張博一，李秋稷，王 偉

(哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，150090 哈爾濱)

我國作為能源消費(fèi)大國，煤炭在我國一次能源生產(chǎn)的格局中占有近70%的絕對比重.我國煤炭產(chǎn)量雖然只占世界煤炭產(chǎn)量的1/3，但煤礦礦難死亡人數(shù)占世界煤礦事故死亡人數(shù)的4/5.據(jù)統(tǒng)計(jì)，在各類煤炭礦難中，瞬間死亡人數(shù)比例只有不到10%，而事故發(fā)生后形成的高溫、缺氧、毒氣彌散等次生災(zāi)害是造成井下人員傷亡的主要原因.礦用救生艙是指在礦井下，當(dāng)發(fā)生災(zāi)難或意外事故時(shí)，井下作業(yè)人員用于逃生、避難等待救援的一個(gè)密封裝置設(shè)備，在國內(nèi)外應(yīng)用日趨廣泛［1－4］，當(dāng)煤礦井下發(fā)生瓦斯或煤塵爆炸時(shí)，會(huì)產(chǎn)生強(qiáng)大的沖擊波作用在艙體上使其發(fā)生變形甚至失效，直接危及艙體內(nèi)避險(xiǎn)礦工的生命安全，因此救生艙艙體的抗爆炸沖擊性能是救生艙設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮的關(guān)鍵因素.

評價(jià)救生艙的抗爆性能主要采用實(shí)物爆炸試驗(yàn)和數(shù)值分析方法.國內(nèi)僅有重慶煤科總院能完成實(shí)體救生艙的模擬井下巷道瓦斯爆炸試驗(yàn)［5］，由于瓦斯爆炸實(shí)驗(yàn)為實(shí)物破壞性試驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)具有復(fù)雜性和隨機(jī)性，且實(shí)驗(yàn)成本昂貴，因此采用數(shù)值模擬計(jì)算救生艙的抗爆性能是一種更為科學(xué)合理的方法.救生艙抗爆性能的數(shù)值分析是一個(gè)復(fù)雜的流固耦合問題，關(guān)于瓦斯爆炸荷載的研究主要集中在瓦斯爆炸沖擊波及燃燒火焰的傳播特性這兩方面［6－8］，但對于瓦斯氣體爆炸沖擊波作用下救生艙動(dòng)力響應(yīng)方面的研究少有報(bào)道，楊旭東等［9］采用ABAQUS 有限元分析軟件利用施加靜載的方法對救生艙性能進(jìn)行了模擬分析，馬立東等［10］應(yīng)用非線性顯式有限元算法對救生艙爆炸沖擊響應(yīng)進(jìn)行模擬，得出沖擊過程中的艙體應(yīng)力、應(yīng)變變化規(guī)律和最終變形情況.

盡管在救生艙抗瓦斯爆炸性能數(shù)值模擬方面已經(jīng)開展了一些有益研究，但在模擬爆炸荷載方法上多采用等效三角形沖擊波加載［9－11］，該方法的缺陷是忽略了沖擊波作用在艙體后發(fā)生的反射，繞流等現(xiàn)象對艙體產(chǎn)生的二次沖擊作用，也就是未能真實(shí)模擬在實(shí)際巷道中爆炸沖擊波產(chǎn)生的流場與救生艙艙體之間的流固耦合作用.本文利用顯式動(dòng)力非線性有限元軟件ANSYS/LS－DYNA，采用ALE 流固耦合多物質(zhì)單元，建立巷道內(nèi)瓦斯爆炸流場、空氣及救生艙數(shù)值模型，模擬瓦斯爆炸沖擊波在巷道內(nèi)傳播及與救生艙艙體之間的流固耦合相互作用，研究兩類典型結(jié)構(gòu)形式的救生艙在瓦斯爆炸荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)特性.

1 有限元模型

1.1 救生艙三維幾何模型

由于救生艙艙體蒙皮及端板厚度相對于救生艙整體尺寸較薄，因此艙體蒙皮及端板采用ANSYS/LS－DYNA 單元庫中提供的4 節(jié)點(diǎn)空間薄膜單元SHELL163 建立有限元模型.需要對艙門及法蘭處重點(diǎn)處理，采用8 節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元SOLID164 單元?jiǎng)澐?瓦斯氣體及空氣域采用實(shí)體單元SOLID164.

艙體有限元模型及其結(jié)構(gòu)尺寸如圖1、表1所示.其中WL1 與WL2 模型艙體外壁均采用瓦楞形結(jié)構(gòu)，艙體長度相同但截面尺寸不同，JL1 與JL2 模型艙體外壁均為縱橫交錯(cuò)加強(qiáng)筋平板結(jié)構(gòu)，截面尺寸相同但艙體長度不同.以此對比研究兩類不同艙體外壁形式的救生艙截面尺寸、艙體長度以及結(jié)構(gòu)形式對艙體瓦斯爆炸荷載作用下的動(dòng)力響應(yīng)特性的影響.4 種艙體各部件的厚度完全一致，各構(gòu)件所用材料及厚度見表2.

圖1 三維有限元模型

表1 救生艙模型尺寸參數(shù) m

表2 救生艙結(jié)構(gòu)各構(gòu)件材料及厚度值

1.2 材料模型

在數(shù)值模擬中，利用LS－DYNA 材料庫的空物質(zhì)MAT－NULL 模型及線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程EOS－LINEAR－POLYNOMIAL 描述空氣和瓦斯的流動(dòng)狀態(tài)［12］，即

式中:ρ0、ρ、E 分別為初始密度，當(dāng)前密度和內(nèi)能;C0～C6為狀態(tài)方程參數(shù)，μ=ρ/ρ0－1.參數(shù)取值見表3.

鋼材采用非線性塑性材料模型PLASTIC－KINEMATIC 來模擬，該材料模型由于考慮了應(yīng)變率效應(yīng)，適合模擬爆炸沖擊荷載作用下的金屬材料.其中考慮應(yīng)變率效應(yīng)影響后的材料屈服應(yīng)力為

表3 空氣和瓦斯?fàn)顟B(tài)方程EOS－LINEAR－POLYNOMIAL 參數(shù)

表4 鋼材的力學(xué)性能指標(biāo)

1.3 瓦斯爆炸荷載及巷道模型

目前，國家安全生產(chǎn)監(jiān)督管理總局發(fā)布的《煤礦可移動(dòng)式硬體救生艙通用技術(shù)條件》(報(bào)批稿)對救生艙抗爆炸沖擊能力有明確的規(guī)定，要求分析作用在救生艙艙體結(jié)構(gòu)上的爆炸荷載為峰值不小于2.0×0.3 MPa 的入射爆炸沖擊波荷載(其中2.0 為安全系數(shù)).本次數(shù)值模擬提取爆炸流場入射沖擊波作用在艙體上的壓力時(shí)程曲線見圖2.

圖2 爆炸流場入射波壓力－時(shí)程曲線

巷道模型分為4 部分:瓦斯爆源段(200 m3瓦斯/空氣混合氣體)、空氣傳播段、艙體作用段和艙后留置段，巷道分段示意及巷道與救生艙截面關(guān)系尺寸見圖3.瓦斯/空氣混合氣體爆炸產(chǎn)生的沖擊波在傳播過程中，巷道各壁面有較強(qiáng)的反射能力，沖擊波傳播越過艙體后仍繼續(xù)傳播，因此巷道斷面出口端采用流出邊界，其他邊界均采用剛性固壁全反射邊界.

2 計(jì)算結(jié)果及分析

2.1 救生艙上沖擊波壓力分布

以模型WL1 為例，給出救生艙迎爆面、頂面、側(cè)面及背面在爆炸沖擊波作用下的壓力場分布情況，模型壓力測點(diǎn)布置見圖4.

圖3 巷道模型(mm)

圖4 WL1 各位置壓力場分布

圖5 為WL1 在不同位置處的壓力場分布情況.從圖5 可看出，作用于艙體各個(gè)表面的壓力，沿高度和長度方向均呈現(xiàn)逐漸降低的變化趨勢，這也表明爆炸沖擊波壓力沿著艙壁向后傳播的過程是一個(gè)波陣面壓力和速度不斷衰減的過程.

圖5 WL1 各位置壓力場分布

2.2 救生艙主艙門動(dòng)力響應(yīng)分析

2.2.1 主艙門應(yīng)變結(jié)果分析

救生艙主艙門在爆炸沖擊荷載下最大塑性應(yīng)變發(fā)生在400 ms 時(shí)刻，此時(shí)各個(gè)艙體主艙門對應(yīng)的塑性應(yīng)變云圖見圖6.

圖6 400 ms 時(shí)刻主艙門塑性應(yīng)變云圖

最大塑性應(yīng)變及分布情況見表5.模型JL1同JL2 的塑性應(yīng)變基本一致，模型JL1、JL2 同WL1、WL2 相比，塑性區(qū)域更加廣泛，塑性分布更加均勻，結(jié)構(gòu)更加合理.

表5 主艙門最大塑性應(yīng)變及分布情況

2.2.2 主艙門位移結(jié)果分析

取主艙門中心點(diǎn)為測點(diǎn)，提取4 個(gè)艙體模型主艙門測點(diǎn)處位移時(shí)程曲線，圖7 為4 個(gè)艙體主艙門中心點(diǎn)位移時(shí)程曲線對比.從圖7 得知，4 個(gè)艙體模型主艙門中心點(diǎn)均在79 ms 時(shí)產(chǎn)生位移，然后迅速增加，到達(dá)位移峰值后又出現(xiàn)回彈現(xiàn)象，這是由于艙體結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波作用下會(huì)出現(xiàn)往復(fù)振動(dòng)的現(xiàn)象［13］.主艙門中心點(diǎn)最大位移值見表6.可知模型WL2 和WL1 相比，主艙門中心點(diǎn)最大位移值要高出27.6%;JL1 跟WL2 相比，主艙門中心點(diǎn)最大位移值要高出28.5%;JL2 和JL1的位移最大值相等.需要指出，對于JL1、JL2 最大位移為70 mm，然后迅速降到40 mm左右，其后位移在40 mm左右發(fā)生往復(fù)振動(dòng)現(xiàn)象，從70 mm 落到40 mm 如此大的位移落差應(yīng)是救生艙整體的塑性變形或者屈曲導(dǎo)致的位移，而不是往復(fù)振動(dòng)導(dǎo)致的.

表6 主艙門中心點(diǎn)最大位移值 mm

圖7 不同艙體主艙門位移時(shí)程曲線

2.3 前端板動(dòng)力響應(yīng)分析

2.3.1 前端板應(yīng)變結(jié)果分析

救生艙前端板在爆炸沖擊荷載下最大塑性應(yīng)變發(fā)生在400 ms 時(shí)刻，應(yīng)變云圖見圖8，最大塑性應(yīng)變及分布情況見表7.

計(jì)算分析結(jié)果表明，模型WL2、JL1 和JL2 較WL1 前端板塑性應(yīng)變要大得多，表明艙體的結(jié)構(gòu)形式及迎爆面端板的尺寸對救生艙前端板的抗爆性能影響較大.

2.3.2 前端板位移結(jié)果分析

取前端板門框上沿、門框右側(cè)及門框下沿為測點(diǎn).艙體模型門框右側(cè)位移時(shí)程曲線見圖9.

表8 所示為4 種不同規(guī)格艙體前端板各測點(diǎn)最大位移值.可以看出，WL2 前端板位移各測點(diǎn)位移均比WL1 高;JL2 和JL1 的位移基本一致，并且高于WL2，可知迎爆面端板的尺寸對其在爆炸沖擊作用下的位移響應(yīng)影響較大.

圖8 400 ms 時(shí)刻前端板塑性應(yīng)變云圖

表7 前端板最大塑性應(yīng)變及分布情況

圖9 不同艙體前端板測點(diǎn)位移時(shí)程曲線

表8 不同規(guī)格艙體前端板各測點(diǎn)最大位移值 mm

2.4 艙體頂面、側(cè)面動(dòng)力響應(yīng)分析

2.4.1 艙壁應(yīng)變結(jié)果分析

救生艙艙壁在爆炸沖擊荷載下最大塑性應(yīng)變云圖見圖10.可以看出，4 個(gè)艙體僅在艙壁與前端板的連接處出現(xiàn)塑性應(yīng)變，且其應(yīng)變值均非常小.

2.4.2 艙壁位移結(jié)果分析

取4 個(gè)艙體模型的沿長度方向1/4、1/2、3/4處的頂部中間點(diǎn)(分別為D1、D2、D3 測點(diǎn))和側(cè)部中間點(diǎn)(分別為C1、C2、C3 測點(diǎn))為測點(diǎn).提取艙體C1、D2 位移時(shí)程曲線，見圖11.表9 為艙體頂面、側(cè)面各測點(diǎn)最大位移值.

圖10 400 ms 時(shí)刻艙壁塑性應(yīng)變云圖

表9 艙體頂面、側(cè)面各測點(diǎn)最大位移值 mm

圖11 艙壁頂面及側(cè)面中間點(diǎn)位移時(shí)程曲線

可以看出，模型WL1、WL2 和JL1 的艙體頂面和艙體側(cè)面的位移均是中間最大，兩端稍小，但是JL2 表現(xiàn)出艙體前段位移較大，可見對于4 種規(guī)格艙體，爆炸沖擊波產(chǎn)生荷載較大處為距前端面的相同距離處，而JL2 艙體較長，那么相對于較長艙體則為中前端;WL2 跟WL1 相比，同測點(diǎn)處位移要高出9.93%～40.1%，這是因?yàn)閃L2 頂面和側(cè)面寬度尺寸相對更大，從而剛度更小;JL1 與JL2 在同測點(diǎn)處的位移相差不多，但要比WL2 高出24.4%～84.4%，這說明在相同爆炸沖擊波作用下，瓦楞型的救生艙結(jié)構(gòu)具有更大的剛度.

2.5 逃生門動(dòng)力響應(yīng)分析

逃生門所在位置為后端板上，取逃生門中心點(diǎn)為測點(diǎn)，提取測點(diǎn)處的位移時(shí)程曲線，見圖12.最大位移值見表10.

圖12 不同艙體逃生門中心點(diǎn)位移時(shí)程曲線

表10 逃生門中心點(diǎn)最大位移值 mm

從圖12、表10 可看出，爆炸荷載作用下，4 種模型逃生門位移相差不大且位移值均相對較小(3 mm 左右).可見，逃生門由于背離迎爆面，爆炸沖擊波對其產(chǎn)生的影響較小.

3 結(jié)論

1)在同一截面尺寸巷道內(nèi)，艙體迎爆面截面尺寸對于艙體的抗爆性能影響較大，截面尺寸越大，迎爆面受到的沖擊波壓力越大，艙體產(chǎn)生的變形越大，艙體抗爆性能相對越弱.

2)艙體外殼結(jié)構(gòu)形式對艙體的抗爆性能影響顯著，采用瓦楞型側(cè)壁的艙體結(jié)構(gòu)能有效增大艙壁的抗彎剛度，且無需在艙壁焊接加強(qiáng)筋，較加筋板艙壁更節(jié)省材料.

3)計(jì)算分析表明，改變艙體長度對于艙體的抗爆性能影響不大，長度較大的艙體其后半段由于受到的空氣沖擊波壓力較小，其后半段產(chǎn)生的變形也相對較小.

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