救生艙防水承壓研究

詹子娜，金龍哲，黃志凌，李乾坤

(1. 北京科技大學 土木與環境工程學院，北京，100083；2. 礦山避險技術研究中心，北京，100083)

救生艙防水承壓研究

詹子娜1,2，金龍哲1,2，黃志凌1，李乾坤1

(1. 北京科技大學 土木與環境工程學院，北京，100083；2. 礦山避險技術研究中心，北京，100083)

為提高礦井突水后救生艙綜合防護能力，采用理論計算、數值模擬和現場試驗相結合的方法，研究防水型救生艙外殼的承水壓性能。基于潛艇設計理論，計算環肋圓柱殼承壓性能的3個關鍵應力和2個穩定性臨界載荷，得到外殼承壓結構的關鍵因素(即殼板厚度、加強筋間距、加強筋型材)對其應力及穩定性的影響規律，提出一組防水型救生艙外殼設計的最優方案，并通過ANSYS數值模擬和現場試驗進行驗證。研究結果表明：制造的防水艙能承受水深300 m(3 MPa)靜水壓力，最大應力為288.6 MPa，最大形變量為3 mm。

救生艙；環肋圓柱殼；承壓性能；關鍵應力；穩定性載荷

煤礦透水事故作為井下五大災害之一[1]，具有極大的危害性和爆發性，嚴重威脅著煤礦安全生產和礦工的生命[2?3]。現階段，隨著煤礦井下“6大系統”的構建，以救生艙為代表的緊急避險設備本著為井下遇險礦工提供生命保障空間的宗旨得到推廣應用。針對救生艙艙體承壓強度性能研究，國內外更側重于瓦斯爆炸沖擊波對其的影響[4?6]，但其標準仍不能滿足防水密閉耐壓的功能定位，也無統一的檢驗標準以衡量其防水性能。本文作者為提高救生艙在井下的綜合防護功能，借鑒潛艇結構設計理論，對其防水結構和耐高壓性能進行深入研究，提出一套科學的救生艙防水耐壓結構的設計方法和依據，并通過ANSYS數值模擬和現場試驗對其結構和條件進行驗證。

1　救生艙耐壓性能關鍵影響因素

考慮到井巷和罐籠的限制，亦滿足救生艙生命保障系統、應急逃生及耐高壓的性能[7?8]，進行救生艙耐壓圓柱外殼、支撐肋骨和艙體開孔等結構的設計，而艙體耐壓性能主要取決于外部承壓外殼的設計。基于潛艇承壓結構設計理論[9]，采用承壓最好的環肋圓柱殼結構[10]，并利用其3個關鍵應力和2個穩定性指標校核穩定性和強度失效形式[11?12]，以確定其關鍵因素的影響方式，提出防水耐壓救生艙的理論設計方案。

1.1承壓外殼應力校核方法

根據潛艇承壓結構校核方法，重點考慮跨度中點處殼縱剖面的中面應力、跨端中點處殼橫剖面內表面應力′和加強筋剖面應力σf等3個關鍵應力[9]，計算方法為

式中：p為外壓載荷，MPa；R為艙體半徑，mm；t為艙體外殼厚度，mm；ε1，ε3和ε4分別為應變參數，無量綱；μ為泊松比，取0.3。

由式(1)可知：計算得到的實際應力應滿足其小于許用應力的條件。

1.2承壓外殼穩定性校核方法

即使承壓外殼的各處應力均在允許范圍內，艙體仍可能會失穩，進行殼體穩定性校核尤為重要，主要包括局部穩定性和整體穩定性，取其最小臨界載荷作為艙體穩定性的極限載荷[13]，則整體穩定性臨界載荷pE計算公式為

局部穩定性臨界載荷pD計算公式為

式中：α1和α2為外殼參數，α1=πR/L，α2=πR/l；L為艙體單元長度，mm；l為加強筋的距離，mm；n為艙體變形的波數；D為艙體的抗彎強度系數，D =Et3/(1?μ2)/12；E為材料的彈性模量，MPa；I為計帶板的加強筋慣性矩，mm4。

1.3救生艙環肋圓柱殼耐壓性能的關鍵因素

影響救生艙肋圓柱殼耐壓性能的關鍵因素包括殼板材料、殼板厚度、加強筋間距和型材等，通過理論計算，對比分析得到環肋圓柱殼耐壓性能設計的最佳方案，并采用數值模擬的方法對其進行驗證。

取救生艙外直徑為2 m，單元長度為2 m，為滿足救生艙可承載150 m深水壓，引入安全系數為1.5，即所承受載荷按2.25 MPa進行理論研究。

由于材料的屈服極限與3個關鍵應力密切相關，材料的選取直接決定著救生艙耐壓性能的好壞。從防護性能、綜合成本、制造可行性的角度考慮，比較不同金屬材料的抗拉、抗壓性能指標，采用強度較高的Q620鋼作為艙體殼板。

1.3.1殼板厚度

潛艇殼板厚度一般為20～30 mm，由于防水艙半徑較小，強度要求也較低，考慮到耗材和艙體整體質量要求，從殼板厚度5～25 mm進行分析和校核以確定最佳厚度。以潛艇設計運用較多的T型鋼加強筋，間距400 mm為例進行理論分析，結果如圖1所示。

由圖1可知：在相同加強筋結構下，殼板厚度對艙體所受3個關鍵應力影響較大，隨著殼板厚度的增加，關鍵應力逐漸減小，尤其在殼板厚度較小時，對跨度中點殼縱剖面的中面應力、跨端中點殼橫剖面應力影響更為顯著，而對加強筋剖面應力影響較小；殼板越厚，艙體的整體穩定性臨界載荷越大，但整體穩定性臨界載荷曲線變化較為平緩，表明殼板厚度對其整體穩定性影響并不顯著。局部穩定性載荷曲線隨殼板厚度增加呈上升趨勢，說明殼板厚度的增加可顯著提高其局部穩定性。但由于殼板整體穩定性并未顯著增加，當厚度增至某臨界值時，外載荷到達局部失穩臨界載荷前，艙體已整體失穩，即殼板厚度為5 mm，艙體局部在壓力為0.94 MPa即會失穩。

通過增加板厚可提高艙體的強度和穩定性，但考慮到制造成本、整艙質量和內部空間要求等問題，選取局部穩定性臨界載荷為5.61 MPa的10 mm殼板為最優方案。

圖1　殼板厚度對應力和穩定性影響規律Fig. 1 Influence of shell thickness on stress and stability

1.3.2加強筋間距

為保證殼體具有良好的穩定性，在耐壓圓柱殼體內部設置環向加強筋。通過分析不同間距對艙體承壓結構的影響規律以確定其最優設置方式，如圖2所示。

由圖2可知：在相同型號加強筋下，隨著間距增大，跨端中點殼橫剖面和跨度中點殼縱剖面所受應力呈先增大后基本平穩的趨勢。可見，加強筋間距越大，跨端中點殼橫剖面和跨度中點殼縱剖面所受應力越大，但當間距增加到450 mm時，其基本上不再對應力有影響。加強筋的間距對加強筋剖面應力影響較小，因剖面應力與加強筋型材緊密相關，與加強筋間距并無關聯性。加強筋的間距越大，艙體的整體穩定性和局部穩定性的臨界載荷越小，但整體穩定性與加強筋間距關聯性并不大；局部穩定性臨界載荷影響程度隨之逐漸減小，當l＞650 mm時，殼體在3 MPa時局部失穩。雖加強筋間距越小所受應力越小，穩定性越高；但確定加強筋間距時，為達到加強筋的最高承壓性能和材料的最大利用率，在滿足應力和失穩臨界載荷2方面的要求下選取有效最大間距為500 mm。

1.3.3加強筋型號

由于加強筋處需布置隔熱材料，其型號(腹板高度×翼板寬度)不能大于75 mm×75 mm，針對以下3種加強筋進行分析，如圖3所示。

圖2　加強筋間距對應力和穩定性的影響Fig. 2 Influence of stiffeners distance on stress and stability

圖3　加強筋型號對應力和穩定性的影響Fig. 3 Influence of stiffener shapes on stress and stability

由圖3可知：隨著加強筋型號遞增，其剖面應力遞減，而跨端中點殼橫剖面應力隨之增大，跨度中點殼縱剖面應力基本不變。加強筋剖面和跨端橫剖面應力變化趨勢相反，要綜合考慮加強筋剖面和跨端橫剖面受力情況，取最優點。加強筋型號對艙體局部穩定性沒有影響，因局部穩定性載荷主要是殼板厚度和加強筋間距決定的。但整體穩定性臨界載荷隨加強筋型號遞增而增大，即艙體也不易失穩。3種加強筋下艙體的關鍵應力與穩定性臨界載荷均能滿足救生艙的耐壓要求，為了留有足夠的安全余量，并達到最低的成本，選取腹板高度×翼板寬度為60 mm×60 mm的T型加強筋。

1.4環肋圓柱殼單元耐壓性能數值模擬

艙體單元結構主要包括耐壓殼體、內部加強筋與法蘭3部分。構建直徑為2 m，長為2 m的單元模型，法蘭厚為70 mm，每片法蘭共40個螺栓孔，螺栓孔直徑為60 mm。單元結構采用SHELL181，內部加強筋和法蘭采用SOLID187進行定義[14]，其應力和形變云圖如圖4所示。

圖4　環肋圓柱殼應力和形變分析圖Fig. 4 Stress and deformation nephograms of ring stiffened cylindrical shell

由圖4可知：環肋圓柱殼單位最大變形在相鄰加強筋的殼板中心點，最大應力位于加強筋與艙端的殼板中心處，是跨端中點殼的表面應力，即3個關鍵應力之一。

表1所示為理論計算和仿真模擬計算結果，兩者關鍵應力基本一致，相對誤差較小，其主要是由模型簡化和網格引起的，在可接受范圍內，驗證了模型構建與數值模擬的正確性，為下一步整艙耐壓穩定性的研究提供了可行有效的方法。

2　整艙模型耐壓穩定性能數值模擬

構建防水艙模型，主要由艙體外殼、橢圓形封頭[15]、法蘭、加強筋與開孔5部分構成。根據壓力容器開孔補強結構形式原則，采用等面積法厚壁管補強[16]，艙門處補強2 150 mm2，應急艙門補強1 900 mm2。

艙體采用Q620鋼，外徑R=1 m，長度L=6 m，單節長2 m，殼板厚度t=10 mm，加強筋采用腹板高度×翼板寬度為60 mm×60 mm 的T型鋼，間距l=500 mm；實際施加的載荷P=2.25 MPa，作用于環肋圓柱殼的外表面[17?18]。在開孔區域、連接區域進行網格細化處理，模擬結果如圖5～7所示。

圖5　整艙應力和形變云圖Fig. 5 Stress and deformation nephograms of refuge chamber

表1　環肋圓柱殼關鍵應力模擬結果和計算結果對比Table 1 Contrast of simulation and calculation results of ring stiffened cylindrical shell

圖6　艙尾形變云圖Fig. 6 Deformation nephogram of tail

圖7　觀察窗和應急門應力分析圖Fig. 7 Stress nephogram of observation window and emergency door

2.1應力分析

1) 艙體在2.25 MPa的載荷下，絕大部分區域應力為100～300 MPa，艙體開孔處都出現了應力集中現象，其最大應力點位于艙體觀察窗處，由于未對其進行補強，應力達到了459 MPa，后期設計中需單獨對觀察窗采取補強措施。

2) 正門和應急門處均有應力集中現象，雖門孔直徑遠大于觀察窗，由于門框的設置很大程度上加強了其強度，最大應力由2 020 MPa降至255 MPa，具有補強效果，圓柱殼軸向開孔強度強于徑向開孔。

2.2形變分析

1) 在2.25 MPa的實際載荷下，整艙最大形變位置在艙尾橢圓封頭的中心處，為3 mm；其次較大的形變位置在艙首橢圓封頭，最大值約為1.7 mm，是由于兩處都無結構件支撐。

2) 開孔部位雖有應力集中現象，但形變沒有特殊變化，說明應力與形變并沒有直接關系。

3) 艙體環肋圓柱殼未發生屈服或失穩，3 mm的形變在可接受的范圍內；應力均未超過各部位的許用應力，證明救生艙的設計能夠滿足承壓1.5 MPa靜水壓的技術指標，驗證了方案的可行性。

3　防水型救生艙性能檢測

為進一步驗證防水型救生艙理論設計和數值模擬的可靠性，系統性考察艙體在靜水壓下應力變化規律，建立了水壓模擬試驗中心，構建了耐壓艙、注水加壓系統、應變監測系統與附屬系統等4大系統。

根據整艙模擬結果，在應力偏大或特殊薄弱部位共布置了32個測點進行應變監測，艙體測點布置方案和應變片編號1～29如圖8所示，其中5個應變較大位置的檢測數據如圖9所示。

圖9中各測點數據應力值為負表示受壓，為正表示受拉，各條曲線均出現4段平臺，其對應的時間段分別為保壓1.5，2.0，2.5和3.0 MPa。應變儀所測應變對應的應力變化平穩，并與水壓變化趨勢完全一致，數據可靠。整個試驗壓力未出現波動或失壓，說明艙體未出現泄漏或大變形，救生艙與水壓模擬設備的承壓與水密性能良好。

圖8　救生艙應變片布置圖Fig. 8 Layout of strain gauges on refuge

圖9　5個關鍵測點應力變化曲線Fig. 9 Stress detection curve of five key pots

整個試驗所測得的最大應變為?1.401×10?3，應力約為288.6 MPa，位于觀察窗附近，屬于跨端中點殼橫剖面應力，其值遠小于許用應力527 MPa，可見設計的艙體耐壓強度足以承載3 MPa靜水壓。

4　結論

1) 借鑒潛艇設計原則，提出了救生艙耐壓結構設計時，校核3個關鍵應力和2個穩定性臨界載荷可滿足救生艙的耐壓和穩定性技術要求，分別為跨度中點處殼縱剖面的中面應力、跨端中點處殼橫剖面的表面應力和加強筋剖面應力及整體穩定性臨界載荷、局部穩定性臨界載荷。

2) 通過理論分析得到救生艙的殼板厚度、加強筋型號與加強筋間距等主要因素對其防水艙耐壓應力和穩定性的影響規律，在救生艙承壓外殼設計中具有參考意義，不僅可提高防水艙耐壓性能，更可達到最低經濟成本的要求。

3) 提出了1組最佳防水艙設計方案：艙體長度為3.5 m，采用10 mm 的Q620鋼材，加強筋采用腹板高度×翼板寬度為60 mm×60 mm的T型鋼，間距為500 mm；基于ANSYS數值模擬驗證此方案可承受2.25 MPa的靜水載荷，驗證了理論計算的可行性，得到其最大應力位于救生艙觀察窗，最大的應變位于艙尾封頭中心，為水壓模擬試驗的開展奠定了基礎。

4) 基于研發的水壓模擬試驗平臺，救生艙在3 MPa水壓下保壓18 h，艙體未出現明顯變形，最大應變出現在艙體觀察窗處，應力達288.6 MPa，試驗結果與模擬結果基本一致，救生艙可承受3 MPa(即300 m水深)的靜水壓。

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(編輯 劉錦偉)

Research on waterproof and bearing pressure of refuge chamber

ZHAN Zina1,2, JIN Longzhe1,2, HUANG Zhiling1, LI Qiankun1
(1. Civil and Environmental Engineering Institute, University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China; 2. Mine Emergency Technology Research Center, Beijing 100083, China)

In order to improve the comprehensive protection of mine refuge chamber when the flooding accidents occurred, the bearing pressure performance of waterproof refuge chamber was studied by the combining theoretical calculation, numerical simulation and field test. Based on the submarine knowledge, three key stresses and two stability loads closely related to the ring stiffened cylindrical shell were calculated. Three crucial factors were taken into account, i.e. shell thickness, stiffeners distance and stiffener shapes, and the laws of the stress and stability influenced by the factors were found out. Finally, the optimal design of waterproof refuge chamber was proposed, which was verified by ANSYS numerical simulation and field test. The results show that the refuge chamber produced according to the program can bear hydrostatic pressure 3 MPa, being equivalent to the pressure of 300 m water depth, the maximum stress is 288.6 MPa, and the maximum displacement is 3 mm.

refuge chamber; ring stiffened cylindrical shell; bearing pressure performance; key stress; stability load

X924.4

A

1672?7207(2016)03?0882?07

10.11817/j.issn.1672-7207.2016.03.022

2015?03?13；

2015?05?12

“十二五”國家科技支撐計劃項目(2012BAK09B00) (Project(2012BAK09B00) supported by the National Science and Technology Pillar Program during the 12th “Five-year” Plan Period)

金龍哲，教授，博士生導師，從事礦山緊急避險系統技術、礦山安全和應急救援研究；E-mail: lzjin@ustb.edu.cn