巷道内爆炸冲击作用下煤矿救生舱动态响应的数值分析

荣吉利， 刘　迁， 项大林

(北京理工大学 宇航学院，北京　100081)

巷道内爆炸冲击作用下煤矿救生舱动态响应的数值分析

荣吉利， 刘迁， 项大林

(北京理工大学 宇航学院，北京100081)

运用AUTODYN有限元软件，基于流-固耦合方法，分析了某型号圆柱形救生舱在巷道内的冲击响应规律。研究表明，冲击载荷峰值压力为2.14 MPa时，救生舱受前端面和尾端面冲击的最大等效应力均未达到强度极限，迎爆面中心点的最大位移也均未超过失效准则的要求，救生舱强度符合国家标准。当迎爆面换成平面结构时，在相同的爆炸冲击下，救生舱发生了强度失效和变形失效，这说明采用凸出结构的迎爆面可以增强救生舱的抗冲击性能，相关结论对救生舱的设计具有一定工程价值。

救生舱；爆炸冲击；流-固耦合；强度分析；数值模拟

矿井内部工作环境较为复杂，容易发生瓦斯爆炸、煤尘爆炸、火灾以及透水事故等，因此，设计煤矿救生舱，为无法及时逃离事故现场的矿工提供可以保证其生存的密闭空间十分必要。一般来说，救生舱为钢制腔体，整体结构不仅需要具备一定的气密性，而且要求必须具备较好的抗爆与抗冲击性能[1]。

相对于其他采矿业发达的国家，我国对于煤矿救生舱的研制起步较晚，在这方面进行的相关现场调查、基础试验等数据很少。由于缺少设计研发和实际应用等方面的经验，国内救生舱大多通过尝试来进行设计，很少借助爆炸试验来进行验证[2]。评定救生舱的抗冲击性能主要采用实物试验和数值分析方法。目前，国内仅有重庆煤科总院能够进行实体救生舱的爆炸试验。爆炸试验会消耗大量的财力人力，因此数值模拟成为检验救生舱强度的主要方法[3]。

目前，大多数救生舱舱体为方形舱，这主要是因为方形舱空间大、易加工，现有文献也多以方舱为研究对象。但是，方形舱承压能力较弱，必须增加壳体的厚度才能满足强度要求，而圆柱形舱体抗冲击性能优越[5]，但是相关文献的研究却较少。

本文根据《煤矿可移动式硬体救生舱舱体抗爆炸冲击性能数值模拟分析基本要求》(以下简称《要求》)[6]，运用AUTODYN有限元软件，建立了包含巷道在内的救生舱有限元模型，模拟分析了某型号圆柱形救生舱在2.14 MPa冲击载荷作用下的动态响应，并根据仿真结果对救生舱进行强度校核。同时，对比分析了平面迎爆面结构在相同爆炸冲击下的响应，反映了凸出结构对冲击波有效的抵抗能力。

1有限元模型的建立

根据《要求》中的规定，并出于对计算时间的考虑，对计算模型做如下简化：

(1) 巷道采用矩形截面，高和宽与《要求》中巷道的尺寸保持一致。

(2) 使用等效TNT炸药代替瓦斯气体爆炸，炸药位于巷道一侧端面的几何中心，且起爆点位于炸药中心位置。

1.1救生舱模型

救生舱总长8.165 m，舱体半径0.843 m，高1.743 m，舱体壳厚为14 mm，舱盖的壳厚为16 mm。救生舱内部的加强筋采用焊接的方式与舱体相连，整体模型如图1所示。

图1　救生舱整体模型Fig.1 Overall model of rescue chamber

假设壳体焊接牢固，无残余应力且不存在焊接缺陷，救生舱结构不存在任何制造或安装变形等缺陷。为了便于分析和计算，对救生舱结构进行局部简化，略去舱门辅助零件以及法兰结构的细微特征。救生舱采用Lagrange单元创建，壳面采用SHELL163壳单元，舱门部分使用SOLID168实体单元，内部加强筋选择SOLID164实体单元。加强筋与外壳采用合并节点的方式连接在一起。网格划分情况见图2。

图2　救生舱有限元网格划分Fig.2 Finite element mesh of rescue chamber

舱体各部分单元划分情况见表1。

表1　 各部分单元划分情况

1.2巷道模型

巷道宽3.2 m，高2.6 m，总长148 m，包括爆源段28 m、冲击波传播段100 m、救生舱至出口端距离20 m。巷道和救生舱的位置关系如图3所示。

图3　救生舱与巷道的位置关系示意图Fig.3 Schematics of relative positions between chamber and tunnel

巷道模型采用Euler单元描述，充满空气，网格尺寸为边长200 mm的正六面体单元，单元总数为153 920个。

1.3材料属性

救生舱使用的材料为Q345-R低合金钢，其主要力学参数见表2。空气模型和TNT模型采用AUTODYN软件材料库中自带的材料参数。

表2　 Q345-R主要力学参数

1.4边界条件与载荷

整个模型包含Euler单元和Lagrange单元，故分析将采用流-固耦合算法。根据《要求》，巷道出口端采用Flow Out边界，其它边界采用刚性固壁边界，救生舱底部与地面采用固定约束。

TNT属于凝聚炸药，爆炸的起始超压高，衰减也快，冲击波传播到80 m后与瓦斯爆炸的超压基本相同[7]，而本文救生舱与炸药的距离为128 m，因此可以使用TNT作为爆源来模拟瓦斯爆炸。基于TNT当量法，将瓦斯气体视为等效TNT炸药，放置在巷道的一端作为爆源。

根据设计要求，该型救生舱要求能够承受峰值为2 MPa的迎面冲击波载荷，满足《要求》中载荷不小于0.3 MPa×2(2为安全系数)的规定。为达到该条件，通过调整TNT炸药的质量，最终得到当装药质量为156.5 kg时，爆炸冲击波传播至救生舱附近时的峰值为2.14 MPa，满足载荷设计要求。

为了能够测量冲击波的压力时程曲线，分别在巷道内部、上顶面、两个侧面沿冲击波的传播方向布置压力监测点，间隔为2 m。同时在救生舱前方1 m范围内，沿轴线每间隔0.2 m布置一个压力监测点，测点分布情况如图4所示。

图4　救生舱前方测点分布Fig.4 Distribution of measuring points ahead of chamber

2结果与分析

对于安装在巷道中的救生舱，两端都有可能遭受爆炸冲击的危险，因此需要保证其前后都能够承受冲击波的冲击作用。分别对救生舱的前端面和尾端面进行冲击分析，计算时间为300 ms。其中0～110 ms为冲击波传播阶段，110～300 ms为救生舱响应阶段。

2.1传播阶段

由于受到巷道壁面的约束作用，TNT爆炸产生的冲击波会在壁面间来回反射。在初始阶段冲击波比较紊乱，传播一定距离后混乱的流场逐渐稳定，形成平面冲击波[8]。冲击波传至救生舱前端，遇到障碍传播受阻，后面的压缩波赶上前面的压缩波，压缩波叠加形成激波，此时气体密度迅速增大，压力峰值增大[9]，取救生舱前方测点的压力-时间曲线如图5所示。可以看到，冲击波的峰值出现迅速增长，传至5号测点时，压力峰值为2.14 MPa。

图5　前测点的压力-时间曲线Fig.5 Press history curves of front measuring points of chamber

冲击波遇救生舱后发生绕流，流速变快，由伯努利方程可知，流体速度增加，压强会随之减小，取上顶面测点的压力-时间曲线如图6所示，压力峰值约为0.73 MPa，只有迎面冲击载荷的34.1%。救生舱两侧面和上顶面与巷道壁面距离相差不大，因此压力曲线也大致相同。冲击波通过救生舱后，威力进一步减弱，取舱末端附近测点的压力-时间曲线如图7所示，压力峰值约为0.57 MPa。

图6　上顶面测点的压力-时间曲线Fig.6 Press history curve of measuring point on the top surface

图7　末端测点的压力-时间曲线Fig.7 Press history curve of rear measuring point of chamber

2.2前端面冲击

冲击波遇救生舱后继续向后传播，120 ms时刻救生舱的等效应力达到最大值4 27.1 MPa，位于舱盖与舱体的连接位置。等效应力云图如图8所示。救生舱的侧面和末端受冲击载荷较小，因此并未发生明显的应力变化。

救生舱的最大等效应力超过了材料的屈服极限345 MPa，因此会产生塑性变形。迎爆面是救生舱变形的主要区域，救生舱的迎爆面为凸出的弧面形结构，变形形式表现为从中心向外不断延伸，大变形也主要发生在中心区域，变形云图如图9所示。迎爆面中心点的位移-时间曲线如图10，可以看出，受爆炸冲击波作用，救生舱的前端面迅速变形，随后又立即回弹，变形减弱并趋于稳定，中心点的最大位移为18.09 mm，最终位移为12.24 mm。

图8　救生舱等效应力云图Fig.8 Equivalent stress nephogram of chamber

图9　救生舱变形云图Fig.9 Deformation nephogram of chamber

图10　中心点的位移-时间曲线Fig.10 Displacement history curve of center of blast front

2.3尾端面冲击

将救生舱反方向放置，其他条件不变，重新对其进行冲击分析。119 ms时刻救生舱的尾端两侧靠下位置出现应力极值，最大等效应力为364.6 MPa，处于刚刚发生塑性变形的状态，该时刻的等效应力云图如图11所示。

救生舱的变形云图如图12所示。同样的，尾端面中心区域为重点考察的对象，迎爆面中心点的位移-时间曲线如图13。该点受冲击产生的最大位移为6.22 mm，随后迅速减少，300 ms时刻的位移仅为0.73 mm，并且根据曲线趋势我们可以预测，中心点的最终位移会更低，可以忽略不计。

图11　救生舱等效应力云图Fig.11 Deformation nephogram of chamber

图12　救生舱变形云图Fig.12 Deformation nephogram of chamber

图13　中心点的位移-时间曲线Fig.13 Displacement history curve of center of blast front

2.4强度分析与校核

从图10和图13中可以看到，救生舱的尾端面结构对于冲击波的抵抗能力要优于前端面。在相同的爆炸冲击下，尾端面受冲击作用的最大等效应力为前端面的85.4%，并且，尾端面受冲击作用时的变形主要为弹性变形，而前端面的变形多为塑性变形。这种差异的出现主要是由迎爆面的不同结构所决定的。

救生舱整体结构损伤类型及判别准则见表3。在两种工况中，救生舱整体基本处于弹性阶段，未出现破坏失效和变形失效，救生舱的设计满足强度要求。

表3　救生舱整体结构损伤类型及判别准则

3迎爆面结构的影响

为了研究迎爆面凸出结构对抗冲击能力的影响，将救生舱的迎爆面设定成平面结构，壳体厚度仍保持14 mm不变，接着分析了救生舱在相同爆炸冲击下的动态响应。124 ms时刻迎爆面的边缘位置出现了应力极值，最大等效应力为554.0 MPa，超过了材料的强度极限，等效应力云图如图14所示。此时迎爆面已经发生明显内陷，中心区域变形最为严重，变形云图如图15所示。

图14　救生舱等效应力云图Fig.14 Deformation nephogram of chamber

迎爆面中心点的位移-时间曲线如图16所示，可以看到，受冲击作用，点的位移在达到最大值364.07 mm后并未大幅下降，这说明迎爆平面在冲击过后没有回弹。由表3可以判定，救生舱为破坏失效和变形失效。

图15　救生舱变形云图Fig.15 Deformation nephogram of chamber

图16　中心点的位移-时间曲线Fig.16 Displacement history curve of center of blast front

研究表明，冲击波的反射会加强其对目标的破坏程度，当冲击波与目标表面成不同角度时，会发生不同类型的反射，其中，当入射波与目标表面垂直时，反射的加强效果最明显[10]。因此采用凸出结构的迎爆面设计，可以避免冲击波垂直入射，从而减弱冲击波的反射效果，进而减小其对救生舱的破坏作用。

4结论

运用AUTODYN软件模拟了某型号圆柱形救生舱在巷道内受2.14 MPa爆炸冲击作用下的动态响应。冲击波在传至救生舱后迅速衰减，除迎爆面外，其余位置的响应并不明显。迎爆面为前端面时，救生舱的最大等效应力为427.1 MPa，位于舱盖与舱体的连接位置，迎爆面中心点的最大位移为18.09 mm，最终位移为12.24 mm；迎爆面为尾端面时，救生舱的最大等效应力为364.6 MPa，位于尾端两侧靠下位置，迎爆面中心点的最大位移为6.22 mm，最终位移接近于零。两种工况下，救生舱的强度均符合要求。另外，在对救生舱进行安装时，可考虑将抗冲击性较强的尾端面对着更容易发生危险的掘进面，以增强其安全性。

在相同的爆炸冲击条件下，当迎爆面取平面结构时，救生舱发生了破坏失效和变形失效，其中最大等效应力为554.0 MPa，最大变形量为364.07 mm。计算结果表明，采用凸出结构的迎爆面可以减弱冲击波的反射效果，能够增强救生舱的抗冲击性能。

从仿真结果可以看出，该救生舱的强度完全能够满足承受2 MPa冲击载荷的要求。因此，基于强度校核的结果，建议适当增加前端面钢板的厚度或增添加强筋以提高其强度；减小舱体的壳厚，从而减轻救生舱的重量，节约生产成本，使其更容易搬运和安装。

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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

国家自然科学基金项目(11272057)

2015-02-04修改稿收到日期：2015-06-09

荣吉利 男，博士, 教授，1964年2月生

O347.3

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