泡沫鋁填充結構救生艙熱-壓力耦合沖擊性能研究

沈佳興， 徐 平， 于英華

(遼寧工程技術大學 機械工程學院，遼寧 阜新 123000)

煤炭生產行業具有高危險性，受到許多不安全因素影響如：瓦斯爆炸、煤塵爆炸、冒頂、透水等。據不完全統計，我國每生產100萬噸煤炭約有3.1個生產人員付出生命[1-2]，可見煤炭生產的安全性是一個亟需改善的問題。救生艙的概念從2006年首次被提出后就得到廣大國內外專家關注，相關研究設計人員也做了大量研究。但是相關研究主要集中在采用傳統方法設計、優化救生艙的結構和參數，其性能幾乎已經達到極限[3-7]。為使救生艙的性能有根本性的提高，本文提出一種泡沫鋁填充結構救生艙(下文簡稱泡沫鋁救生艙)，充分利用泡沫鋁輕質、高比強度、高比剛度、隔熱保溫和抗沖擊吸能的特點以期使救生艙的性能得到根本性的改善和提高。

泡沫鋁是近些年來迅速發展起來的一種新型結構功能于一體的多孔材料。泡沫鋁的壓縮應力—應變曲線有一段長長的“平臺”，因此泡沫鋁可以在幾乎恒定的壓力作用下吸收大量的能量，為其成為高效的吸能材料提供了可能；閉孔泡沫鋁由于結構中有密閉的胞體且胞體內部有密封的氣體，可以起到很好的隔熱作用，所以閉孔泡沫鋁的導熱率比密實基體金屬要低8倍～30倍，其可以作為隔熱材料應用；泡沫鋁材料的阻尼是密實基體金屬的5倍～10倍，可以作為減振材料應用[8-11]。為此將泡沫鋁作為填充材料應用于救生艙的設計上，渴望為進一步提高救生艙的安全、隔熱、輕質和舒適等性能提供新思路和新途徑。

1 救生艙的結構設計

選用某型號救生艙為研究原型，并以其中一段艙體為研究對象，其結構如圖1所示，主要結構包括：鋼板蒙皮、法蘭、縱向加強筋及橫向加強筋，其內部尺寸為1 550 mm×1 740 mm×1 200 mm，鋼板蒙皮厚為8 mm，加強筋為10#槽鋼。泡沫鋁救生艙的結構如圖2所示，主要結構包括：法蘭、外板、內板、泡沫鋁填充體和縱向加強筋及橫向加強筋，泡沫鋁救生艙的內部尺寸與原型相同。外板厚為P1、內板厚為P2、泡沫鋁厚為P4、縱、橫向加強筋寬分別為P3、P5，具體尺寸如表1所示。

圖1 原型模型Fig.1 Prototype model

圖2 泡沫鋁模型Fig.2 aluminum foam model

代號P1P2P3P4P5數值/mm3.555505.5

2 救生艙爆炸瞬態熱分析

根據分析可知救生艙的結構和受到的載荷以及約束條件均具有對稱性，因此為節約分析所需內存，提高計算效率。分析時只分析模型的一半并在剖切的對稱面上施加結構對稱約束來保證分析結果的準確性。

2.1 原型救生艙瞬態熱性能分析

原型救生艙的材料為Q345R鋼，密度7 860 kg/m3，彈性模量206 GPa，泊松比0.3，屈服強度345 MPa，強度極限510 MPa，線膨脹系數為1.2×10-5/K，比熱容為460 J/(kg·K)，導熱率為50 W/(m·K)[7,12]。采用六面體劃分網格，網格模型如圖3所示，包含有41 371個節點和14 376個單元。井下瓦斯爆炸時所形成的高溫是與瓦斯含量及與爆炸點的距離等因素不同而不同的，因此根據理論計算救生艙受的高溫較為困難，但根據國家相關規定可知救生艙應該能夠承受1 200℃下至少3 s的外界環境瞬間高溫的能力[13-14]。

圖3 網格模型Fig.3 Mesh model

圖4 原型溫度云圖Fig.4 Prototype temperature

為了提高救生艙的安全性，分析在該高溫環境下3×2 s(2為安全系數[7])的熱性能。在救生艙的側板和頂板及法蘭的外側施加上述瞬態溫度載荷，在艙體底面外側施加25 ℃的地面溫度載荷，在救生艙的內表面施加環境溫度為22 ℃的Stagnant Air-Simplified Case邊界條件。原型救生艙的溫度云圖和溫度曲線如圖4,5所示。

圖5 原型溫度曲線Fig.5 Prototype temperature curve

由圖4可知原型救生艙的最高溫度為138.02 ℃，出現在法蘭底面邊緣處，如圖中MAX標記所示，救生艙的蒙皮外側溫度為90 ℃左右，蒙皮外側的加強筋溫度為115 ℃左右，蒙皮內側溫度為70 ℃左右。由圖5可知原型救生艙的最高溫度和蒙皮內側溫升略有不同，內側溫度表現為0～1.5 s內變化較緩慢，隨后逐步升高直至74.026 ℃，而最高溫度變化趨勢為0～1.5 s內變化較快，隨后上升趨勢略有減緩。

2.2 泡沫鋁生艙瞬態熱性能分析

泡沫鋁救生艙的結構如圖2所述，包括有外板，泡沫鋁填充體及內板等結構。文中選用閉孔泡沫鋁，其材料參數為：密度540 kg/m3，彈性模量12 GPa，泊松比0.33，抗壓強度14 MPa，線膨脹系數2×10-5/K，比熱容915 J/(kg·K)，導熱率15 W/(m·K)[8]；而模型內，外板和加強筋為Q345R鋼，其材料參數見2.1節。分析時模型均采用六面體網格劃分，整體模型包含有82 553個單元，20 404個節點。泡沫鋁救生艙的熱載荷及熱邊界條件與原型救生艙相同。對泡沫鋁救生艙的熱性能求解計算后其溫度云圖和溫度曲線如圖6，7所示。

圖6 泡沫鋁溫度云圖Fig.6 Aluminum foam temperature

圖7 泡沫鋁溫度曲線Fig.7 Aluminum foam temperature curve

根據圖6，7可知泡沫鋁救生艙的最高溫度為141.44 ℃，出現在外板與法蘭連接附近，如圖中MAX標記所示。泡沫鋁救生艙的最高溫度比原型救生艙的略有提升，這是因為泡沫鋁救生艙的外板厚度與原型蒙皮相比要薄一些，所以在相同的瞬態熱能量沖擊的條件下其溫度要高。泡沫鋁救生艙的外板外側溫度為120 ℃左右，內板溫度為30 ℃左右，且分布較均勻。比較圖5和圖7可知，兩種救生艙的最高溫度變化趨勢幾乎完全一致，但泡沫鋁救生艙的內板內側溫度變化緩慢，最高溫度為35.622 ℃。泡沫鋁救生艙內板溫度與原型救生艙的蒙皮內板溫度相比減小了51.88%，證明泡沫鋁救生艙具有優異的隔熱性能。

3 救生艙爆炸熱-壓力耦合沖擊分析

3.1 救生艙爆炸熱應力分析

救生艙受熱后材料會發生膨脹而產生熱應力和相應的變形，所以需要分析救生艙在瞬態熱沖擊載荷下的結構力學特性。

3.1.1 原型救生艙熱應力分析

利用上文分析的熱性能結果在Workbench軟件中添加結構力學分析單元，并在艙體底面添加固定約束，為模擬兩段艙體間的連接，在法蘭連接面添加對稱約束。求解后救生艙的熱應力和熱變形如圖8，9所示。根據圖8可知，當時間為3 ms時救生艙有最大熱應力317.9 MPa，出現在法蘭和蒙皮連接處，同時在加強筋的周圍也出現了比較大的熱應力。這是因為模型結構受熱后會膨脹，但是由于蒙皮和加強筋及法蘭的厚度不同(法蘭厚度最大，加強筋厚度居中，蒙皮厚度最小)且法蘭的連接面添有對稱約束。結構受到熱沖擊時，蒙皮的膨脹趨勢最大，其余兩結構相對較小，蒙皮膨脹受到加強筋和法蘭的擠壓，所以在蒙皮與加強筋和法蘭的聯接處產生了較大應力。根據圖9可知當時間為1 ms時救生艙有最大熱變形0.835 16 mm，出現在側板和頂板聯接的過渡圓弧處，且變形方向為向外凸出。這是因為頂板和側壁受熱后均有沿著其所在平面方向的膨脹趨勢，但側板底部受到底面的約束所以只能沿側板上測膨脹，并在圓弧過渡處兩種膨脹趨勢發生相互擠壓產生最大變形。

圖8 原型熱應力Fig.8 Prototype thermal stress

圖9 原型熱變形Fig.9 Prototype thermal deformation

3.1.2 泡沫鋁救生艙熱應力分析

同理根據泡沫鋁熱性能分析結果在Workbench軟件中添加結構力學分析單元，并在泡沫鋁救生艙的相應位置添加與原型相同的結構約束。求解結果如圖10,11所示。根據圖10可知泡沫鋁救生艙在3 ms時有最大熱應力247.4 MPa，且主要分布在救生艙的側板下部和頂板中部。根據比較可知泡沫鋁救生艙最大應力比原型降低22.18%。根據圖11可知泡沫鋁救生艙在1 ms時有最大熱變形為0.709 97 mm，出現位置與原型相同，且變形方向為向外凸出。，形成熱變形的原因與原型救生艙的原因相同。通過比較可知泡沫鋁救生艙最大變形比原型降低14.99%。

圖10 泡沫鋁熱應力Fig.10 Aluminum foam thermal stress

圖11 泡沫鋁熱變形Fig.11 Aluminum foam thermal deformation

3.2 救生艙爆炸熱-壓力耦合沖擊分析

煤礦井下瓦斯爆炸瞬間會產生大量的高溫、高壓氣體迅速向周圍膨脹形成高溫，高壓的超壓沖擊波，因此非常有必要研究救生艙在熱沖擊和壓力沖擊耦合情況下的力學特性。

瓦斯爆炸形成的壓力沖擊波主要包括壓力激增階段t1、正壓階段t2、負壓階段t3，如圖12所示，壓力沖擊破壞主要由正壓階段引起。由于壓力沖擊波在傳播過程中遇到結構表面時會形成反射，反射波超壓大小又與入射波超壓峰值、入射角、結構剛度、面積大小等因素密切相關，因此計算結構實際所受壓力較為困難。根據國家相關規定[13-14]可知井下瓦斯爆炸沖擊波曲線可簡化為線性下降的三角形沖擊波壓力衰減曲線如圖12中點劃線所示，t4為等效超壓作用時間。根據規定要求可知救生艙的抗沖擊壓力不低于0.3 MPa，考慮到實際工況的復雜性分析時取超壓峰值ΔP1為0.3 MPa×2(2為安全系數)；t1取2 ms；t4應不小于300 ms，取300 ms[13-14]。

圖12 爆炸沖擊波衰減曲線Fig.12 Explosion shock wave attenuation curve

Q345為應變率敏感材料，所以救生艙在遭受爆炸形成的壓力沖擊載荷時必須考慮材料應變率效應的影響，材料的應變率效應通過Cowper-Symond模型來考慮，即：

(1)

泡沫鋁的動態性能是隨著泡沫鋁基體材料、相對密度、孔穴結構(開孔，閉孔)、孔穴尺寸及孔穴形狀等表征的不同，而表現出不同的特征。根據文獻[12]可知泡沫鋁的抗沖擊特性受應變率的影響目前還存在爭議。但文獻[12]中DESHPANDE研究的泡沫鋁種類、性能及其研究的應變率變化范圍與本文中泡沫鋁的載荷情況較為吻合，所以作者采納DESHPANDE教授的研究結論，即認為本文中的泡沫鋁材料是應變率無關的。

3.2.1 原型救生艙熱及壓力耦合沖擊分析

結合3.1.1節中分析內容，救生艙的約束和熱載荷不變，在救生艙的側壁和頂板及法蘭的外表面施加上述線性下降的瞬態三角形壓力沖擊載荷，設置壓力峰值為0.6 MPa，且t1=2 ms，t4=300 ms。設置總計算時間為0.302 s，迭代步長為0.5 ms。計算結果如圖13,14所示。

根據圖13可知原型救生艙在熱和壓力沖擊的共同作用下在9.5 ms時在救生艙側板的第三、第四條水平加強筋處有最大應力385.31 MPa，該最大應力已經超過材料的屈服強度，發生塑性破壞；根據圖14可知在3 ms時在救生艙的側板中部有最大變形3.706 1 mm，且變形方向為向內凹陷。模型形成與單純熱沖擊相反的變形的原因是因為模型受到垂直艙體表面向內的爆炸壓力沖擊，模型有向內側變形的趨勢，且在3ms時原型艙體的最高溫度約為25.24 ℃其熱變形趨勢較小，而該時刻的壓力沖擊導致的變形趨勢要遠大于熱變形，兩者耦合作用下模型產生內凹的變形。

圖13 原型耦合應力Fig.13 Prototype coupling stress

圖14 原型耦合變形Fig.14 Prototype couplingdeformation

3.2.2 泡沫鋁救生艙熱及壓力耦合沖擊分析

同理在3.1.2節分析的基礎上在泡沫鋁救生艙相應位置施加與原型分析時相同的壓力沖擊載荷，并設置求解總時間為0.302 s，迭代步長為0.5 ms，其余設置不變。結果如圖15，16所示。

圖15 泡沫鋁耦合應力Fig.15 Aluminum foam coupling stress

圖16 泡沫鋁耦合變形Fig.16 Aluminum foam coupling deformation

根據圖15可知泡沫鋁救生艙在6 ms時在側板的中下部的鋼板有最大應力268.97 MPa，內部的泡沫鋁應力為10.44 MPa，均未超過材料的屈服強度，通過與原型比較可知最大應力減小30.19%，證明泡沫鋁救生艙的強度得到大幅度提升。根據圖16可知泡沫鋁救生艙在3 ms時有最大變形2.938 1 mm，出現位置與方向與原型救生艙耦合沖擊下的分析結果相同，且其變形的原理與原型救生艙的相同。但比較兩種結構救生艙的耦合沖擊下的變形可知泡沫鋁救生艙的最大變形比原型減小20.72%，證明泡沫鋁救生艙的剛度得到大幅度提升。通過強度和剛度對比證明泡沫鋁救生艙的安全性有了顯著改善。

分別提取原型救生艙和泡沫鋁救生艙在熱和壓力耦合沖擊作用下的變形和應力時間歷程曲線如圖17，18所示。由圖17可知兩救生艙在相同的載荷下泡沫鋁救生艙的變形波動時間明顯縮短。圖18中點A、B為壓力和熱沖擊影響大小的分界點，點A、B之前壓力沖擊起到主導作用，之后熱沖擊起到主導作用。

圖17 耦合變形Fig.17 Coupling deformation

圖18 耦合應力Fig.18 Coupling stress

4 結 論

分別對兩種救生艙作熱-壓力耦合沖擊仿真分析，并將結果對比分析得到如下結論：

(1) 在相同的熱沖擊載荷下，泡沫鋁內板最高溫度比原型救生艙蒙皮內側最高溫度降低51.88%。證明泡沫鋁救生艙具有優異的隔熱性能。

(2) 在相同的熱沖擊載荷下，泡沫鋁救生艙的熱應力和熱變形比原型分別減小22.18%和14.99%。

(3) 在相同的熱及壓力耦合沖擊載荷下，泡沫鋁救生艙的應力和變形分別降低30.19%和20.72%，證明泡沫鋁救生艙的安全性得到顯著提升。