榮吉利， 劉　遷， 項(xiàng)大林

(北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院，北京　100081)

巷道內(nèi)爆炸沖擊作用下煤礦救生艙動(dòng)態(tài)響應(yīng)的數(shù)值分析

榮吉利， 劉遷， 項(xiàng)大林

(北京理工大學(xué) 宇航學(xué)院，北京100081)

運(yùn)用AUTODYN有限元軟件，基于流-固耦合方法，分析了某型號(hào)圓柱形救生艙在巷道內(nèi)的沖擊響應(yīng)規(guī)律。研究表明，沖擊載荷峰值壓力為2.14 MPa時(shí)，救生艙受前端面和尾端面沖擊的最大等效應(yīng)力均未達(dá)到強(qiáng)度極限，迎爆面中心點(diǎn)的最大位移也均未超過失效準(zhǔn)則的要求，救生艙強(qiáng)度符合國(guó)家標(biāo)準(zhǔn)。當(dāng)迎爆面換成平面結(jié)構(gòu)時(shí)，在相同的爆炸沖擊下，救生艙發(fā)生了強(qiáng)度失效和變形失效，這說明采用凸出結(jié)構(gòu)的迎爆面可以增強(qiáng)救生艙的抗沖擊性能，相關(guān)結(jié)論對(duì)救生艙的設(shè)計(jì)具有一定工程價(jià)值。

救生艙；爆炸沖擊；流-固耦合；強(qiáng)度分析；數(shù)值模擬

礦井內(nèi)部工作環(huán)境較為復(fù)雜，容易發(fā)生瓦斯爆炸、煤塵爆炸、火災(zāi)以及透水事故等，因此，設(shè)計(jì)煤礦救生艙，為無法及時(shí)逃離事故現(xiàn)場(chǎng)的礦工提供可以保證其生存的密閉空間十分必要。一般來說，救生艙為鋼制腔體，整體結(jié)構(gòu)不僅需要具備一定的氣密性，而且要求必須具備較好的抗爆與抗沖擊性能[1]。

相對(duì)于其他采礦業(yè)發(fā)達(dá)的國(guó)家，我國(guó)對(duì)于煤礦救生艙的研制起步較晚，在這方面進(jìn)行的相關(guān)現(xiàn)場(chǎng)調(diào)查、基礎(chǔ)試驗(yàn)等數(shù)據(jù)很少。由于缺少設(shè)計(jì)研發(fā)和實(shí)際應(yīng)用等方面的經(jīng)驗(yàn)，國(guó)內(nèi)救生艙大多通過嘗試來進(jìn)行設(shè)計(jì)，很少借助爆炸試驗(yàn)來進(jìn)行驗(yàn)證[2]。評(píng)定救生艙的抗沖擊性能主要采用實(shí)物試驗(yàn)和數(shù)值分析方法。目前，國(guó)內(nèi)僅有重慶煤科總院能夠進(jìn)行實(shí)體救生艙的爆炸試驗(yàn)。爆炸試驗(yàn)會(huì)消耗大量的財(cái)力人力，因此數(shù)值模擬成為檢驗(yàn)救生艙強(qiáng)度的主要方法[3]。

目前，大多數(shù)救生艙艙體為方形艙，這主要是因?yàn)榉叫闻摽臻g大、易加工，現(xiàn)有文獻(xiàn)也多以方艙為研究對(duì)象。但是，方形艙承壓能力較弱，必須增加殼體的厚度才能滿足強(qiáng)度要求，而圓柱形艙體抗沖擊性能優(yōu)越[5]，但是相關(guān)文獻(xiàn)的研究卻較少。

本文根據(jù)《煤礦可移動(dòng)式硬體救生艙艙體抗爆炸沖擊性能數(shù)值模擬分析基本要求》(以下簡(jiǎn)稱《要求》)[6]，運(yùn)用AUTODYN有限元軟件，建立了包含巷道在內(nèi)的救生艙有限元模型，模擬分析了某型號(hào)圓柱形救生艙在2.14 MPa沖擊載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，并根據(jù)仿真結(jié)果對(duì)救生艙進(jìn)行強(qiáng)度校核。同時(shí)，對(duì)比分析了平面迎爆面結(jié)構(gòu)在相同爆炸沖擊下的響應(yīng)，反映了凸出結(jié)構(gòu)對(duì)沖擊波有效的抵抗能力。

1有限元模型的建立

根據(jù)《要求》中的規(guī)定，并出于對(duì)計(jì)算時(shí)間的考慮，對(duì)計(jì)算模型做如下簡(jiǎn)化：

(1) 巷道采用矩形截面，高和寬與《要求》中巷道的尺寸保持一致。

(2) 使用等效TNT炸藥代替瓦斯氣體爆炸，炸藥位于巷道一側(cè)端面的幾何中心，且起爆點(diǎn)位于炸藥中心位置。

1.1救生艙模型

救生艙總長(zhǎng)8.165 m，艙體半徑0.843 m，高1.743 m，艙體殼厚為14 mm，艙蓋的殼厚為16 mm。救生艙內(nèi)部的加強(qiáng)筋采用焊接的方式與艙體相連，整體模型如圖1所示。

圖1　救生艙整體模型Fig.1 Overall model of rescue chamber

假設(shè)殼體焊接牢固，無殘余應(yīng)力且不存在焊接缺陷，救生艙結(jié)構(gòu)不存在任何制造或安裝變形等缺陷。為了便于分析和計(jì)算，對(duì)救生艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行局部簡(jiǎn)化，略去艙門輔助零件以及法蘭結(jié)構(gòu)的細(xì)微特征。救生艙采用Lagrange單元?jiǎng)?chuàng)建，殼面采用SHELL163殼單元，艙門部分使用SOLID168實(shí)體單元，內(nèi)部加強(qiáng)筋選擇SOLID164實(shí)體單元。加強(qiáng)筋與外殼采用合并節(jié)點(diǎn)的方式連接在一起。網(wǎng)格劃分情況見圖2。

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

艙體各部分單元?jiǎng)澐智闆r見表1。

表1　 各部分單元?jiǎng)澐智闆r

1.2巷道模型

巷道寬3.2 m，高2.6 m，總長(zhǎng)148 m，包括爆源段28 m、沖擊波傳播段100 m、救生艙至出口端距離20 m。巷道和救生艙的位置關(guān)系如圖3所示。

圖3　救生艙與巷道的位置關(guān)系示意圖Fig.3 Schematics of relative positions between chamber and tunnel

巷道模型采用Euler單元描述，充滿空氣，網(wǎng)格尺寸為邊長(zhǎng)200 mm的正六面體單元，單元總數(shù)為153 920個(gè)。

1.3材料屬性

救生艙使用的材料為Q345-R低合金鋼，其主要力學(xué)參數(shù)見表2?？諝饽Ｐ秃蚑NT模型采用AUTODYN軟件材料庫(kù)中自帶的材料參數(shù)。

表2　 Q345-R主要力學(xué)參數(shù)

1.4邊界條件與載荷

整個(gè)模型包含Euler單元和Lagrange單元，故分析將采用流-固耦合算法。根據(jù)《要求》，巷道出口端采用Flow Out邊界，其它邊界采用剛性固壁邊界，救生艙底部與地面采用固定約束。

TNT屬于凝聚炸藥，爆炸的起始超壓高，衰減也快，沖擊波傳播到80 m后與瓦斯爆炸的超壓基本相同[7]，而本文救生艙與炸藥的距離為128 m，因此可以使用TNT作為爆源來模擬瓦斯爆炸?；赥NT當(dāng)量法，將瓦斯氣體視為等效TNT炸藥，放置在巷道的一端作為爆源。

根據(jù)設(shè)計(jì)要求，該型救生艙要求能夠承受峰值為2 MPa的迎面沖擊波載荷，滿足《要求》中載荷不小于0.3 MPa×2(2為安全系數(shù))的規(guī)定。為達(dá)到該條件，通過調(diào)整TNT炸藥的質(zhì)量，最終得到當(dāng)裝藥質(zhì)量為156.5 kg時(shí)，爆炸沖擊波傳播至救生艙附近時(shí)的峰值為2.14 MPa，滿足載荷設(shè)計(jì)要求。

為了能夠測(cè)量沖擊波的壓力時(shí)程曲線，分別在巷道內(nèi)部、上頂面、兩個(gè)側(cè)面沿沖擊波的傳播方向布置壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，間隔為2 m。同時(shí)在救生艙前方1 m范圍內(nèi)，沿軸線每間隔0.2 m布置一個(gè)壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)分布情況如圖4所示。

圖4　救生艙前方測(cè)點(diǎn)分布Fig.4 Distribution of measuring points ahead of chamber

2結(jié)果與分析

對(duì)于安裝在巷道中的救生艙，兩端都有可能遭受爆炸沖擊的危險(xiǎn)，因此需要保證其前后都能夠承受沖擊波的沖擊作用。分別對(duì)救生艙的前端面和尾端面進(jìn)行沖擊分析，計(jì)算時(shí)間為300 ms。其中0～110 ms為沖擊波傳播階段，110～300 ms為救生艙響應(yīng)階段。

2.1傳播階段

由于受到巷道壁面的約束作用，TNT爆炸產(chǎn)生的沖擊波會(huì)在壁面間來回反射。在初始階段沖擊波比較紊亂，傳播一定距離后混亂的流場(chǎng)逐漸穩(wěn)定，形成平面沖擊波[8]。沖擊波傳至救生艙前端，遇到障礙傳播受阻，后面的壓縮波趕上前面的壓縮波，壓縮波疊加形成激波，此時(shí)氣體密度迅速增大，壓力峰值增大[9]，取救生艙前方測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線如圖5所示?？梢钥吹?，沖擊波的峰值出現(xiàn)迅速增長(zhǎng)，傳至5號(hào)測(cè)點(diǎn)時(shí)，壓力峰值為2.14 MPa。

圖5　前測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線Fig.5 Press history curves of front measuring points of chamber

沖擊波遇救生艙后發(fā)生繞流，流速變快，由伯努利方程可知，流體速度增加，壓強(qiáng)會(huì)隨之減小，取上頂面測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線如圖6所示，壓力峰值約為0.73 MPa，只有迎面沖擊載荷的34.1%。救生艙兩側(cè)面和上頂面與巷道壁面距離相差不大，因此壓力曲線也大致相同。沖擊波通過救生艙后，威力進(jìn)一步減弱，取艙末端附近測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線如圖7所示，壓力峰值約為0.57 MPa。

圖6　上頂面測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線Fig.6 Press history curve of measuring point on the top surface

圖7　末端測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間曲線Fig.7 Press history curve of rear measuring point of chamber

2.2前端面沖擊

沖擊波遇救生艙后繼續(xù)向后傳播，120 ms時(shí)刻救生艙的等效應(yīng)力達(dá)到最大值4 27.1 MPa，位于艙蓋與艙體的連接位置。等效應(yīng)力云圖如圖8所示。救生艙的側(cè)面和末端受沖擊載荷較小，因此并未發(fā)生明顯的應(yīng)力變化。

救生艙的最大等效應(yīng)力超過了材料的屈服極限345 MPa，因此會(huì)產(chǎn)生塑性變形。迎爆面是救生艙變形的主要區(qū)域，救生艙的迎爆面為凸出的弧面形結(jié)構(gòu)，變形形式表現(xiàn)為從中心向外不斷延伸，大變形也主要發(fā)生在中心區(qū)域，變形云圖如圖9所示。迎爆面中心點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線如圖10，可以看出，受爆炸沖擊波作用，救生艙的前端面迅速變形，隨后又立即回彈，變形減弱并趨于穩(wěn)定，中心點(diǎn)的最大位移為18.09 mm，最終位移為12.24 mm。

圖8　救生艙等效應(yīng)力云圖Fig.8 Equivalent stress nephogram of chamber

圖9　救生艙變形云圖Fig.9 Deformation nephogram of chamber

圖10　中心點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線Fig.10 Displacement history curve of center of blast front

2.3尾端面沖擊

將救生艙反方向放置，其他條件不變，重新對(duì)其進(jìn)行沖擊分析。119 ms時(shí)刻救生艙的尾端兩側(cè)靠下位置出現(xiàn)應(yīng)力極值，最大等效應(yīng)力為364.6 MPa，處于剛剛發(fā)生塑性變形的狀態(tài)，該時(shí)刻的等效應(yīng)力云圖如圖11所示。

救生艙的變形云圖如圖12所示。同樣的，尾端面中心區(qū)域?yàn)橹攸c(diǎn)考察的對(duì)象，迎爆面中心點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線如圖13。該點(diǎn)受沖擊產(chǎn)生的最大位移為6.22 mm，隨后迅速減少，300 ms時(shí)刻的位移僅為0.73 mm，并且根據(jù)曲線趨勢(shì)我們可以預(yù)測(cè)，中心點(diǎn)的最終位移會(huì)更低，可以忽略不計(jì)。

圖11　救生艙等效應(yīng)力云圖Fig.11 Deformation nephogram of chamber

圖12　救生艙變形云圖Fig.12 Deformation nephogram of chamber

圖13　中心點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線Fig.13 Displacement history curve of center of blast front

2.4強(qiáng)度分析與校核

從圖10和圖13中可以看到，救生艙的尾端面結(jié)構(gòu)對(duì)于沖擊波的抵抗能力要優(yōu)于前端面。在相同的爆炸沖擊下，尾端面受沖擊作用的最大等效應(yīng)力為前端面的85.4%，并且，尾端面受沖擊作用時(shí)的變形主要為彈性變形，而前端面的變形多為塑性變形。這種差異的出現(xiàn)主要是由迎爆面的不同結(jié)構(gòu)所決定的。

救生艙整體結(jié)構(gòu)損傷類型及判別準(zhǔn)則見表3。在兩種工況中，救生艙整體基本處于彈性階段，未出現(xiàn)破壞失效和變形失效，救生艙的設(shè)計(jì)滿足強(qiáng)度要求。

表3　救生艙整體結(jié)構(gòu)損傷類型及判別準(zhǔn)則

3迎爆面結(jié)構(gòu)的影響

為了研究迎爆面凸出結(jié)構(gòu)對(duì)抗沖擊能力的影響，將救生艙的迎爆面設(shè)定成平面結(jié)構(gòu)，殼體厚度仍保持14 mm不變，接著分析了救生艙在相同爆炸沖擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。124 ms時(shí)刻迎爆面的邊緣位置出現(xiàn)了應(yīng)力極值，最大等效應(yīng)力為554.0 MPa，超過了材料的強(qiáng)度極限，等效應(yīng)力云圖如圖14所示。此時(shí)迎爆面已經(jīng)發(fā)生明顯內(nèi)陷，中心區(qū)域變形最為嚴(yán)重，變形云圖如圖15所示。

圖14　救生艙等效應(yīng)力云圖Fig.14 Deformation nephogram of chamber

迎爆面中心點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線如圖16所示，可以看到，受沖擊作用，點(diǎn)的位移在達(dá)到最大值364.07 mm后并未大幅下降，這說明迎爆平面在沖擊過后沒有回彈。由表3可以判定，救生艙為破壞失效和變形失效。

圖15　救生艙變形云圖Fig.15 Deformation nephogram of chamber

圖16　中心點(diǎn)的位移-時(shí)間曲線Fig.16 Displacement history curve of center of blast front

研究表明，沖擊波的反射會(huì)加強(qiáng)其對(duì)目標(biāo)的破壞程度，當(dāng)沖擊波與目標(biāo)表面成不同角度時(shí)，會(huì)發(fā)生不同類型的反射，其中，當(dāng)入射波與目標(biāo)表面垂直時(shí)，反射的加強(qiáng)效果最明顯[10]。因此采用凸出結(jié)構(gòu)的迎爆面設(shè)計(jì)，可以避免沖擊波垂直入射，從而減弱沖擊波的反射效果，進(jìn)而減小其對(duì)救生艙的破壞作用。

4結(jié)論

運(yùn)用AUTODYN軟件模擬了某型號(hào)圓柱形救生艙在巷道內(nèi)受2.14 MPa爆炸沖擊作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。沖擊波在傳至救生艙后迅速衰減，除迎爆面外，其余位置的響應(yīng)并不明顯。迎爆面為前端面時(shí)，救生艙的最大等效應(yīng)力為427.1 MPa，位于艙蓋與艙體的連接位置，迎爆面中心點(diǎn)的最大位移為18.09 mm，最終位移為12.24 mm；迎爆面為尾端面時(shí)，救生艙的最大等效應(yīng)力為364.6 MPa，位于尾端兩側(cè)靠下位置，迎爆面中心點(diǎn)的最大位移為6.22 mm，最終位移接近于零。兩種工況下，救生艙的強(qiáng)度均符合要求。另外，在對(duì)救生艙進(jìn)行安裝時(shí)，可考慮將抗沖擊性較強(qiáng)的尾端面對(duì)著更容易發(fā)生危險(xiǎn)的掘進(jìn)面，以增強(qiáng)其安全性。

在相同的爆炸沖擊條件下，當(dāng)迎爆面取平面結(jié)構(gòu)時(shí)，救生艙發(fā)生了破壞失效和變形失效，其中最大等效應(yīng)力為554.0 MPa，最大變形量為364.07 mm。計(jì)算結(jié)果表明，采用凸出結(jié)構(gòu)的迎爆面可以減弱沖擊波的反射效果，能夠增強(qiáng)救生艙的抗沖擊性能。

從仿真結(jié)果可以看出，該救生艙的強(qiáng)度完全能夠滿足承受2 MPa沖擊載荷的要求。因此，基于強(qiáng)度校核的結(jié)果，建議適當(dāng)增加前端面鋼板的厚度或增添加強(qiáng)筋以提高其強(qiáng)度；減小艙體的殼厚，從而減輕救生艙的重量，節(jié)約生產(chǎn)成本，使其更容易搬運(yùn)和安裝。

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Numerical simulation for dynamic response of a mine rescue chamber subjected to explosion impact in a tunnel

RONG Ji-li, LIU Qian, XIANG Da-lin

(School of Aerospace Engineering, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

Using the commercial FE software AUTODYN, dynamic responses of a type of cylindrical rescue chamber subjected to explosion impact in a tunnel were analyzed based on the fluid-solid coupling method. Simulation results showed that under 2.14MPa peak pressure of impact loading, the maximum equivalent stress generated under the front end surface shock or the back end surface shock was below the ultimate strength; the maximum displacement of the center of the blast surface does not exceed the requirements of failure criteria, so the strength of the rescue chamber meets the requirements of national standards; when the blast surface is changed into a planar structure, the strength failure and deformation failure occurr under the same explosion impact, so the blast surface of a protruding structure can enhance the anti-impact ability of the rescure chamber. The results provided a scientific foundation for design modification and safe use of rescue chambers.

rescue chamber; explosion impact; fluid-solid coupling; strength analysis; numerical simulation

10.13465/j.cnki.jvs.2016.11.005

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11272057)

2015-02-04修改稿收到日期：2015-06-09

榮吉利 男，博士, 教授，1964年2月生

O347.3

A