礦用救生艙瓦斯爆炸動力響應數值模擬

張博一，李秋稷，王 偉

(哈爾濱工業大學 土木工程學院，150090 哈爾濱)

我國作為能源消費大國，煤炭在我國一次能源生產的格局中占有近70%的絕對比重.我國煤炭產量雖然只占世界煤炭產量的1/3，但煤礦礦難死亡人數占世界煤礦事故死亡人數的4/5.據統計，在各類煤炭礦難中，瞬間死亡人數比例只有不到10%，而事故發生后形成的高溫、缺氧、毒氣彌散等次生災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，當發生災難或意外事故時，井下作業人員用于逃生、避難等待救援的一個密封裝置設備，在國內外應用日趨廣泛［1－4］，當煤礦井下發生瓦斯或煤塵爆炸時，會產生強大的沖擊波作用在艙體上使其發生變形甚至失效，直接危及艙體內避險礦工的生命安全，因此救生艙艙體的抗爆炸沖擊性能是救生艙設計時需要考慮的關鍵因素.

評價救生艙的抗爆性能主要采用實物爆炸試驗和數值分析方法.國內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［5］，由于瓦斯爆炸實驗為實物破壞性試驗，實驗具有復雜性和隨機性，且實驗成本昂貴，因此采用數值模擬計算救生艙的抗爆性能是一種更為科學合理的方法.救生艙抗爆性能的數值分析是一個復雜的流固耦合問題，關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力響應方面的研究少有報道，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行了模擬分析，馬立東等［10］應用非線性顯式有限元算法對救生艙爆炸沖擊響應進行模擬，得出沖擊過程中的艙體應力、應變變化規律和最終變形情況.

盡管在救生艙抗瓦斯爆炸性能數值模擬方面已經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生的反射，繞流等現象對艙體產生的二次沖擊作用，也就是未能真實模擬在實際巷道中爆炸沖擊波產生的流場與救生艙艙體之間的流固耦合作用.本文利用顯式動力非線性有限元軟件ANSYS/LS－DYNA，采用ALE 流固耦合多物質單元，建立巷道內瓦斯爆炸流場、空氣及救生艙數值模型，模擬瓦斯爆炸沖擊波在巷道內傳播及與救生艙艙體之間的流固耦合相互作用，研究兩類典型結構形式的救生艙在瓦斯爆炸荷載作用下的動力響應特性.

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 節點空間薄膜單元SHELL163 建立有限元模型.需要對艙門及法蘭處重點處理，采用8 節點實體單元SOLID164 單元劃分.瓦斯氣體及空氣域采用實體單元SOLID164.

艙體有限元模型及其結構尺寸如圖1、表1所示.其中WL1 與WL2 模型艙體外壁均采用瓦楞形結構，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加強筋平板結構，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、艙體長度以及結構形式對艙體瓦斯爆炸荷載作用下的動力響應特性的影響.4 種艙體各部件的厚度完全一致，各構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 m

表2 救生艙結構各構件材料及厚度值

1.2 材料模型

在數值模擬中，利用LS－DYNA 材料庫的空物質MAT－NULL 模型及線性多項式狀態方程EOS－LINEAR－POLYNOMIAL 描述空氣和瓦斯的流動狀態［12］，即

式中:ρ0、ρ、E 分別為初始密度，當前密度和內能;C0～C6為狀態方程參數，μ=ρ/ρ0－1.參數取值見表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變率效應，適合模擬爆炸沖擊荷載作用下的金屬材料.其中考慮應變率效應影響后的材料屈服應力為

表3 空氣和瓦斯狀態方程EOS－LINEAR－POLYNOMIAL 參數

表4 鋼材的力學性能指標

1.3 瓦斯爆炸荷載及巷道模型

目前，國家安全生產監督管理總局發布的《煤礦可移動式硬體救生艙通用技術條件》(報批稿)對救生艙抗爆炸沖擊能力有明確的規定，要求分析作用在救生艙艙體結構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).本次數值模擬提取爆炸流場入射沖擊波作用在艙體上的壓力時程曲線見圖2.

圖2 爆炸流場入射波壓力－時程曲線

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系尺寸見圖3.瓦斯/空氣混合氣體爆炸產生的沖擊波在傳播過程中，巷道各壁面有較強的反射能力，沖擊波傳播越過艙體后仍繼續傳播，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 計算結果及分析

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，作用于艙體各個表面的壓力，沿高度和長度方向均呈現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 救生艙主艙門動力響應分析

2.2.1 主艙門應變結果分析

救生艙主艙門在爆炸沖擊荷載下最大塑性應變發生在400 ms 時刻，此時各個艙體主艙門對應的塑性應變云圖見圖6.

圖6 400 ms 時刻主艙門塑性應變云圖

最大塑性應變及分布情況見表5.模型JL1同JL2 的塑性應變基本一致，模型JL1、JL2 同WL1、WL2 相比，塑性區域更加廣泛，塑性分布更加均勻，結構更加合理.

表5 主艙門最大塑性應變及分布情況

2.2.2 主艙門位移結果分析

取主艙門中心點為測點，提取4 個艙體模型主艙門測點處位移時程曲線，圖7 為4 個艙體主艙門中心點位移時程曲線對比.從圖7 得知，4 個艙體模型主艙門中心點均在79 ms 時產生位移，然后迅速增加，到達位移峰值后又出現回彈現象，這是由于艙體結構在爆炸沖擊波作用下會出現往復振動的現象［13］.主艙門中心點最大位移值見表6.可知模型WL2 和WL1 相比，主艙門中心點最大位移值要高出27.6%;JL1 跟WL2 相比，主艙門中心點最大位移值要高出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左右發生往復振動現象，從70 mm 落到40 mm 如此大的位移落差應是救生艙整體的塑性變形或者屈曲導致的位移，而不是往復振動導致的.

表6 主艙門中心點最大位移值 mm

圖7 不同艙體主艙門位移時程曲線

2.3 前端板動力響應分析

2.3.1 前端板應變結果分析

救生艙前端板在爆炸沖擊荷載下最大塑性應變發生在400 ms 時刻，應變云圖見圖8，最大塑性應變及分布情況見表7.

計算分析結果表明，模型WL2、JL1 和JL2 較WL1 前端板塑性應變要大得多，表明艙體的結構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 前端板位移結果分析

取前端板門框上沿、門框右側及門框下沿為測點.艙體模型門框右側位移時程曲線見圖9.

表8 所示為4 種不同規格艙體前端板各測點最大位移值.可以看出，WL2 前端板位移各測點位移均比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影響較大.

圖8 400 ms 時刻前端板塑性應變云圖

表7 前端板最大塑性應變及分布情況

圖9 不同艙體前端板測點位移時程曲線

表8 不同規格艙體前端板各測點最大位移值 mm

2.4 艙體頂面、側面動力響應分析

2.4.1 艙壁應變結果分析

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

2.4.2 艙壁位移結果分析

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

圖10 400 ms 時刻艙壁塑性應變云圖

表9 艙體頂面、側面各測點最大位移值 mm

圖11 艙壁頂面及側面中間點位移時程曲線

可以看出，模型WL1、WL2 和JL1 的艙體頂面和艙體側面的位移均是中間最大，兩端稍小，但是JL2 表現出艙體前段位移較大，可見對于4 種規格艙體，爆炸沖擊波產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，同測點處位移要高出9.93%～40.1%，這是因為WL2 頂面和側面寬度尺寸相對更大，從而剛度更小;JL1 與JL2 在同測點處的位移相差不多，但要比WL2 高出24.4%～84.4%，這說明在相同爆炸沖擊波作用下，瓦楞型的救生艙結構具有更大的剛度.

2.5 逃生門動力響應分析

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

圖12 不同艙體逃生門中心點位移時程曲線

表10 逃生門中心點最大位移值 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，爆炸沖擊波對其產生的影響較小.

3 結論

1)在同一截面尺寸巷道內，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，艙體產生的變形越大，艙體抗爆性能相對越弱.

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

3)計算分析表明，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，其后半段產生的變形也相對較小.

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