防水型救生艙防護結(jié)構(gòu)研究

孫妙音

(北京科技大學 土木與環(huán)境工程學院，北京 100083)

近年來我國煤礦井下水災事故發(fā)生次數(shù)和死亡人數(shù)已占到煤礦傷亡總數(shù)的15.7%和17.5%，成為僅次于瓦斯事故的第二大事故類別。而現(xiàn)有救生艙作為井下緊急避險系統(tǒng)的關(guān)鍵裝備，目前尚未解決對深度透水的防護[1-2]。為了完善煤礦井下避險技術(shù)裝備的安全保障能力，國家“十二五”科技支撐計劃課題“礦用兩棲救生車及避難艙關(guān)鍵技術(shù)研發(fā)”中 “礦用可移動式救生艙關(guān)鍵技術(shù)研究”子課題，提出了關(guān)于防水型救生艙的研發(fā)內(nèi)容。本文通過相關(guān)法規(guī)及現(xiàn)場要求，確定了防水型救生艙基本設計指標，并對救生艙承壓結(jié)構(gòu)的關(guān)鍵應力和穩(wěn)定性臨界載荷進行分析計算，最終確定了其主要結(jié)構(gòu)參數(shù)，對其結(jié)構(gòu)進行了數(shù)值模擬驗證。

1 救生艙整體結(jié)構(gòu)

1.1 設計要求

首先本課題任務目標為：救生艙能夠額定救援時間內(nèi)始終承受150 m以上水壓，且艙內(nèi)生命保障及環(huán)境控制系統(tǒng)正常運行。其中額定救援人數(shù)為6人，額定救援時間不小于96 h。

同時防水型救生艙必須滿足《煤礦井下安全避險“六大系統(tǒng)”建設完善基本規(guī)范及檢查驗收暫行辦法》(安監(jiān)總煤裝〔2011〕33號)和救生艙的行業(yè)標準《煤礦可移動式硬體救生艙通用技術(shù)條件》中對救生艙的結(jié)構(gòu)基本要求[3]。

1)救生艙的額定防護時間不低于96 h，并且有不低于1.1 的備用系數(shù)。

2)救生艙應采用兩道門結(jié)構(gòu)(過渡艙結(jié)構(gòu))。外側(cè)第一道門采用向外開啟的防護密閉門，第二道門采用密閉門，兩道門之間為過渡艙，密閉門之內(nèi)為生存艙。

3)過渡艙的凈容積，小型救生艙應不小于1.4 m3。

4)生存艙提供的有效容積應不小于每人0.8 m3，且總有效容積不小于5.0 m3。應設有觀察窗和不少于2 個單向排氣閥。觀察窗材質(zhì)應具有與整艙相匹配的耐高溫、抗沖擊等性能。

5)救生艙應設應急逃生口，保證在救生艙艙門無法正常開啟的情況下遇險人員逃生需要。應急逃生口面積應不小于0.25 m2，并不宜設在與救生艙艙門同一側(cè)的位置。

1.2 基本尺寸

根據(jù)上述規(guī)定中對額定防護人數(shù)為6人、額定防護時間不低于96 h的小型救生艙艙的規(guī)定，結(jié)合井下巷道及罐籠尺寸等條件限定，救生艙艙體直徑設計為2 m，除去隔熱材料、肋骨以及內(nèi)飾板等，內(nèi)徑為1.8 m。結(jié)合艙內(nèi)環(huán)境控制與生命保障系統(tǒng)指標要求，救生艙總?cè)莘e不能低于13.25 m3，因此，艙體總長度不低于5.2 m，取整為6 m。本防水型救生艙(圖)設計為直徑2 m，長度為6 m的圓柱形艙體。

圖1 防水型救生艙剖面視圖

2 艙體應力計算

2.1 艙體應力關(guān)鍵影響因素

根據(jù)耐壓船體環(huán)肋圓柱殼結(jié)構(gòu)設計理論，救生艙艙體設計主要考慮的三個參數(shù)分別為：艙體應力設計的安全系數(shù)，殼板的厚度，肋骨的選型和布置方式。

1)安全系數(shù)

在重大的工程結(jié)構(gòu)設計中，為了保證安全的可靠性必須引入一定的安全儲備。本文采用危險應力法引入安全儲備，即將實際載荷乘以大于1的適當?shù)陌踩禂?shù)作為計算載荷，本文采用的計算方法是由潛艇結(jié)構(gòu)強度的計算方法衍生而來，為了確保安全，取安全系數(shù)為1.5，即所承受載荷按2.25 MPa計算[4]。

2)殼板厚度

根據(jù)對常用金屬材料[4-5]抗拉、抗壓性能，以及加工工藝、整艙質(zhì)量、成本等因素比對分析，北京科技大學工程研究中心研發(fā)了具有高強韌性、耐沖擊、耐腐蝕性的Q620型救生艙專用鋼材。屈服極限為620 MPa，抗拉極限700 MPa ～890 MPa，能夠在礦山等惡劣環(huán)境中使用，非常適用作承壓結(jié)構(gòu)。

目前潛艇的殼板厚度一般在20 mm～30 mm。防水型救生艙由于直徑較小并采用Q620鋼而使承壓能力相應提高，同時其承壓要求低于潛艇，艙壁厚度可降低10 mm。

3)肋骨選擇

為保證艙體應力小于規(guī)定的許用應力值，同時具有足夠的穩(wěn)定性，需要在耐壓圓柱殼內(nèi)部設置一系列環(huán)向肋骨，必要時還要設置中間支骨或框架支骨。環(huán)肋圓柱殼結(jié)構(gòu)在航空航天、船舶與海洋等工程領域應用很廣泛。肋骨主要有內(nèi)部焊接和外部焊接兩種方法，其基本形式根據(jù)其橫截面形狀主要分為I形、T形、方形(圖2)。救生艙的承壓結(jié)構(gòu)主要會受到肋骨的型材、尺寸和間距影響。本文會就不同肋骨參數(shù)對艙體承壓結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響進行研究。

圖2 不同肋骨型材尺寸圖

2.2 艙體應力計算理論公式

根據(jù)潛艇結(jié)構(gòu)設計的標準，艙體分為艙端和圓柱形艙殼兩部分。在計算應力時，選取兩段相鄰肋骨和它們之間的圓柱殼作為模型。

在應力校核前需要確定艙體的圓柱殼半徑R、殼板厚度t、肋骨間距l(xiāng)以及肋骨型材等基本數(shù)據(jù)，根據(jù)輔助函數(shù)得出材料應變后可計算環(huán)肋圓柱殼最關(guān)鍵的應力如下：

(1)殼板橫剖面上的正應力

(1)

(2)殼板縱剖面上的正應力

(2)

(3)肋骨橫剖面上的正應力

(3)

計算出上述實際應力后，還要與許用應力進行比較： [σ20]=0.85σs，[σ1]=1.15σs，[σf]=0.6σs。

2.3 艙體穩(wěn)定性校核理論公式

艙體失穩(wěn)形式包括三種：殼板局部失穩(wěn)、整體失穩(wěn)、中間支骨失穩(wěn)。救生艙艙體較小，沒有必要在肋骨間設置中間支骨，因此只需校核整體穩(wěn)定性和局部穩(wěn)定性。

1)整體穩(wěn)定性校核計算

整體失穩(wěn)時，整個艙體的肋骨全部失效，以圓柱殼的兩端為支點，整個艙段形成一個半波，失穩(wěn)臨界壓力PE：

(4)

式中：α=πR/L

PE——臨界壓力；

n——艙體變形的波數(shù)；

D——艙體的抗彎強度；

L——艙體的長度；

I——帶板的肋骨慣性矩。

一般來說，波數(shù)n通常取2、3、4之間。計算時可以分別代入上式，計算相應的pE值，取其中的最小值，即為艙體能承受的極限外壓力。

2)局部穩(wěn)定性校核計算

局部穩(wěn)定性校核計算時，肋骨并未失效，其模型是肋骨之間的圓柱殼，需計算公式為：

(5)

式中：α=πR/L；

l——肋骨的間距。

通過式(4)、(5)分別計算出兩種極限載荷，取其中較小者作為艙體的穩(wěn)定性的極限載荷[6]。

2.4 肋骨關(guān)鍵參數(shù)對結(jié)構(gòu)的影響

1)肋骨型式確定

考慮到巷道尺寸，內(nèi)部空間等限制，救生艙艙體還需填充隔熱及內(nèi)飾材料，導致艙體肋骨尺寸限定在75 mm×75 mm范圍內(nèi)。在艙壁厚度10 mm，肋骨中心間距400 mm條件下比較各型號肋骨對整艙承壓結(jié)構(gòu)和穩(wěn)定性的影響。

表1 不同肋骨型材方案參數(shù)表

表2 不同肋骨形式帶板慣性矩和臨界載荷

從表1中數(shù)據(jù)可得肋骨型材不同主要對跨端支座邊界處和肋骨剖面應力影響較大，橫截面積越大，在橫剖面的支座邊界處應力值越大，應力在肋骨剖面應力越小。

表2顯示，在間距、艙壁厚度一定的情況下，肋骨型材的橫截面積越大，艙體的整體穩(wěn)定性越高。Ⅰ型肋骨在2.62 MPa時，局部失穩(wěn)，達不到行業(yè)標準中關(guān)于載荷2倍安全系數(shù)的要求。在局部穩(wěn)定性方面方形與T型相同，綜合考慮性價比和總艙質(zhì)量選擇方案3，即T型型材作為本艙的肋骨型材

2)肋骨間距

在艙壁厚度10 mm條件下，討論不同T型肋骨(b2=45 mm、60 mm、75 mm)在200 mm～800 mm間距對艙體應力和穩(wěn)定性的影響。

如圖3所示，同一型號肋骨間距越小，所受應力越小。但應力增大到一定程度后，間距將不再對所受應力有影響，這個極值點約為450 mm。但隨著間距增大，艙體失穩(wěn)的臨界載荷會變小。經(jīng)計算，肋骨的間距在達到667 mm后，艙體在3 MPa就會失穩(wěn)，所以艙體肋骨的間距不得高于667 mm。因此肋骨間距應滿足應力和失穩(wěn)臨界載荷兩方面的要求。

根據(jù)上述方案考慮耗材和整艙重量，選擇肋骨間距為500 mm。

3)肋骨型號

下面討論在間距500 m時，肋骨型號不同(b2=45 mm，60 mm，75 mm)對承壓結(jié)構(gòu)和穩(wěn)定性的影響。計算要校核的三個關(guān)鍵力，計算結(jié)果見表 3。

表3 不同肋骨型號的關(guān)鍵應力

表3數(shù)據(jù)表明，肋骨間距和艙壁厚度一定時，肋骨的型號越大，橫截面積增大，肋骨剖面應力越小。肋骨型號越大，支座邊界處橫剖面應力越大，跨度中點處縱剖面應力基本不變。隨著肋骨型號的變化，肋骨剖面和跨端橫剖面應力變化趨勢相反，所以在選擇肋骨型材的時候要綜合考慮肋骨剖面和跨端橫剖面受力情況，找最優(yōu)點。通過計算得到，上述方案艙體所受關(guān)鍵應力均在需用應力范圍之內(nèi)，考慮耗材和整體重量，方案T(45-500)為最優(yōu)。

同時通過帶板慣性矩公式計算可得到三種方案的帶板慣性矩和臨界載荷。通過計算得到，上述方案艙體失穩(wěn)載荷均在設計范圍之內(nèi)，考慮耗材和整體重量，方案T(45-500)為最優(yōu)。

3 艙體孔洞補強計算

3.1 艙體孔洞及補強方法

防水型救生艙為實現(xiàn)其與外界交換空氣、能量及保障人員出入的功能，必然存在一定數(shù)量的孔洞，具體明細見表4。

表4 艙體孔洞數(shù)量表

開孔會破壞壓力容器原有結(jié)構(gòu)布局，同時使管處容器殼體與接管形成結(jié)構(gòu)不連續(xù)應力，造成開孔部位應力比殼體中的膜應力大。因此必須研究開孔的應力集中程度并使開孔受到的削弱得到合理補強。

根據(jù)GB150規(guī)定[7]，當殼體開孔符合一定要求時，可以不另外補強。本課題中所涉及孔洞除了部分接管公稱外徑部分大于89 mm，其余均滿足條件，所以根據(jù)要求，觀察窗，正門和應急門需要開孔補強。

根據(jù)開孔補強的要求，圓筒開孔最大直徑100 mm≤Di/3=2000/3=666.7 mm，且100 mm<1000 mm。封頭開孔的最大直徑900≤Di/2=2000/2=1000，三個孔滿足等面積法補強法的適用范圍。因此，對觀察窗、應急門和正門使用等面積法做開孔補強計算。

壓力容器開孔補強通常有補強圈補強、厚壁管補強、整體鍛件補強三種方式。救生艙使用材料Q620，根據(jù)相關(guān)要求，應采用厚壁管補強。

3.2 補強計算

1)計算厚度

(6)

式中：Pc——計算壓力，MPa；

Di——圓筒內(nèi)直徑，mm；

[σ]t——設計溫度下殼體許用應力，MPa；

φ——焊接接頭系數(shù)

計算壓力取2.25 Mpa，圓筒內(nèi)徑2000 mm，材質(zhì)為Q620，[σ]t取262 MPa，焊接接頭系數(shù)取1.00。帶入可得殼體的計算厚度δ=8.606 mm。門的內(nèi)直徑為900 mm，門的材質(zhì)為Q620，帶入可得接管的計算厚度δt=9.981 mm。

2)名義厚度δn

δn=δ+C1+C2

(7)

式中：C1——鋼板負偏差

C1——腐蝕裕量

本課題中鋼板負偏差C1=3 mm，腐蝕裕量C2=1 mm。代入數(shù)據(jù)并向上圓整至材料標準規(guī)格的厚度可得殼體的名義厚度δn=13 mm。接管的負偏差C1=3 mm，腐蝕裕量C2=1 mm。代入數(shù)據(jù)并向上圓整至材料標準規(guī)格的厚度可得接管的名義厚度δnt=13 mm。

3)有效厚度δe

δe=δn-C1-C2

(8)

帶入可得殼體的δe=9 mm。接管的δet=9 mm。

4)有效補強范圍

有效寬度B=max(2dop，dop+2δn+2δnt)=max(2×900，900)=4000 mm。

5)在有效補強范圍內(nèi)，可作為補強截面積Ae

Ae=A1+A2+A3

(9)

式中：Ae——已有補強面積，mm2

A1——殼體有效厚度減去計算厚度之外的多余面積，mm2

A2——接管有效厚度減去計算厚度之外的多余面積，mm2

A3——焊縫金屬截面積，mm2

代入數(shù)據(jù)可得可作為補強的截面積Ae=1466.88mm2。

6)殼體開孔所需的補強面積A

A=0.5[dopδ+2δδet(1-fr)]

(10)

式中：dop——開孔直徑；

δ——殼體開孔處的計算厚度；

δet——接管有效厚度；

fr——強度削弱系數(shù)，對于安放式接管fr=1.0。

若Ae≥A，則開孔不需另加補強，

若Ae

通過計算得到，艙門處需補強2149.94 mm2，應急艙門需補強1901.15 mm2，觀察窗不需補強。

4 艙體承壓數(shù)值模擬

為了檢驗艙體在強度和穩(wěn)定性方面是否可靠，可先采用數(shù)值模擬計算，條件成熟后，再可進行實驗驗證。為了直觀得到艙體承壓時的形變與應力數(shù)據(jù)，驗證結(jié)構(gòu)方案是否可行，需要對防水艙整體進行承壓效果的ANSYS數(shù)值模擬。

4.1 模型的建立與計算

1)模型建立

建立防水艙模型時，將整個防水艙分成：艙體外殼、封頭、法蘭、肋骨與開孔五部分。模型同樣采用SHELL181與SOLID187兩種單元，其中艙體外殼與封頭為殼體SHELL181單元，法蘭與肋骨采用實體的SOLID187單元。

2)劃分網(wǎng)格

先對SHELL單元進行劃分平面網(wǎng)格，然后對SOLID單元劃分實體網(wǎng)格。部分區(qū)域如開孔區(qū)域，連接區(qū)域等需要對其進行網(wǎng)格細化，以便更精確顯示應力。

3)施加載荷

在防水型救生艙整體的外表面施加均布的2.25MPa的靜載荷，見圖4。

4.2 結(jié)果分析

1)應力分析

經(jīng)過ANSYS分析計算后，得到如圖4所示的整艙應力云圖。

圖4 整體應力云圖主視圖

① 艙體絕大部分區(qū)域應力處在100 MPa～ 300 MPa之間，其中第一節(jié)艙體的跨中殼板應力偏大，約在250 MPa～300 MPa之間。

② 應力最大點位于第二節(jié)艙體觀察窗處，由于模型未對觀察窗進行補強，因此應力達到了628 MPa。由于開孔直徑大于其它孔洞，因此觀察窗處具有應力最大值。第一、第三節(jié)艙體開孔處也出現(xiàn)了應力集中現(xiàn)象。

③ 雖然門孔直徑遠大于觀察窗，但由于門框的存在，很大程度上加強了門孔的強度，正門和應急門處均有應力集中現(xiàn)象，應力范圍約在150 MPa～250 MPa之間。

2)形變分析

形變云圖結(jié)果見圖5。

圖5 整體形變云圖

① 艙體形變最大值出現(xiàn)在艙首尾橢圓封頭的最中心，分別為5.6 mm和6.1 mm，原因是上述部位處無任何結(jié)構(gòu)件支撐，但此形變量不會破壞艙體的穩(wěn)定性。

② 開孔部位雖然有應力集中現(xiàn)象，但是形變沒有特殊變化，說明應力與形變并沒有直接關(guān)系。

③ 由于門框?qū)﹂T孔的補強效果，使門框出的形變顯著小于門孔附近的形變，如正門門框處形變量約在1.8 mm～2.3 mm之間，而門孔附近形變約在2.3 mm～3.2 mm之間。

4 結(jié)論

本論文通過理論計算、數(shù)值模擬，對防水型救生艙的結(jié)構(gòu)進行了設計和研究，得到如下主要結(jié)論：

1)根據(jù)相關(guān)規(guī)定及井下救援要求確定了防水型救生艙的基本設計指標：艙體總長度不低于5.2 m，最終確定為3段直徑為2 m，總長6 m的圓柱形艙體

2)通過對艙體肋骨不同型式下應力和穩(wěn)定性計算得出艙體的肋骨形式為T45型，間距500 mm，艙壁厚度10 mm時為最優(yōu)方案。

3)對艙體孔洞所需補強型式及參數(shù)進行了計算，艙門處需補強2149.94 mm2，應急艙門需補強1901.15 mm2，觀察窗不需補強。

4)通過數(shù)值模擬，對艙體結(jié)構(gòu)進行了應力和形變分析，得出艙體應力約在150 MPa-300 MPa之間，最大形變位置位于艙尾的橢圓封頭中心處，大小為6.1 mm。

本文對防水型救生艙艙體耐壓結(jié)構(gòu)影響的關(guān)鍵參數(shù)進行了理論計算和數(shù)值模擬。但由于受研究時間和試驗條件等各方面的限制，對設計完成的防水型救生艙耐水壓性能還缺乏有效的檢驗方法和設備，因此需要對大型密閉艙體的耐壓測試平臺進行更深入的研究。

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