CN105631146A - 一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法 - Google Patents
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Abstract
一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，涉及矿井应急救援技术领域，本发明为解决现有的矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测中未能考虑到瓦斯爆炸冲击波与救生舱结构之间复杂的流固耦合作用的问题。一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，按以下步骤进行：一、建立矿用可移动式救生舱壳体三维有限元模型；二、真实井下巷道环境及瓦斯爆炸流场环境下的数值模拟；三、确定边界条件；四、确定矿用可移动式救生舱各构成部件的材质；五、瓦斯爆炸流场环境的数值模拟；六、采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱的动力响应。本发明可应用于矿井应急救援技术领域。
Description
技术领域
本发明涉及矿井应急救援技术领域，尤其涉及一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法。
背景技术
煤炭是一种传统而应用广泛的重要能源，我国是世界上煤炭消费最大的国家，并且我国也是一个产煤大国，随着煤矿矿井开采深度以及范围的不断加大，煤矿的突出危险性也越来越严重，煤矿安全生产形势日益严峻，一旦发生矿难事故，保障矿工的生命安全成为重中之重。
矿用可移动式救生舱是当矿难发生时为矿工在灾变环境下提供稳定可靠、保障齐全的维生空间，把灾害的损失降到最低的有效措施。该项技术的推出，对中国形成一套具有国际先进水平的、以救生舱为主体的矿井应急救援系统，改善我国煤矿安全在管理方面的技术储备不足，全面提升我国煤矿应急救援方面的技术水平具有重要意义，同时也开辟了矿山安全生产“新纪元”。
救生舱的主要目的就是能够抵御诸如瓦斯粉尘爆炸冲击作用、塌方等极端条件，确保舱内人员处于安全状态。其中，瓦斯粉尘爆炸产生的冲击波对救生舱结构的破坏作用最为严重，一旦结构发生破坏或者严重变形，救生舱内部人员不仅有直接遭受二次爆炸冲击波的危险，而且会使大量有毒气体进入舱内，导致救生舱的防护功能丧失。因此，保证救生舱具备一定的抗爆性能是其能够正常使用的首要条件。因此，我国安全生产行业标准《煤矿可移动式硬体救生舱通用技术条件》规定，救生舱应具有足够的强度，舱体抗爆炸冲击能力不低于0.3MPa，即在作用时间不小于300ms条件下，舱体能够抵抗爆炸冲击形成的舱体表面作用载荷最大峰值不小于0.3MPa。
检测救生舱成品是否达到标准规定的抗爆炸冲击能力的直接手段是通过试验方法来评估。众所周知，爆炸试验条件要求较高，受场地设备限制较高，操作复杂，成本较大，并不适合广泛应用。
随着现代计算机技术的飞速发展以及先进有限元模拟技术的开发，另外一种较为有效的检测救生舱抗爆炸冲击性能的方法，即通过有限元软件，例如ANSYS/LS-DYNA、AUTODYN等建立救生舱三维有限元模型，也就是通过数值模拟方法来分析救生舱在爆炸荷载作用下的动力响应。该方法对比试验检测方法的优点是成本低，可重复性强，但如何准确模拟救生舱结构的材料性能，井下巷道环境，瓦斯爆炸流场以及爆炸冲击波对救生舱的作用，是确保该方法能够准确运用的重点和难点。
现有有限元模拟方法，对救生舱抗瓦斯爆炸性能进行数值模拟时，对爆炸荷载的选取，多采用等效三角波形加载，即将爆炸荷载简化成三角形冲击波荷载，研究荷载持时和荷载峰值对救生舱结构的动力响应及破坏的影响，该方法的缺点是对爆炸荷载的处理过于理想化，未能考虑到瓦斯爆炸冲击波与救生舱结构之间复杂的流固耦合作用。实际上，气体受爆炸冲击波传播引发膨胀、反射叠加及绕射等效应对舱体的作用不可忽视，现有等效三角形简化计算方法未能考虑上述这些因素的影响。
发明内容
本发明为解决现有的矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测中未能考虑到瓦斯爆炸冲击波与救生舱结构之间复杂的流固耦合作用的问题，而提出一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法。
一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，按以下步骤进行：
一、利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件建立矿用可移动式救生舱壳体三维有限元模型；
二、利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件进行真实井下巷道环境及瓦斯爆炸流场环境下的数值模拟；
三、确定边界条件；
四、确定矿用可移动式救生舱各构成部件的材质；
五、瓦斯爆炸流场环境的数值模拟；
六、采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱的动力响应；
六(1)、分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱整体的动力响应；
六(2)、分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱各构成部件的动力响应。
本发明包括以下有益效果：
1、本发明方法克服传统方法对爆炸荷载的处理过于理想化的缺点，考虑到瓦斯爆炸冲击波与救生舱结构之间复杂的流固耦合作用，模拟结果符合真实状况，模拟得到的数据更真实可靠；
2、本发明方法首次将有限元方法结合流固耦合作用，应用于矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测方面，获得了令人满意的效果；
3、本发明方法分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱的动力响应时，既考虑救生舱整体的动力响应，又考虑救生舱关键部件的动力响应，分析数据全面详实，没有遗漏。
附图说明
图1为井下巷道有限元软件模拟示意图；
图2为前端板附近空气单元测点位置示意图；
图3为舱壁附近空气单元测点位置示意图；
图4为前端板附近空气单元p-t曲线图；
图5为舱壁附近空气单元p-t曲线图；
图6为前端板上应力最大单元26539的σ-t曲线图；
图7为前端板上位移最大单元106075的δ-t曲线图；
图8为0.15s时舱体位移场云图；
图9为主舱门上应力最大单元74368的σ-t曲线图；
图10为后舱门上应力最大单元76484的σ-t曲线图；
图11为后舱门上位移最大单元109216的δ-t曲线图；
图12为法兰上应力最大单元26539的σ-t曲线图；
图13为法兰上位移最大单元52416的δ-t曲线图；
图14为壳体上应力最大单元45330的σ-t曲线图
图15为壳体上位移最大单元17974的δ-t曲线图
图16为加强筋及内隔断板上应力最大单元8584的σ-t曲线图
具体实施方式
具体实施方式一、本实施方式所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法按以下步骤进行：
一、利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件建立矿用可移动式救生舱壳体三维有限元模型；
二、利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件进行真实井下巷道环境及瓦斯爆炸流场环境下的数值模拟；
三、确定边界条件；
四、确定矿用可移动式救生舱各构成部件的材质；
五、瓦斯爆炸流场环境的数值模拟；
六、采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱的动力响应；
六(1)、分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱整体的动力响应；
六(2)、分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱各构成部件的动力响应。
本实施方式包括以下有益效果：
1、本实施方式克服传统方法对爆炸荷载的处理过于理想化的缺点，考虑到瓦斯爆炸冲击波与救生舱结构之间复杂的流固耦合作用，模拟结果符合真实状况，模拟得到的数据更真实可靠；
2、本实施方式首次将有限元方法结合流固耦合作用，应用于矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测方面，获得了令人满意的效果；
3、本实施方式分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱的动力响应时，既考虑救生舱整体的动力响应，又考虑救生舱关键部件的动力响应，分析数据全面详实，没有遗漏。
具体实施方式二、本实施方式是对具体实施方式一所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤一利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件建立矿用可移动式救生舱壳体三维有限元模型的具体过程为：
依据KJYF-96/12型矿用可移动式救生舱舱体实际尺寸进行建模，基本舱体蒙皮、法兰及端板采用薄壳单元SHELL163划分网格，壳单元单元尺寸40mm；主舱门及逃生门采用实体单元SOLID164划分网格，实体单元单元尺寸40mm。
具体实施方式三、本实施方式是对具体实施方式一或二所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤二利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件进行真实井下巷道环境及瓦斯爆炸流场环境下的数值模拟的具体过程为：
巷道水平布置，总长度为130m，分为四段，第一段：爆炸事故的发生源,内部充满浓度为9.5％的瓦斯空气混合气体,长度为28m，；第二段：爆炸冲击波传播段,为纯空气段，长度为72m，内部充满空气；第三段：空气与矿用可移动式救生舱流固耦合段，长度为13m；第四段：扩散段,内部充满空气,长度为17m；如图1所示；
空气及瓦斯区域采用实体单元SOLID164划分网格，实体单元单元尺寸160mm。
具体实施方式四、本实施方式是对具体实施方式一至三之一所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤三确定边界条件的具体过程为：
KJYF-96/12矿用可移动式救生舱与巷道底面的约束简化为沿救生舱纵向的固定约束，无初速度，无需考虑初始条件；巷道断面出口端采用流出边界，其它边界均采用刚性固壁边界。
具体实施方式五、本实施方式是对具体实施方式一至四之一所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤四确定矿用可移动式救生舱各构成部件的材质的具体内容为：
KJYF-96/12矿用可移动式救生舱舱体连接法兰为Q460钢，舱体内部两圈加强筋、底板加强筋、前后门门板及耳板材料均为Q345钢，门框及外部加强筋材料均为Q235钢；材料特性参数如表1所示；
表1材料特性参数
具体实施方式六、本实施方式是对具体实施方式一至五之一所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤五瓦斯爆炸流场环境数值模拟的内容为：
在0ms时体积为200m3，长度为28m，浓度为9.5％的瓦斯/空气混合气体开始爆炸，爆炸冲击波在100m长度的空气域中传播，在140ms时传播至舱体迎爆面，开始对舱体进行加载。
具体实施方式七、本实施方式是对具体实施方式一至六之一所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤六(1)、采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱整体的动力响应的具体内容为：
经LS-DYNA程序提取数据得，测量空气单元位置见图2和图3所示，瓦斯爆炸冲击波作用在结构迎爆面的入射超压波峰约为0.7MPa，
可移动式救生舱迎爆面前端板附近空气单元p-t(超压时间)曲线如图4所示；舱体侧面空气单元p-t(超压时间)曲线如图5所示；
提取应力结果，前端板上应力最大单元26539的σ-t曲线图见图6所示，整个冲击过程中所受应力最集中处为前端板与舱壁连接法兰处，最大值出现在152ms时刻，单元26539达到428.9MPa；
提取救生舱前端板上位移结果，入射超压波峰约为0.7MPa爆炸冲击波载荷下，整个冲击过程中位移最集中部位均为救生舱迎爆面中间位置，位移最高值出现在151ms时刻，单元106075位移达到18.3mm；前端板上位移最大单元106075的δ-t曲线图见图7所示，0.15s时舱体位移场云图见图8所示；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，矿用可移动式救生舱整体上讲，虽有极少单元应力值超过材料屈服强度，但矿用可移动式救生舱的前端板与舱壁最大变形均小于20mm，没有出现局部脆断和裂缝，满足刚度要求，矿用可移动式救生舱整体上是安全可靠的。
具体实施方式八、本实施方式是对具体实施方式一至六之一所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法的进一步说明，步骤六(2)采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱各构成部件的动力响应的具体内容为：
(1)迎爆面主舱门应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，整个冲击过程中主舱门区域所受应力最集中部位均为主舱门与门框连接位置，最大值出现在150ms时刻，达到292.4MPa，主舱门上应力最大单元74368的σ-t曲线图如图9所示，主舱门能满足强度要求；
提取主舱门等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱主舱门均未出现塑性应变；
提取救生舱主舱门区位移结果，爆炸冲击载荷下，救生舱主舱门区域位移最高值出现在主舱门中部，在151ms时刻，达到18.3mm，主舱门上位移最大单元106075的δ-t曲线图如图7所示；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，救生舱主舱门在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(2)舱体后舱门应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，后舱门所受应力最集中部位为后舱门边缘连接处，最大值出现在184ms时刻，达到150.6MPa，后舱门上应力最大单元76484的σ-t曲线图如图10所示，后舱门能满足强度要求；
提取后舱门等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱后舱门本身均未出现塑性应变；
提取后舱门位移结果，救生舱后舱门区域位移最高值出现在门的中部，在185ms时刻，达到8.3mm，后舱门上位移最大单元109216的δ-t曲线图如图11所示；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，救生舱后舱门在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(3)救生舱连接法兰应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，法兰所受应力最大部位出现于法兰与前端板连接处，最大值出现在152ms时刻，达到428.9MPa，法兰上应力最大单元26539的σ-t曲线图如图12所示；
提取法兰等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱连接法兰极少数单元出现塑性应变，最大塑形应变为0.000086；
提取位移结果，救生舱法兰位移最大处位于第二节与第三节舱段法兰连接处，在220ms时刻，达到9.7mm，法兰上位移最大单元52416的δ-t曲线图如图13所示；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，法兰在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(4)救生舱壳体应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，爆炸冲击载荷下，整个冲击过程中壳体所受应力最集中部位出现于壳体与前端板连接处，最大值分别出现在152ms等时刻，达到343.2MPa，救生舱壳体上应力最大单元45330的σ-t曲线图如图14所示；
提取壳体等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱壳体极少部分单元出现塑性应变，最大塑形应变为0.0027。
提取位移结果，爆炸冲击载荷下，救生舱壳体位移最集中部位出现于壳体上侧中部，在197ms时刻，达到9.9mm，壳体上位移最大单元17974的δ-t曲线图如图15所示；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，壳体在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(5)救生舱加强筋及内隔断板应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，爆炸冲击载荷下，整个冲击过程中加强筋及内隔断板所受应力最集中部位出现于加强筋与前端板连接处，最大值分别出现在150ms等时刻，达到364.2MPa，救生舱加强筋及内隔断板上应力最大单元8584的σ-t曲线图如图16所示；
提取加强筋及内隔断板等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱加强筋及内隔断极少数单元出现塑性应变，最大塑形应变为0.007；
提取位移结果，爆炸冲击载荷下，救生舱加强筋及内隔断板位移最集中部位出现于第5节舱段上侧加强筋处，在197ms时刻，达到9.9mm，加强筋及内隔断板上位移最大单元17974的δ-t曲线图如图15所示；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，救生舱加强筋及内隔断板强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求。
Claims (8)
1.一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于它按以下步骤进行：
一、利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件建立矿用可移动式救生舱壳体三维有限元模型；
二、利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件进行真实井下巷道环境及瓦斯爆炸流场环境下的数值模拟；
三、确定边界条件；
四、确定矿用可移动式救生舱各构成部件的材质；
五、瓦斯爆炸流场环境的数值模拟；
六、采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱的动力响应；
六(1)、分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱整体的动力响应；
六(2)、分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱各构成部件的动力响应。
2.如权利要求1所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤一利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件建立矿用可移动式救生舱壳体三维有限元模型的具体过程为：
依据KJYF-96/12型矿用可移动式救生舱舱体实际尺寸进行建模，基本舱体蒙皮、法兰及端板采用薄壳单元SHELL163划分网格，壳单元单元尺寸40mm；主舱门及逃生门采用实体单元SOLID164划分网格，实体单元单元尺寸40mm。
3.如权利要求1或2所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤二利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件进行真实井下巷道环境及瓦斯爆炸流场环境下的数值模拟的具体过程为：
巷道水平布置，总长度为130m，分为四段，第一段：爆炸事故的发生源,内部充满浓度为9.5％的瓦斯空气混合气体,长度为28m，；第二段：爆炸冲击波传播段,为纯空气段，长度为72m，内部充满空气；第三段：空气与矿用可移动式救生舱流固耦合段，长度为13m；第四段：扩散段,内部充满空气,长度为17m；
空气及瓦斯区域采用实体单元SOLID164划分网格，实体单元单元尺寸160mm。
4.如权利要求3所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤三确定边界条件的具体过程为：
KJYF-96/12矿用可移动式救生舱与巷道底面的约束简化为沿救生舱纵向的固定约束，无初速度，无需考虑初始条件；巷道断面出口端采用流出边界，其它边界均采用刚性固壁边界。
5.如权利要求4所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤四确定矿用可移动式救生舱各构成部件的材质的具体内容为：
KJYF-96/12矿用可移动式救生舱舱体连接法兰为Q460钢，舱体内部两圈加强筋、底板加强筋、前后门门板及耳板材料均为Q345钢，门框及外部加强筋材料均为Q235钢。
6.如权利要求5所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤五瓦斯爆炸流场环境数值模拟的内容为：
在0ms时体积为200m3，长度为28m，浓度为9.5％的瓦斯/空气混合气体开始爆炸，爆炸冲击波在100m长度的空气域中传播，在140ms时传播至舱体迎爆面，开始对舱体进行加载。
7.如权利要求6所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤六(1)采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱整体的动力响应的具体内容为：
经LS-DYNA程序提取数据得，瓦斯爆炸冲击波作用在结构迎爆面的入射超压波峰约为0.7MPa；
提取应力结果，整个冲击过程中所受应力最集中处为前端板与舱壁连接法兰处，最大值出现在152ms时刻，单元26539达到428.9MPa；
入射超压波峰约为0.7MPa爆炸冲击波载荷下，整个冲击过程中位移最集中部位均为救生舱迎爆面中间位置，位移最高值出现在151ms时刻，单元106075位移达到18.3mm；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，矿用可移动式救生舱整体上讲，虽有极少单元应力值超过材料屈服强度，但矿用可移动式救生舱的前端板与舱壁最大变形均小于20mm，没有出现局部脆断和裂缝，满足刚度要求，矿用可移动式救生舱整体上是安全可靠的。
8.如权利要求7所述的一种矿用可移动式救生舱抗爆炸性能检测的方法，其特征在于步骤六(2)采用流固耦合的方法，分析瓦斯爆炸冲击波荷载作用下矿用可移动式救生舱各构成部件的动力响应的具体内容为：
(1)迎爆面入口舱门应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，整个冲击过程中主舱门区域所受应力最集中部位均为主舱门与门框连接位置，最大值出现在150ms时刻，达到292.4MPa，主舱门能满足强度要求；
提取主舱门等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱主舱门均未出现塑性应变；
提取救生舱主舱门区位移结果，爆炸冲击载荷下，救生舱主舱门区域位移最高值出现在主舱门中部，在151ms时刻，达到18.3mm；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，救生舱主舱门在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(2)舱体后舱门应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，后舱门所受应力最集中部位为后舱门边缘连接处，最大值出现在184ms时刻，达到150.6MPa，后舱门能满足强度要求；
提取后舱门等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱后舱门本身均未出现塑性应变；
提取后舱门位移结果，救生舱后舱门区域位移最高值出现在门的中部，在185ms时刻，达到8.3mm；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，救生舱后舱门在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(3)救生舱连接法兰应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，法兰所受应力最大部位出现于法兰与前端板连接处，最大值出现在152ms时刻，达到428.9MPa；
提取法兰等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱连接法兰极少数单元出现塑性应变，最大塑形应变为0.000086；
提取位移结果，救生舱法兰位移最大处位于第二节与第三节舱段法兰连接处，在220ms时刻，达到9.7mm；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，法兰在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(4)救生舱壳体应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，爆炸冲击载荷下，整个冲击过程中壳体所受应力最集中部位出现于壳体与前端板连接处，最大值分别出现在152ms等时刻，达到343.2MPa；
提取壳体等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱壳体极少部分单元出现塑性应变，最大塑形应变为0.0027；
提取位移结果，爆炸冲击载荷下，救生舱壳体位移最集中部位出现于壳体上侧中部，在197ms时刻，达到9.9mm；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，壳体在强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求；
(5)救生舱加强筋及内隔断板应力、应变和位移云图分析结果
提取应力结果，爆炸冲击载荷下，整个冲击过程中加强筋及内隔断板所受应力最集中部位出现于加强筋与前端板连接处，最大值分别出现在150ms等时刻，达到364.2MPa；
提取加强筋及内隔断板等效塑性应变结果，爆炸冲击载荷下，救生舱加强筋及内隔断极少数单元出现塑性应变，最大塑形应变为0.007；
提取位移结果，爆炸冲击载荷下，救生舱加强筋及内隔断板位移最集中部位出现于第5节舱段上侧加强筋处，在197ms时刻，达到9.9mm；
结论：入射超压波峰为0.7MPa爆炸冲击波荷载下，救生舱加强筋及内隔断板强度、刚度和塑性变形上，都满足安全要求。
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