775 kg。為了簡(jiǎn)化井筒示意圖，配重在圖1中未畫出，但在防爆門運(yùn)動(dòng)計(jì)算過程中加以考慮。

圖1 防爆門總體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig.1 Overall structure design of explosion-proof door

2 防爆門動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性

為了分析防爆門在瓦斯爆炸沖擊波作用下的安全可靠性，采用FLUENT軟件對(duì)瓦斯爆炸壓力場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得出防爆門上的壓力分布及防爆門運(yùn)動(dòng)情況。

防爆門物理模型是根據(jù)實(shí)際防爆門尺寸按照1∶1建立，為提高計(jì)算精度，靠近壁面處的計(jì)算網(wǎng)格進(jìn)行局部加密［14-15］，如圖2所示。圖2中ac和bc為雙開式防爆門，分別設(shè)為可繞a點(diǎn)和b點(diǎn)轉(zhuǎn)動(dòng)的剛體，其余均為固定壁面。防爆門轉(zhuǎn)動(dòng)角加速度根據(jù)牛頓第二定律確定，即與所受壓力和重力（包括活動(dòng)門和配重）的力矩代數(shù)和成正比。井筒和方形密封池充滿化學(xué)當(dāng)量比的CH4和空氣預(yù)混氣體。初始時(shí)刻，在井筒底部利用局部高溫（2 400℃）方法點(diǎn)火引爆。流動(dòng)為非穩(wěn)態(tài)湍流流動(dòng)，湍流模型采用k-ε湍流方程，壁面采用標(biāo)準(zhǔn)壁面函數(shù)，燃燒反應(yīng)采用適用于湍流燃燒的EBU渦擴(kuò)散模型，并采用收斂較好的PISO算法進(jìn)行迭代求解，時(shí)間步長設(shè)為1×10-5s。模擬獲得混合氣體最大爆炸壓力為782 kPa，爆炸沖擊波傳播計(jì)算時(shí)間為100 ms。

圖2 煤礦風(fēng)井防爆門物理模型及計(jì)算網(wǎng)格Fig.2 Physical model and computational grid of explosion-proof door of coal mine air shaft

爆炸沖擊波到達(dá)活動(dòng)門的初始?jí)毫^小，由于氣流受阻而使壓力升高。在點(diǎn)火后24 ms時(shí)刻，活動(dòng)門壓力分布最高僅為26 kPa。圖3（a），（b），（c），（d）分別為爆炸沖擊波作用下防爆門開啟至5°，25°，45°，90°時(shí)的壓力場(chǎng)?？梢钥闯?，防爆門開啟初期，由于防爆門開啟角度小，泄爆口較小，使氣流積聚，壓力持續(xù)升高，防爆門所受的最高壓力由26 kPa上升至782 k Pa，活動(dòng)門上平均壓力由23 k Pa上升至467 k Pa。當(dāng)防爆門開啟角度增大時(shí)，所積聚壓力得到足夠釋放，壓力開始逐漸下降。

圖3 不同角度時(shí)防爆門的壓力場(chǎng)Fig.3 Dynamic opening process of explosion-proof door at different angles

圖4（a），（b），（c），（d）顯示了防爆門角度分別為5°，25°，45°，90°時(shí)防爆門下方的壓力分布。當(dāng)開啟角度為25°時(shí)，防爆門上壓力分布不均勻，靠近轉(zhuǎn)動(dòng)軸位置的壓力最高，泄爆口附近壓力最低，說明防爆門泄爆作用十分顯著，但由于泄爆口較小，使防爆門上的最高壓力仍然較高。當(dāng)開啟角度為90°時(shí)，防爆門上的壓力較為均勻，已下降至220 k Pa左右?？梢钥闯?，由于沖擊波的初始?jí)毫^小，防爆門在剛開啟時(shí)角加速度較小，開啟速度較慢，之后角加速度隨之增大，開啟速度增加較快。因此在滿足材料強(qiáng)度前提下，應(yīng)盡可能減小活動(dòng)門及配重的質(zhì)量，從而提高防爆門開啟速度，這樣可以防止壓力過高。

圖4 不同角度時(shí)防爆門下方的壓力分布Fig.4 Pressure distributions under explosion-roof door with different angles

3 防爆門強(qiáng)度分析

采用ANSYS（9.0版本）結(jié)構(gòu)分析軟件，對(duì)單扇活動(dòng)門在動(dòng)態(tài)非線性壓力作用下的應(yīng)力及變形進(jìn)行分析計(jì)算，并通過校核材料強(qiáng)度，判斷變形類型屬于彈性變形還是塑性變形，從而檢驗(yàn)活動(dòng)門的安全可靠性。

單扇防爆門尺寸為2.735 m×5.2 m，門框?yàn)?0角鋼，門框中間部分為米字型布置，門框與門板焊接，門板厚度3 mm，防爆門局部結(jié)構(gòu)如圖5所示。在應(yīng)力分析過程中，門框選用Beam188梁結(jié)構(gòu)，防爆門和門框50角鋼局部如圖6所示。門板選用Shell6+3薄板結(jié)構(gòu)。定義防爆門彈性模量2.06×1011Pa，泊松比0.3，密度7 800 kg／m3。施加運(yùn)動(dòng)自由度約束條件：左門框（軸承附件）進(jìn)行自由度約束，Ux＝Uy＝Uz＝Rx＝Rz＝0，僅保留y方向的轉(zhuǎn)動(dòng)自由度。施加載荷包括壓力載荷和重力載荷，其中壓力是隨時(shí)間變化的非線性動(dòng)態(tài)載荷，如表1所示。在應(yīng)力計(jì)算中，將流場(chǎng)計(jì)算中的24 ms時(shí)刻作為初始時(shí)刻，建立活動(dòng)門上所受平均壓力與時(shí)間的變化關(guān)系。與最高壓力相比，平均壓力更能反映對(duì)活動(dòng)門整體的沖擊作用。選擇大位移瞬態(tài)求解器進(jìn)行迭代求解。求解控制時(shí)間與防爆門總開啟時(shí)間對(duì)應(yīng)，總時(shí)間為0.03 s，時(shí)間步長為0.001 s，每一時(shí)間步的載荷與壓力分析結(jié)果對(duì)應(yīng)。

圖5 單扇防爆門幾何模型Fig.5 Geometric model of single explosion-proof door

圖6 防爆門局部結(jié)構(gòu)Fig.6 Local structure of explosion-proof door

表1 不同時(shí)刻防爆門所受的壓力Tab.1 The pressures on the explosion-proof door at different time

圖7為防爆門的應(yīng)力分布?？梢钥闯觯畲髴?yīng)力為230 MPa，接近鋼的許用應(yīng)力245 MPa；最大變形量為38.9 mm，主要為彈性變形。由于防爆門受到?jīng)_擊波強(qiáng)大的扭力作用，因此應(yīng)力集中在防爆門左側(cè)（圖7），主要表現(xiàn)為彎曲應(yīng)力。

圖7 防爆門應(yīng)力分布Fig.7 Stress distribution of explosion-proof door

4 防爆門結(jié)構(gòu)優(yōu)化

單扇門在受力運(yùn)動(dòng)時(shí)除了滿足強(qiáng)度要求之外，還需要滿足剛度要求。這主要是因?yàn)殚T的剛度不夠，會(huì)造成門受力發(fā)生彎曲變形，使門在再次關(guān)閉時(shí)出現(xiàn)問題，所以必須提高防爆門的抗彎強(qiáng)度。從以上受力分析可知，防爆門在沖擊波壓力作用下所受最大應(yīng)力主要集中在左側(cè)，即靠近轉(zhuǎn)動(dòng)軸側(cè)附近，因此可在防爆門左側(cè)加裝兩根加強(qiáng)筋，以進(jìn)一步降低應(yīng)力，提高材料安全性。其幾何結(jié)構(gòu)和優(yōu)化后應(yīng)力分布結(jié)果如圖8所示?？梢钥闯?，結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的最大應(yīng)力下降為189 MPa，低于鋼的許用應(yīng)力245 MPa，最大變形量為32 mm，未發(fā)生塑性變形，說明防爆門結(jié)構(gòu)優(yōu)化方案合理，防爆門整體可靠性符合要求，優(yōu)化后效果較好。

圖8 結(jié)構(gòu)優(yōu)化后防爆門應(yīng)力分布Fig.8 Stress distribution of explosion-proof door after structural optimization

5 結(jié) 論

在防爆門結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)基礎(chǔ)上，利用FLUENT軟件對(duì)瓦斯爆炸流場(chǎng)進(jìn)行數(shù)值模擬，獲得了不同時(shí)刻防爆門上的壓力分布及其動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律。CH4體積分?jǐn)?shù)9.5%，爆炸沖擊波壓力為26 kPa時(shí)防爆門開始打開，當(dāng)防爆門開度為12°時(shí)壓力達(dá)到峰值782 kPa。

將不同時(shí)刻壓力載荷導(dǎo)入ANSYS受力分析軟件，進(jìn)而對(duì)防爆門進(jìn)行動(dòng)態(tài)受力分析，得到了防爆門應(yīng)力分布，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了結(jié)構(gòu)優(yōu)化，材料強(qiáng)度校核結(jié)果顯示優(yōu)化效果較好，結(jié)構(gòu)優(yōu)化后的防爆門整體可靠性符合要求。