井下救生舱抵抗爆炸冲击的数值模拟

马立东，潘海彦，王 云，孟智娟

(1.太原科技大学 材料科学与工程学院，太原 030024;2.燕山大学 机械工程学院，秦皇岛 066004;3.太原科技大学 应用科学学院，太原 030024)

我国的一次能源消费结构中，煤炭资源的比重一直是最高的，已成为国家制定的2020年发展规划能否顺利实现的关键因素之一[1]。随着我国经济的不断发展，对于煤炭的需求预计在下一个10年内仍然保持迅猛增长状态，煤炭生产过程中伴随而来的采矿事故频发，造成大量人员伤亡是近年来困扰煤炭行业发展的首要问题。发达国家对矿井事故的应急救援工作的重要部分进行了大量的研究。其中，南非、加拿大、美国、澳大利亚等国在矿山中设置和使用救生舱，已经是矿井应急救援中的一项成熟而有效的技术，并且已经有过成功营救的案例[2－3]。

国外救生舱研究的重点已经转向内部空间生存环境的调节与控制，比如空气成分控制和毒气过滤装置、舱内空调系统、精神和心理调节相关培训[4－6]等方面。

目前，国家有关部门规定:煤与瓦斯突出矿井以外的其他矿井，从采掘工作面步行，凡在自救器所能提供的额定防护时间内部能安全撤到地面的，必须在距离采掘工作面1 000 m范围内建设避难硐室或救生舱;针对该规定未按要求做的生产企业可依法吊销生产许可证[7]。国内救生舱研究工作尚处于空白状态。科技部“十一五”科技支撑计划对“可移动式救生舱”提出的两项关键性的指标，就是抗爆炸冲击和持续耐高温。规定救生舱抗冲击能力不低于1.5 MPa;具备可承受最大冲击波压力不低于1.0 MPa。对隔热性能和空调系统也提出要求，在外部环境长期高于80℃的条件下，舱体内部温度不可高于35℃[8]。当前，国内对矿用救生舱的研制至今还没有成熟的产品投入使用。一些厂家由于对煤矿井下发生事故时的特殊环境了解不透彻，导致产品研发进程走了很多弯路，或者研制出的产品不能符合实际要求[9]。

由于缺少设计研发和实际应用等方面的经验，国内救生舱生产大多通过尝试法来进行设计，并且极少部分借助爆炸试验来进行验证。在国家政策的要求下，救生舱的使用又迫在眉睫，因此抢占市场成为生产厂商和研发单位的首要任务。为了提高救生舱结构的可靠性、节约实验成本和缩短设计周期，作者与某机械厂合作，应用非线性显式有限元算法对其所设计救生舱结构抵抗冲击能力进行模拟分析，为其结构优化及改进提供理论上的指导。

本文对两种典型爆炸冲击载荷(舱头正面冲击和舱体侧面冲击)进行了模拟，根据相关文件规定和厂方要求对四种典型峰值超压下的载荷进行分析，并讨论救生舱的变形行为与结果。

1 几何结构

救生舱的结构(如图1)特征为由门框式骨架作为支撑，骨架之间通过不薄于4 mm的波纹钢板连接。连接方式有螺钉紧固和焊接两种方式，为了方便运输和拆卸救生舱结构设计成若干个重复单元(如图2)的连接，可以根据空间条件和人员数量组装其长度。底部则和地面进行固定连接，以防止受到冲击被掀翻或移动。外部钢板作为保护结构，其强度是重点，内部还有隔热层、吸附层、装饰层等结构，为了提供生存所需条件内部还配备有其它维持生存环境的设备。因而支撑结构和外部钢板对爆炸冲击的抵抗能力决定着内部各种功能模块及设备的安全。

图1 救生舱总体结构Fig.1 Structure of refuge chamber

2 数值模型

2.1 边界说明和载荷条件

从救生舱结构特点可以看出除了两头舱门其结构可认为是重复单元的连接，为了减少计算量可针对其重复结构(如图2)进行模拟分析。为了验证局部分析的可靠性，本文对整体也进行了完整的模拟分析，与局部分析对比，两者结果一致。第二种工况为舱头承受正向的爆炸冲击，以验证舱头结构(如图3)的抵抗能力。

图2 救生舱的单元结构Fig.2 Refuge chamber unit

图3 救生舱的舱头结构Fig.1 Head of refuge chamber

经前面叙述，外部钢板和支撑结构对爆炸冲击的响应是本次分析的重点。边界条件为:① 底面是和地面连接进行固定;② 骨架及钢板通过焊接相连成为一体;③ 爆炸点于远处，冲击波波面为平面;④ 根据冲击波超压峰值变化曲线进行加载;⑤ 不考虑二次冲击或者回弹冲击波;⑥ 舱体处于自由空间，能够正常回弹。

2.2 有限元模型

根据三向尺寸的关系特点，骨架结构采用实体单元(减缩积分六面体单元)，而钢板为壳体单元(厚度方向五个积分点普通壳单元)。骨架与钢板之间通过绑定约束(tie)模拟焊接;骨架与钢板结构底部均做固定约束(encastre)边界以模拟底部与地面的固定连接;载荷采用给定幅值曲线的均布面力(contribution)模拟爆炸产生的冲击波平面。图4所示为网格划分结果和边界设定情况。使用动态显式算法对瞬间冲击过程及响应进行计算，回弹分析则以动态分析结果作为初始状态，用静态隐式算法进行计算。分别采用了两种算法的优点，提高计算效率及结构的准确度。

瓦斯爆炸冲击波衰减规律及破坏效应的模拟分析为矿难救生系统的研究及设计提供了高仿真度的实验环境，一定程度上弥补了无法进行真实爆炸实验的不足。

图4 救生舱结构单元的网格与边界Fig.4 Mesh and boundary

骨架与钢板材料均为Q345－A，其弹性模量为207 GPa，泊松比 0.3，密度 7.85 g/cm3，通过实验测得其屈服曲线如图4所示。当变形量较大时名义应力－应变无法准确描述其变形行为，必须转换成真实应力－真实应变:

式中:σnom、εnom分别为名义应力、名义应变，σ与ε为真实应力、真实应变。

图5 Q345－A的屈服曲线Fig.5 Strain and stress curve of Q345 － A

冲击是瞬态过程，采用显式动力分析能够避免迭代收敛的问题和提高计算效率并且得到正确的结果。回弹则是在自由状态下应力的一种释放过程即没有外力的加载，采用隐式分析进行计算可以得到更准确的结果。通过数据传递实现两种算法的结合，以显式动力分析的结果数据作为回弹分析的初始条件进行后续分析，边界条件不变的情况下进行回弹分析。

结果数据主要包括:骨架发生最大位移、钢板中心变形量、顶部最大位移量及应力最大值和以上结果所在区域。

文献[10]通过数值模拟瓦斯爆炸，得出超压为1.5 MPa冲击波压力随时间的变化曲线。其有效作用时间约为5 ms，超压峰值曲线为极速上升到最大值然后缓慢下降。文献[11]于真实试验巷道中对瓦斯爆炸进行了数据采集工作，并得出了 0.5 MPa、0.92 MPa 和 2.2 MPa情况下的超压，其超压峰值变化曲线均为急剧上升然后缓慢下降的趋势。并得出在有障碍物的情况下其峰值压力最大可以达到2.5 MPa。提出了救生舱安装位置应该避免使其成为障碍物，以减少爆炸过程冲击波因激励作用增加对其冲击。根据文献[10]超压峰值曲线对1.5 MPa峰值冲击波情况进行加载，根据文献[11]所得超压峰值近似作为 0.5 MPa、1 MPa、2 MPa峰值进行加载。最终加载数据如表1所示。

由于超压冲击时间很短，在几毫秒时间内。钢架结构的温度不足以在瞬时内发生很大变化，因而不考虑温度对材料性能的影响[12]。

表1 超压峰值及其作用时间 单位:毫秒Tab.1 Ultra-pressure and effecting time unit:ms

3 结果与讨论

3.1 结构单元侧面冲击响应

0.5 MPa峰值舱体结构只发生弹性变形，经过回弹后完全恢复(如图6所示);1 MPa峰值中部区域局部发生塑性变形;1.5 MPa塑性变形区域扩大并且骨架底部局部有塑性变形;根据加载曲线2 MPa时作用时间的急剧增大，使结构发生较大的塑性变形，最大位移达到251.2 mm。以上产生的最大位移量与救生舱宽度方向跨度相比小于20%，减去舱体的挠度变形量远小于此。所有载荷所得结果列于表2。

表2 侧面冲击产生位移及回弹 单位:毫米Tab.2 Reaction displacement and rebound unit:mm

表2结果显示，随着超压峰值的增高变形量增大很快，且不和载荷峰值呈线性关系，和有效作用时间也并非线性关系，如图7所示(图中从上往下的曲线分别为变形位移、最终位移、回弹量)。

图6 0.5 MPa载荷下回弹量及最终变形图Fig.6 Rebound in 0.5 MPa and the results

图7 单元位移随压力峰值变化曲线Fig.7 Maximum displacement VS.ultra-pressure

图8 正面冲击模型边界条件和网格划分结果Fig.8 Boundary and mesh

3.2 正面冲击

经过整体模拟结果得出正面遭受2.0 MPa最大超压峰值爆炸冲击下只有与受冲击舱门连接的第一节结果发生变形，为了减少计算量，即可只对一节进行计算来反映整体的变形。其边界条件为底面与里侧骨架固定约束，如图9所示。舱门、骨架和钢板之间的连接与前面算例一样通过绑定约束(tie)模拟，加载条件为表1所示。产生的变形量和回弹值结果列于表3。

表3 救生舱正面承受冲击载荷的位移 单位:毫米Tab.3 Reaction displacement and rebound unit:mm

随着超压峰值的增大，变形位移和回弹位移均增加，但2 MPa超压峰值时回弹位移出现了异常，比1 MPa的回弹位移量还小。由于变形发生的主要部位为舱门中部，经过分析，舱门结构的特点为四周和骨架进行固定连接，在2 MPa超压峰值作用下中部变形很大出现了严重的凹陷，四周固定则应力无法释放所以不能够产生有效的回弹，导致回弹位移很小。图9(图中曲线由上至下分别对应A、B、C、D、E)为舱门上采样点位置及其变形过程中位移变化曲线。根据模拟结果舱门在2MPa超压峰值冲击波作用下发生了很大变形，最大达到240.3 mm(如图10所示)，与钢板宽度方向跨度比值达到约50%。此时可能会对舱体内部的设备及仪器造成冲击和破坏，因而舱门结构需要增大强度或者设计成中间向外凸出结构。

图9 舱门数据样点位置及其位移变化曲线Fig.9 The sample points its displacement curves

图10 2.0 MPa载荷下舱门回弹量及最终变形图Fig.10 The rebound of door in 2.0 MPa ultra-pressure

4 结论

通过对救生舱侧面和正面进行冲击载荷模拟，得出以下结论:

(1)救生舱变形最大位移与超压峰值和有效作用时间的关系不是简单线性关系，而是随着二者的增大急剧增加。

(2)在侧面冲击中，由于结构和变形的对称性回弹量增大，但是最终变形位移仍是随载荷增大急剧增加。

(3)在正面冲击中，舱头中部和边部变形具有截然不同的趋势;中部向里凹陷，边部往外翘出。变形严重时，回弹变得困难即回弹量很小，使得最终变形量随着超压增高增加更快。

(4)该结构中舱头在2.0 MPa超压峰值作用下发生严重变形，可能对内部的设备和仪器造成破坏，舱门需要提高强度。

(5)在有限元分析中，根据模型结构特点对其进行简化，在允许的精度范围内可以极大减小计算量。

目前，国内流行的救生舱结构大部分都是多个单元连接的箱式结构，本文的研究方法以及结果能够为救生舱的设计提供有效的帮助。

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