沖擊載荷下礦用移動式救生艙動態(tài)響應(yīng)的數(shù)值模擬

李志強，白 博，謝青海，2，王志華，曹世昌

(1.太原理工大學(xué) 材料強度與結(jié)構(gòu)沖擊山西省重點實驗室，太原 030024; 2.西山煤電(集團)有限責(zé)任公司，太原 030053;3.山西東昌實業(yè)有限公司，原平 034100)

礦用救生艙是煤礦發(fā)生礦難時為無法及時撤離的遇險礦工提供的避難場所，在國內(nèi)外應(yīng)用日趨廣泛［1-2］。特別當(dāng)煤礦井下發(fā)生瓦斯或煤塵爆炸時，會產(chǎn)生強大的沖擊波作用在艙體上使其發(fā)生變形甚至失效，直接影響艙體內(nèi)礦工的生命安全，因此艙體的抗爆炸沖擊性能是設(shè)計救生艙時必須考慮的首要因素。只有艙體具有足夠的強度和剛度抵抗爆炸時產(chǎn)生的強沖擊波，才能確保其成為礦山遇險時礦工的“希望之舟”。

目前，關(guān)于救生艙的安全強度應(yīng)遵照《煤礦井下緊急避險系統(tǒng)建設(shè)管理暫行規(guī)定》，規(guī)定中要求救生艙艙體抗沖擊壓力不低于2×0.3 MPa(2為安全系數(shù))。評定救生艙的抗沖擊性能主要采用實物試驗和數(shù)值分析方法。至今，國內(nèi)僅有重慶煤科總院能完成實體救生艙的模擬井下巷道瓦斯爆炸試驗［3］，由于是實物破壞性試驗，將會消耗大量的財力人力，因此數(shù)值模擬成為計算救生艙強度的有效方法。救生艙強度數(shù)值分析是一個復(fù)雜的流固耦合問題，涉及爆炸性氣體的爆轟、爆炸沖擊、固體結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)等學(xué)科，采用完全耦合方法來研究救生艙抗爆炸性能將變得更加困難。通常采用解耦法，基本思想是通過數(shù)值仿真模擬井下瓦斯煤塵爆炸在井巷中產(chǎn)生的爆炸沖擊載荷，將該載荷作為救生艙結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)分析的載荷條件。江丙友等［4］，穆勇［5］，王磊［6］，林柏泉等［7］，徐景德等［8］對井下巷道內(nèi)瓦斯爆炸沖擊波傳播規(guī)律進行了縮比模型研究，研究表明爆炸沖擊波超壓隨傳播距離增加不斷衰減，但衰減幅度較小，巷道壁面、障礙物存在增大了沖擊波超壓。王長江［9］，楊旭東等［10］，金亮亮等［11］采用不同作用載荷對救生艙的靜強度、艙體單元的動強度以及加強肋進行了簡要計算分析，給出了救生艙整體性能計算分析的基本步驟。事實上，救生艙的抗沖擊性能與作用在艙體上的爆炸沖擊波超壓峰值和持續(xù)時間有直接關(guān)系，而超壓峰值取決于瓦斯爆炸釋放能量和爆距［12］。按照國家規(guī)定，本文對初始200 m3瓦斯-空氣混合氣體爆炸作用在距爆源100 m處的救生艙整體和局部動態(tài)響應(yīng)進行數(shù)值模擬。

1 有限元模型的建立

1.1 三維幾何模型的建立

救生艙采用組合分體式，由過渡艙、生存艙和設(shè)備艙三部分組成，艙體之間采用法蘭連接。每節(jié)艙體為12 mm厚的梯形波紋板，寬1 450 mm，長800 mm，高1 850 mm。利用Solidworks 2010建立了救生艙的三維幾何模型，如圖1所示。

圖1 救生艙三維模型Fig.1 3D model of chamber

1.2 有限元網(wǎng)格劃分

網(wǎng)格劃分的質(zhì)量直接影響計算分析結(jié)果的精確性。由于救身艙結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜，部件繁多且尺寸相差較大，為了保證網(wǎng)格質(zhì)量，對其進行以下簡化:① 艙體外殼的厚度較其它兩個方向尺寸相差很大，故將其簡化為殼單元;② 認(rèn)為連接法蘭的螺栓強度足夠，每節(jié)艙體的法蘭采用理想接觸，并忽略螺栓。

救生艙的三維幾何模型導(dǎo)入ABAQUS軟件CAE模塊，根據(jù)上述有限元模型簡化原則，對其進行網(wǎng)格劃分，如圖2所示。系統(tǒng)中各部件的單元類型、單元形狀、幾何特性、單元總數(shù)和節(jié)點總數(shù)列于表1。

圖2 救生艙有限元網(wǎng)格Fig.2 Finite element mesh of chamber

表1 各部件的有限元參數(shù)Tab.1 Finite element parameters of each part

1.3 材料模型

救生艙主體結(jié)構(gòu)的材料為Q345，其中前后門為QT450-10，以及前門窗口為抗爆玻璃。其中，Q345和QT450-10選擇非線性彈塑性本構(gòu)模型，抗爆玻璃為脆性材料選擇線彈性本構(gòu)模型，主要力學(xué)參數(shù)列于表2?？贡ＡШ臀催_(dá)到屈服強度的金屬是線彈性的，為了描述材料的塑性特征，在ABAQUS中需要輸入材料的強化曲線。強化曲線為真實應(yīng)力-塑性應(yīng)變曲線，可以通過名義應(yīng)力-名義應(yīng)變曲線轉(zhuǎn)化得到。真實應(yīng)變與名義應(yīng)變的轉(zhuǎn)化公式為:

真實應(yīng)力與名義應(yīng)力和應(yīng)變的關(guān)系為:

塑性應(yīng)變?yōu)?

表2 材料的力學(xué)參數(shù)Tab.2 Material mechanics parameters

為了有足夠的安全裕度，金屬材料的破壞強度取其最小的拉伸強度，抗爆玻璃的破壞強度取其屈服強度。

1.4 邊界條件與作用載荷

在數(shù)值模擬中，邊界條件和作用載荷的確定是十分重要的，直接影響模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性?？紤]到爆炸實際情況，艙體正面(門朝前)、后面、2個側(cè)面和頂面受沖擊載荷作用，底面為簡支約束。由于壓力峰值與爆炸沖擊波作用的角度有關(guān)，在2個側(cè)面和頂面作用的載荷強度是前后面的二分之一。本文首先按照國家對救生艙最低抗沖擊波壓力要求，采用峰值為0.6 MPa、歷時600 ms的等效三角形壓力波模擬沖擊波對該艙的作用，如圖3所示。然后保持載荷持續(xù)時間不變，增加峰值壓力以期確定艙體的最大抗沖擊載荷。

圖3 等效三角形沖擊波Fig.3 Equivalent triangular shock wave

2 計算結(jié)果與分析

采用ABAQUS動態(tài)顯式算法，對上述工況進行計算，物理模擬時間為800 ms。國家暫行規(guī)定，艙體整體結(jié)構(gòu)的最大等效應(yīng)力不超過材料的破壞強度，最大變形不超過20 mm，同時要求艙體重點部位的最大等效應(yīng)力不超過材料的屈服強度，最大變形不超過10 mm，這樣才可以認(rèn)為救生艙不會發(fā)生破壞和失效。下面重點給出和分析圖3載荷下的計算結(jié)果。

2.1 救生艙整體結(jié)構(gòu)響應(yīng)計算結(jié)果及分析

2.1.1 應(yīng)力結(jié)果

等效應(yīng)力是衡量材料是否失效和破壞的重要依據(jù)，應(yīng)力達(dá)到最大值時救生艙整體的等效應(yīng)力云圖，如圖4所示。從圖4可以看出，救生艙等效應(yīng)力最大值出現(xiàn)在300 ms時，可達(dá)429 MPa。

圖5給出等效應(yīng)力最大處的應(yīng)力-時間曲線。整個救生艙的最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在底面鋼板和側(cè)面法蘭連接處，并且艙體中部側(cè)面法蘭應(yīng)力值也較大，在這些部位可能出現(xiàn)屈服，進入塑性階段，但不會發(fā)生破壞。

2.1.2 應(yīng)變結(jié)果

圖4 救生艙整體應(yīng)力分布Fig.4 Overall stress distribution of chamber

圖5 等效應(yīng)力最大處的應(yīng)力-時間曲線Fig.5 Stress history curve at the location of maximum effective stress

救生艙的最大等效塑性應(yīng)變開始出現(xiàn)在320 ms時，此時的應(yīng)變云圖如圖6所示?？梢钥闯?，整個結(jié)構(gòu)有很少的單元發(fā)生屈服，應(yīng)變最大值出現(xiàn)在側(cè)面法蘭和底面鋼板的連接處，最大等效塑性應(yīng)變可達(dá)0.0044。

圖6 救生艙整體的等效塑性應(yīng)變分布Fig.6 Overall effective plastic strain distribution of chamber

圖7 應(yīng)變最大處的應(yīng)變-時間曲線Fig.7 Strain history curve at the location of maximum strain

圖7給出等效塑性應(yīng)變最大值處的應(yīng)變-時間曲線，可以看出，在180 ms前沒有塑性應(yīng)變，即在彈性范圍內(nèi);在320 ms時塑性應(yīng)變達(dá)到最大值。

2.1.3 位移結(jié)果

在300 ms時刻整體結(jié)構(gòu)變形最大，最大位移出現(xiàn)在中間一節(jié)艙體的側(cè)面波紋板中央，最大位移為12.6 mm。此時，救生艙整體的變形分布如圖8所示。同時，給出了位移最大處的位移時程曲線，如圖9所示?？梢钥闯觯?00 ms時位移達(dá)到最大值，隨后有明顯的回彈。沖擊波作用后(即600 ms后)，該位置的殘余位移大約為2 mm。

圖8 救生艙整體的變形分布Fig.8 Overall displacement distribution of chamber

圖9 位移最大處的位移-時間曲線Fig.9 Displacement history curve at the location of maximum displacement

2.2 救生艙門系統(tǒng)的計算結(jié)果及分析

由于受沖擊波正面作用，前后門系統(tǒng)所受載荷較大，為有限元分析的重點部位。門系統(tǒng)結(jié)構(gòu)復(fù)雜(含門扇、門框、門閂、門軸、手柄或手輪等部件)，為了保證其密封性，需要有更高的剛度。在峰值為0.6 MPa的沖擊波作用下，救生艙前后門系統(tǒng)的等效應(yīng)力、塑性應(yīng)變和位移的計算結(jié)果如圖10～12所示。

圖10 前后門系統(tǒng)的應(yīng)力云圖Fig.10 Stress contour of front and back door system

圖11 前后門系統(tǒng)的塑性應(yīng)變云圖Fig.11 Plastic strain contour of front and back door system

圖12 前后門系統(tǒng)的位移云圖Fig.12 Displacement contour of front and back door system

在整個沖擊過程中，前后門的最大應(yīng)力值出現(xiàn)在300 ms時，如圖10所示?？梢钥闯?，前后門的應(yīng)力最大值分別為254 MPa和273 MPa，略高于屈服強度。但是，最大應(yīng)力值出現(xiàn)在應(yīng)力集中的部位，實際上，該應(yīng)力集中對結(jié)構(gòu)不造成破壞。

前后門系統(tǒng)最后時刻的等效塑性應(yīng)變?nèi)鐖D11所示。從圖中可以看出，前后門系統(tǒng)的最大塑性應(yīng)變值分別為0.000 6和0.007 4，并且僅僅出現(xiàn)在應(yīng)力集中部位，而其它絕大部分區(qū)域在彈性范圍內(nèi)。

前后門系統(tǒng)的位移最大值也出現(xiàn)在300 ms時，如圖12所示。前后門系統(tǒng)的最大位移分別為6.1 mm和8.5 mm，但是在最后時刻的最大殘余位移僅僅為0.04 mm和0.22 mm，完全可以保證前后門系統(tǒng)的密封性要求。

2.3 救生艙的抗沖擊性能研究

為了進一步研究救生艙的抗沖擊性能，有限元計算了不同沖擊強度下救生艙的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。通過比較不同強度沖擊波作用下的最大等效應(yīng)力和位移，研究了救生艙在較大沖擊載荷作用下的失效和變形程度。應(yīng)力和位移的最大值通常出現(xiàn)在300 ms時，圖13和14分別給出不同載荷作用下該時刻的最大應(yīng)力和位移。可以看出，最大應(yīng)力和位移隨沖擊波峰值壓力的增大而近似線性增大。當(dāng)超壓峰值為0.72 MPa時，最大應(yīng)力值接近材料的強度極限490 MPa，艙體不會發(fā)生破壞失效。此時，最大位移為18.8 mm，符合國家對艙體變形的要求。由此可知，該型號救生艙可確保在峰值為0.72 MPa沖擊波的作用下艙體結(jié)構(gòu)無破壞和變形失效。在更強沖擊波作用下的計算結(jié)果為預(yù)測特大瓦斯爆炸中救生艙的損傷程度提供了依據(jù)。

圖13 最大應(yīng)力隨超壓峰值變化曲線Fig.13 Variation of maximum effective stress with peak overpressure

3 結(jié)論

圖14 最大位移隨超壓峰值變化曲線Fig.14 Variation of maximum displacement with peak overpressure

應(yīng)用Abaqus軟件的動態(tài)顯式算法分析了救生艙在不同強度沖擊載荷作用下艙體的變形和應(yīng)力分布情況。由于應(yīng)力集中，最大應(yīng)力和應(yīng)變發(fā)生在法蘭與底板的連接處，該位置容易出現(xiàn)屈服。最大位移出現(xiàn)在艙體側(cè)面中心部位。該型號救生艙在峰值壓力0.72 MPa的沖擊載荷作用下保證艙體結(jié)構(gòu)滿足國家相關(guān)的破壞和失效要求，高于國家要求的最低抗爆壓力(0.6 MPa)。

瓦斯爆炸產(chǎn)生的爆炸沖擊波非常復(fù)雜，與救生艙外表面形狀和約束方式有關(guān)，沖擊波峰值和持續(xù)時間對艙體抗爆炸沖擊性能影響很大，若將沖擊持續(xù)時間減小到5 ms，艙體正面抗沖擊峰值壓力可達(dá)到2 MPa，但與煤礦井下瓦斯爆炸實際時間相差很大。為此，采用流固耦合方法計算作用在真實艙體上不同區(qū)域的爆炸沖擊波，為艙體強度分析提供準(zhǔn)確的載荷條件是非常必要的。

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