救生舱板壳结构抗爆炸载荷模拟

救生舱板壳结构抗爆炸载荷模拟

矿山采矿爆炸是矿山的五大自然灾害之一，导致巨大的官僚损失和巨大的财产损失。在煤矿瓦斯煤尘爆炸、煤与瓦斯突出、透水、冒顶等事故中,大约超过80%遇难矿工是由于爆炸后其附近区域缺氧、充满高温烟气或高浓度有毒有害气体、因爆炸坍塌、透水等原因而无法及时撤离到安全区域或升井而造成的。救生舱是为无法安全撤至地面的遇险人员提供基本生存条件的紧急避险设施,主要包括安全防护系统,通讯系统,氧气供给保障系统,照明和指示系统,空气净化与温湿度调节系统,动力供应系统,环境监测系统,生存保障系统八大系统。救生舱板壳结构是一个密封且坚固的机械系统,具有防止有毒有害气体进入舱内的能力。瓦斯煤尘爆炸产生的强大冲击波会使板壳结构(下文简称壳体)发生一定程度的塑性变形,甚至发生倾倒和扭曲,变形严重会破坏密封。为此,2011-01-27,国家煤矿安监局下发了《煤矿井下紧急避险系统建设管理暂行规定》,对包括救生舱在内的煤矿井下紧急避险系统的设计、建设、使用做出详细规定,提高煤矿井下紧急避险能力,减少事故伤亡,促进煤矿安全生产。救生舱大致可分为固定式、移动式和快速充气式,固定式和移动式均为密封且坚固可靠的长筒形金属舱体,其壳体由板材、钢管、工字钢、槽钢等型钢以及法兰通过焊接、栓铆连接而成。移动式可随作业场所变迁而移动,改变架设位置。按机械结构特点,移动式救生舱分为组装式、一体式、其它。组装式救生舱壳体由一定数量的基本结构单元组装而成,具有方便拆卸运输的优点。目前,国内外救生舱关键技术以及对救生舱的抗爆性能、隔热性能等进行试验研究已趋成熟,尽管对救生舱壳体抗冲击载荷作用变形,与冲击载荷导致的变形相关的某些因素,以及简要的救生舱方案设计等方面进行了工作,利用非线性动力分析有限元软件证明了某分段式煤矿可移动式硬体救生舱承受具体三角形爆炸冲击波作用下的结构安全性,且验证了所采用的仿真方法可以得出有效且通用的结果。但国内外救生舱壳体设计及强度校核方面需要更多理论支持。为此,拟根据救生舱性能要求,确定典型壳体结构,利用有限元方法,分析壳体在爆炸载荷作用下产生的应力及变形,来校验壳体的安全性和可行性,得出强度、性能最优化的壳体结构形式,确定不同情况下较合适的基本结构,以期理论研究为产品进一步的改进提供指导性建议。1救生舱结构及容量的确定壳体在发生瓦斯煤尘爆炸情况下,处于承受外压的状态,主要失效模式为强度失效与变形失效。相同尺寸的长方体容器载人多,但其拐角易出现应力集中,且耐压性低于圆形容器,需要对结构进行设计并校核。救生舱除底面外的各面承受冲击波载荷,可简化为两端固定的简支梁,如图1所示。其挠度最大值出现在梁中间位置,绕曲线方程见式(1),最大挠度方程见式(2),因此在保证有效容积(即救生舱内除去设备、材料占用空间外所剩余的、供避险人员生存的净空间)时应减短长度。根据井口尺寸确定宽高尺寸,由容积确定基本长度,从运输、舱段间密封风险等角度确定基本舱段长度。以12人舱为例,过渡舱的净容积应不小于1.8m3;生存舱的有效容积应不小于0.8m3/人×12人=9.6m3,取救生舱总长l=10m,宽b=1.8m,高h=1.9m。式中,v为梁的挠度,mm;q为均布载荷,kN/m;E′为钢的弹性模量,N/mm2;I为钢的界面惯矩,mm4;l为梁的长度。式中,f为梁的最大挠度。瓦斯煤尘爆炸压力峰值可能达到0.9MPa以上,高温可能超出2000℃,为避免安全隐患,救生舱壳体应满足移动式中压钢制容器的结构标准。根据GB150-2011中的规定,蒙皮选取强度、加工性能等综合性能较好的Q345-B钢板,厚度δe。以可覆盖冲击波的三角波作为原始计算载荷。超压峰值0.6MPa,持续时间300ms的三角波等效计算静压力Pe为式中,Pmax为施加在壳体上的反射压力峰值,MPa;Cd为动载系数;t1为三角波持续时间,取300ms;T为结构的自振周期,采用柱壳计算公式,矩形薄板自振周期一般为毫秒级;E为杨氏模量,取206GPa;ρ为壳体材料密度,取7.8g/cm3;R为壳体半径,取长方体等体积换算直径圆筒外直径D02R2.0872m,由,查GB150-2011,差值取圆筒外压应变系数A为9×10-4。取承受温度较高的曲线,确定外压应力系数B为54MPa。井下环境中,腐蚀裕量不小于1mm,取2mm。厚度允许偏差按GB/T709-2006的B类偏差,取为0.55。有效板厚=6.5708+2+0.55=9.1208mm,向上圆整为10mm。选取厚10mm钢板作为壳体蒙皮。选取联接法兰厚度为35mm,以保证能不影响密封情况下,法兰有较高的强度。1.2结构的分段变化壳体可简化为中间加两个简支约束的简支梁,梁的中间有纵向支撑结构时,其抗弯刚度分段变化,受力简,如图2所示。在壳体内部/外部焊接惯性矩足够的加强圈,以进一步避免失效。在壳体内外分别取40mm×60mm扁钢、70mm×50mm×4mm矩形管4种结构。端面为迎爆面,在端面内部焊接“#”形加强筋局部加强。1.3壳体结构模型壳体基本结构如图3所示,以单舱段视图展现各壳体的筋架布置,图3(a)为内部焊接扁钢的壳体结构(shellwithinternalsteel,下文简称it),图3(b)为内部焊接矩形管的壳体结构(shellwithinternalrectangulartube,下文简称IR),图3(c)为在外部焊接扁钢的壳体结构(shellwithexternalsteel,下文简称ET),图3(d)为外部焊接矩形管的壳体结构(shellwithexternalrectangulartube,下文简称ER),焊接需保证工艺要求。2壳体结构的抗爆炸影响安全值的模拟2.1有限元模型的建立及网格划分采用显式非线性动力分析程序ANSYS/LS-DY-NA计算爆炸载荷作用下壳体的应力和弹塑性变形。该动力问题的基本方程为式中,δ(t)为整个弹性体上的节点位移矩阵;P(t)为单元节点载荷矩阵;K为总刚度矩阵;M为总质量矩阵;C为总阻尼矩阵。对于动态结构,应力和位移都是时间t的函数,单元内的应变、应力为式中,ε(t)为单元内的应变;σ(t)为单元内的应力;δ(t)e为单元节点位移列阵;B为应变矩阵。假设:结构件的焊接是完全可靠的,结构件之间已焊透,焊接应力全部消除,焊脚高度对结构无影响;机座结构不存在任何制造或安装变形;螺栓连接可靠,其预应力对结构件无影响。考虑模型实际尺寸及计算需要,蒙皮、加强筋采用薄壳单元划分网格。法兰采用实体单元划分网格。螺栓联接采用弹簧阻尼单元划分网格。设置壳单元最大单元尺寸为50mm,实体单元最大单元尺寸为25mm。壳体底部固定,简化为沿救生舱纵向多点固定约束。采用弹塑性非线性本构模型,查机械手册得材料特性参数见表1。选用拉格朗日算法,加载压力波。端面施加超压峰值1.0MPa的冲击载荷;侧面及顶面加载减半,压力-时间曲线如图4所示。2.2数值计算结果和分析计算完成后,提取动力学分析过程中壳体(为直观显示结果,隐藏筋架)典型云图,以分析4种模型的受力、变形情况。2.2.1初始应力er应力σ出现最大值的某时刻应力云图,如图5所示。在应力云图中颜色条的不同颜色标识所受应力大小的程度,颜色由蓝色逐渐过度到红色,表示所受应力由小到大(下同)。壳体IT,IR,ET,ER应力最大值均出现在中间或倒角的加强筋焊接处,分别为400.7,393.1,313.2,375.1MPa。ET最大应力未超出屈服极限;IT,IR,ER仅有极小的塑性变形区域,且最大应力值低于强度极限,表明这些结构未出现破坏失效。σET<σER<σIR<σIT,外部加强筋缓冲壳体承受冲击波压力的能力略优于内部加强筋,因为矩形管为中空结构,略有吸能作用。2.2.2面的门区外中间位置位移δ出现最大值的某时刻位移云图,如图6所示。壳体IT,IR,ET,ER位移最大值均出现在前后端面的门区外中间位置及各舱段中间位置,分别为12.14,14.16,18.36,16.32mm,均未出现变形失效。内部加强筋起到更好的抗弯效果,内部扁钢抗弯性能最优,但占用较多内部空间,且可能形成热桥。外部筋架中,矩形管的抗弯性能略优于扁钢,可能因矩形管作用面大,且其中空结构有缓冲压力的作用。3结构形式的选择过小型以上分析表明数值模拟结果与冲击波响应特性一致,主要结果见表2,以σ,δ的大小对比表征加强筋结构对壳体抗冲击性能的影响对比,σ越小表示减弱壳体受力效果越好;δ越小表示减弱壳体变形效果越好。结合式(2)得出:(1)长度较短的小型舱,侧面挠度较小,壳体可能破坏失效,且容积有限,选取ER或ET结构。(2)中型舱,侧面挠度较大,且壳体可能破坏失效,选取IR或者IT结构。材料强度高时,可以选取IT。(3)大型舱,侧面挠度大,且壳体可能破坏失效,结合ER,IT结构的优点,可同时使用外部矩形管和内部扁钢加强筋。在允许情况下,对薄弱部位进行局部加强,将倒角处改进为圆角。增大螺栓安装规格,一起进一步加强救生舱抗冲击性能。4壳内载荷作用下的变形响应(1)考虑救生舱的工作环境、强度要求、有效容积等因素,参考压力容器标准,确定救生舱板壳结构的基本尺寸;然后依据力学理论,考虑壳体可能出现的失效形式,设计了内部焊接有扁钢、内部焊接有矩形管、外部焊接有扁钢、外部焊接有矩形管4种壳体结构及布置方式,扁钢尺寸取40mm×60mm,矩形管尺寸取80mm×40mm×5mm,建立了具体模型。(2)利用动力学有限元方法,分析几种壳体结构在爆炸载荷作用下产生响应,考虑安全系数,加载了波峰为1.0MPa,持续300ms三角形冲击波,计算结果表明几种壳体位移分别为12.14,14.16,18.36,16.32mm,最大应力分别为400.7,393.1