瓦斯突出沖擊波對防突風門破壞的數值當煤與瓦斯突出大型或特大型突出時 _,產生強大的沖擊波沖擊防突風門和門垛 _,沖擊波到達防突風門而受阻 _,便形成向巷道反射的沖擊波。防突風門在沖擊波載荷的作用下發生彈塑性變形 _,當材料的應力強度達到屈服極限時 _,風門和門垛就有可能變形或破壞。對于門垛而言 _,首先是在結構的薄弱部位發生裂縫并破壞。沖擊波產生的超壓還可能造成人員的傷亡[11] 。
由于沖擊波對防突風門的瞬時沖擊 _,在沖擊過程中風門和門垛將產生應力和變形。沖擊應立應變場存在著材料非線性、幾何非線性等非線性問題 _,考慮到沖擊應力過程的復雜性 _,為了計算的準確 _,將沖擊應力場看作材料非線性瞬態問題^[12] 。選用彈塑性力學模型 _,用增量理論進行計算 _,并在此基礎上作如下假定。
1) 材料的屈服服從米塞斯 ( Von Mises) 屈服準則;
2) 塑性區內的行為服從塑性流動準則和強化準則。
2. 2 　防突風門的動力載荷
在突出沖擊波反射超壓載荷作用下 _,防突風門和門垛結構材料內部的應變速率與靜態載荷作用時相比相差較大。隨著應變速率的提高 _,材料的力學特性將有不同程度的變化。進行防突風門結構動力學響應分析首先要確定載荷^[13] 。
通過煤與瓦斯突出的災變損害研究可知 _,由于突出產生沖擊波的影響因素較多 _,再加上防突風門以及門垛幾何形狀和材料的不均衡。為了研究防突風門在沖擊波反射超壓得載荷作用下的動力學響應必須對其進行簡化處理。簡化模型即能在一定程度上反映載荷的真實特征 _,同時在工程中又易于應用 _, 綜合考慮提出近似載荷曲線模型為
p( t) = a ·tⁿ + b ·t^{n- 1} + ?+ c ·t + d , (9) 其中 : p( t) 為 t 時刻作用在防突風門上的反射超壓
p ; a, b, c, d 為常數。
根據煤科總院重慶分院防突風門工業模擬試驗資料 ,爆炸產生的爆炸沖擊波波速從 227 m/ s 遞增到 850 m/ s 以上。爆炸沖擊波作用在門上的超壓也隨之增大 ,由 0. 059 MPa 逐步增大到 0. 765 MPa。每次試驗結束后均對 FM 反向防突風門及門垛進行詳細觀測 ,在起爆室充 100 m³ 的瓦斯 ,其濃度配到 8. 20 %時 ,反向防突風門和門垛未發生任何變形破壞 ,完好無損。當在起爆室充 100 m³ 的瓦斯 ,其濃度配到 9. 16 %時 ,下鉸頁座與風筒和門垛毛料石結合處發生微小裂縫。門垛通道路面上的水溝蓋板有十余塊發生錯動。反向防突風門和門垛的其他部位均未發生任何變形。堆放在風道口的柔性風筒也未產生位移和破壞 ,風道內防逆流裝置完好。在起爆室充 100 m³ 的瓦斯 ,其濃度配到 9. 48 %時 ,起爆后測得沖擊波波速大于 960 m/ s ,作用在反向防突風門上的載荷為 0. 909 MPa。經觀測發現門垛下鉸頁座從墻內拉出 ,風道后端的料石被沖垮 ,橫梁懸吊。門垛風道右側的前端上巷道產生約 40 mm 的位移痕跡 ,左側和門垛后端未見位移痕跡。防逆流裝置鐵風筒受壓變形。反向防突風門的第二拉板筋與門邊框焊縫出現 50 mm 長的裂紋 ,門拱邊框的懸臂端發生彎曲變形 ,其最大撓度為 3 mm ,其它部分完好^[14] 。將其中第 4 次試驗的 17 測試孔的反射超壓