基于荷載時(shí)程分析法的商用飛機(jī)撞擊鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼的有限元分析

基于荷載時(shí)程分析法的商用飛機(jī)撞擊鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼的有限元分析

朱秀云1,2,潘蓉2,林皋1,李亮2

(1.大連理工大學(xué)海岸與近海國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室抗震分室，遼寧大連116024；2.環(huán)境保護(hù)部核與輻射安全中心廠址與土建部,北京100082)

摘要：由于鋼板混凝土墻背部鋼板能夠有效地約束混凝土在撞擊方向上的運(yùn)動(dòng)以及限制混凝土碎片的飛濺，為了抵御商用飛機(jī)撞擊，新型核電機(jī)組的核島廠房外墻通常設(shè)計(jì)為鋼板混凝土結(jié)構(gòu)(SC)。基于荷載時(shí)程分析法，運(yùn)用經(jīng)典的顯式非線性動(dòng)力分析軟件ANSYS/LS-DYNA，進(jìn)行了波音707-320型號(hào)商用飛機(jī)撞擊某鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼的響應(yīng)分析。計(jì)算結(jié)果表明，即使在安全殼筒身最不利撞擊部位沖擊作用下，像波音707-320型號(hào)的商用飛機(jī)對(duì)該安全殼的影響是較小的，且增大鋼板的厚度能夠有效的減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。

關(guān)鍵詞：荷載時(shí)程分析法；飛機(jī)撞擊；鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼

中圖分類號(hào):TL371文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

收稿日期：2013-08-01修改稿收到日期：2013-11-06

FEM analysis of steel plate concrete containment against commercial aircraft impact based on force time-history analysis method

ZHUXiu-yun1,2,PANRong2,LINGao1,LILiang2(1. Laboratory of Earthquake, State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China;2. Plant site and civil engineering department,Nuclear and Radiation Safety Center, Ministry of Environmental Protection, Beijing 100082, China)

Abstract:In view of that the rear-face steel plate of the steel plate concrete wall is very effective in preventing the perforation and scabbing of concrete, in order to resist the impact of commercial aircraft crash, steel plate concrete (SC) structures are selected to be used in the design of external walls of nuclear island buildings for the new type nuclear power plant. In this paper, the FEM code ANSYS/LS-DYNA was used to simulate the response analysis on a steel plate concrete containment impacted by a Boeing 707-320 aircraft based on the force time-history analysis method. The results show that even though on condition that the impact load by the Boeing 707-320 commercial aircraft impact load applied on the most adverse impact position of the cylinder containment, the response of the SC containment is small, in other words, the SC containment can resist the impact. Furthermore, the increase of the thickness of the steel plate can effectively reduce the structural response under the impact.

Key words:force time-history analysis method; aircraft impact; steel plate concrete containment

2001年“9.11”事件以后，核電廠在大型商用飛機(jī)撞擊下的安全問(wèn)題成為公眾的焦點(diǎn)。美國(guó)于2009年頒布了聯(lián)邦法規(guī)的新條款10CFR50.150[1]，對(duì)于新設(shè)計(jì)的核動(dòng)力堆均要求就抵御大型商用飛機(jī)惡意撞擊進(jìn)行專門的評(píng)價(jià)。其中，文件NEI07-13[2]提供了美國(guó)電力研究院發(fā)展的一套評(píng)價(jià)大型商用飛機(jī)撞擊的評(píng)估方法，此套方法是滿足聯(lián)邦法規(guī)10CFR50.150并被美國(guó)核管會(huì)(NRC)認(rèn)可的評(píng)價(jià)方法。關(guān)于飛機(jī)撞擊核電廠安全殼和乏燃料水池結(jié)構(gòu)完整性的評(píng)估，NEI07-13[2]指出需要評(píng)估安全殼和乏燃料水池的兩種不同的典型結(jié)構(gòu)破壞模式，即局部破壞(飛機(jī)引擎沖擊引起的碎甲和穿孔)和整體破壞(整個(gè)飛機(jī)沖擊引起的塑性倒塌)。

對(duì)于構(gòu)筑物整體破壞的評(píng)估，NEI07-13[2]推薦了兩種分析方法：荷載時(shí)程分析法和飛射物-靶體相互作用分析法。其中，荷載時(shí)程分析法直接用沖擊荷載時(shí)程函數(shù)進(jìn)行構(gòu)筑物的響應(yīng)分析，不需要建立飛機(jī)的三維有限元模型。

圖1　波音707-320的撞擊荷載時(shí)程曲線 Fig.1 The impact force time-history function curve of boeing 707-320

由于鋼襯板能夠有效地約束混凝土在撞擊方向上的運(yùn)動(dòng)，并限制混凝土碎片的飛濺，因此鋼板混凝土結(jié)構(gòu)具有較好的抗撞擊性能。針對(duì)大型商用飛機(jī)惡意撞擊事件的補(bǔ)充考慮，美國(guó)西屋公司將AP1000屏蔽廠房結(jié)構(gòu)類型由美國(guó)核管會(huì)批準(zhǔn)的DCD第15版常規(guī)的鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)變更為DCD第16版的鋼板混凝土結(jié)構(gòu)。本文將基于經(jīng)典顯式非線性有限元?jiǎng)恿Ψ治鲕浖嗀NSYS/LS-DYNA[3]，采用HAD101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[4]提供的波音707-320撞擊荷載函數(shù)，對(duì)某鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼抵抗此型號(hào)商業(yè)飛機(jī)撞擊的能力進(jìn)行有限元分析。

1撞擊荷載時(shí)程函數(shù)

對(duì)于荷載時(shí)程分析法，首先是確定飛機(jī)撞擊荷載時(shí)程函數(shù)，而確定撞擊荷載時(shí)程曲線，是一個(gè)較為復(fù)雜的課題。目前較為公認(rèn)的撞擊荷載時(shí)程曲線的確定方法是Riera方法[5]，即通過(guò)飛機(jī)的抗壓強(qiáng)度以及沖量守恒來(lái)確定。Riera方法的兩個(gè)基本假設(shè)是靶體完全剛性和飛射物沖擊方向垂直于靶體，此假設(shè)使Riera方法具有一定的保守性。

本文撞擊荷載選用導(dǎo)則HAD101/04《核電廠廠址選擇的外部人為事件》[4]附錄I中列出的波音707-320在典型起落速度370 km/h的荷載時(shí)程曲線，如圖1所示；撞擊面積時(shí)程曲線如圖2所示。根據(jù)商用飛機(jī)的特征，其撞擊作用可以分為兩部分，分別為機(jī)身和機(jī)翼部分，其對(duì)應(yīng)的作用荷載及面積時(shí)程曲線分別如圖3,圖4所示，由此通過(guò)相同時(shí)刻對(duì)應(yīng)的撞擊荷載除以撞擊面積，可得到分別作用于安全殼的機(jī)身和機(jī)翼部分的均布荷載時(shí)程曲線，如圖5所示。

圖2　波音707-320的撞擊面積時(shí)程曲線 Fig.2 The impact area time-history function curve of boeing 707-320

圖3　波音707-320機(jī)身和機(jī)翼的撞擊荷載時(shí)程曲線 Fig.3 The impact force time-history function curve of fuselage and wings of boeing 707-320

圖4　波音707-320機(jī)身和機(jī)翼的撞擊面積時(shí)程曲線 Fig.4 The impact area time-history function curve of fuselage and wings of boeing 707-320

圖5　波音707-320機(jī)身和機(jī)翼的均布荷載時(shí)程曲線 Fig.5 The impact pressure time-history function curve of fuselage and wings of boeing 707-320

2數(shù)值分析模型

2.1安全殼有限元模型

本文的研究對(duì)象是某鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼，該安全殼由內(nèi)、外徑分別為49.6 m、51.2 m的圓柱筒體和頂部球冠形穹頂組成，總高度為67.2 m，圓柱筒體和穹頂?shù)膲穸染鶠?.8 m，圓柱筒體和穹頂連接環(huán)梁部位略厚，以增加安全殼的剛度；鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼的內(nèi)、外層鋼板厚度均為18 mm。

圖6　鋼板混凝土結(jié)構(gòu) 安全殼有限元模型 Fig.6 FEM model of the steel plate concrete containment

由于安全殼結(jié)構(gòu)、邊界條件和撞擊荷載的對(duì)稱性，分析中采用了足尺1/2對(duì)稱數(shù)值模型。安全殼鋼板和混凝土分離建模。混凝土的單元類型為實(shí)體單元Solid164，算法為單點(diǎn)積分，安全殼底部單元網(wǎng)格略粗，上部單元網(wǎng)格尺寸約為0.4m；鋼板的單位類型為殼單元Shell163；鋼板與混凝土之間通過(guò)共用節(jié)點(diǎn)的方式進(jìn)行連接。對(duì)于邊界條件，安全殼結(jié)構(gòu)被認(rèn)為完全固結(jié)約束在地面處，同時(shí)在對(duì)稱面邊界約束其反對(duì)稱自由度。鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼有限元計(jì)算模型如圖6所示。

鋼板材料本構(gòu)模型選用了ANSYS/LS-DYNA軟件中自帶的分段線性動(dòng)力硬化本構(gòu)模型(*MAT_PLASTIC_KINEMATIC[3])，該模型可以計(jì)算各向同性和塑性隨動(dòng)強(qiáng)化的混合情況，適用于包含應(yīng)變率效應(yīng)的各向同性塑性隨動(dòng)強(qiáng)化材料；混凝土選用了WINFRITH本構(gòu)模型 (*MAT_WINFRITH_CONCRETE[3])。在高速碰撞過(guò)程中，鋼板和混凝土的強(qiáng)度會(huì)隨著材料的高應(yīng)變率有所提高，因此，在分析中需要對(duì)靜力狀態(tài)下材料的強(qiáng)度值做適當(dāng)修正；本研究采用NEI07-13報(bào)告[2]中推薦的動(dòng)力強(qiáng)化系數(shù)(DIF)，來(lái)考慮此特性?？紤]動(dòng)力強(qiáng)化系數(shù)后鋼板混凝土結(jié)構(gòu)的基本材料參數(shù)見(jiàn)表1。

表1　混凝土和鋼板的材料參數(shù)

2.2數(shù)值分析方法的驗(yàn)證

進(jìn)行飛機(jī)撞擊的瞬時(shí)響應(yīng)分析，關(guān)鍵是正確描述混凝土材料的非線性本構(gòu)關(guān)系和失效準(zhǔn)則。混凝土材料本構(gòu)模型(WINFRITH模型[9])、失效準(zhǔn)則以及荷載時(shí)程分析方法的合理性驗(yàn)證工作主要基于文獻(xiàn)[6]中詳細(xì)介紹的日本Kobori綜合研究所對(duì)1/7.5縮尺飛機(jī)模型垂直撞擊不同厚度鋼板混凝土(SC)墻的實(shí)驗(yàn)研究。在文獻(xiàn)[8]中，筆者將荷載時(shí)程分析法的計(jì)算結(jié)果與飛射物-靶體相互作用方法計(jì)算結(jié)果[7]以及實(shí)驗(yàn)結(jié)果[6]進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明，荷載時(shí)程分析法能夠較好的模擬此沖擊實(shí)驗(yàn)，且計(jì)算結(jié)果略偏大，驗(yàn)證了由于靶體完全剛性假設(shè)造成的此方法具有一定的保守性；在已知某型號(hào)飛機(jī)以某初始速度撞擊剛性墻的荷載時(shí)程函數(shù)的基礎(chǔ)上，可以采用此方法進(jìn)行核電站廠房的整體破壞效應(yīng)評(píng)估。

3撞擊安全殼的數(shù)值分析結(jié)果

本節(jié)基于荷載時(shí)程分析法，進(jìn)行了飛機(jī)撞擊某鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼筒身最不利部位的篩選分析、在最不利撞擊部位下的沖擊響應(yīng)分析以及針對(duì)不同的鋼板厚度進(jìn)行了抗撞擊性能的敏感性分析。

3.1安全殼筒身最不利撞擊部位篩選分析

圖7　安全殼筒身撞擊 部位中心位置示意圖 Fig.7 Schematic view of the impact center position of cylinder containment

分別選取安全殼筒身中間部位距離地面高度27 m、30 m、35 m、40 m、45 m處作為飛機(jī)撞擊區(qū)域的中心位置，如圖7所示。由計(jì)算可分別得到以上不同撞擊部位區(qū)域處節(jié)點(diǎn)沿沖擊方向(Y向)的最大位移時(shí)程曲線和混凝土的最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線，分別如圖8、圖9所示。從圖中曲線可以看出，當(dāng)撞擊部位在距離地面高度27 m、30 m、35 m、40 m、45 m處時(shí)，對(duì)應(yīng)撞擊區(qū)域的最大位移值分別為6.41 cm、6.54 cm、6.41 cm、5.82 cm、4.78 cm；對(duì)應(yīng)撞擊區(qū)域混凝土的最大塑性應(yīng)變值分別為2.13×10-4、2.63×10-4、2.35×10-4、2.28×10-4、1.03×10-4?？梢?jiàn)，當(dāng)撞擊部位在距離地面30 m時(shí)，其結(jié)構(gòu)的最大位移以及塑性應(yīng)變均是最大的，其值分別為6.54 cm和2.63×10-4。由此確定，對(duì)于此安全殼結(jié)構(gòu)，距離地面高度30 m中心位置處是最不利撞擊部位。

圖8　不同撞擊部位處的最大位移時(shí)程曲線 Fig.8 The max displacement time-history function curve of different impact position

圖9　不同撞擊部位處的混凝土最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線 Fig.9 The max plastic strain time-history function curve of concrete at different impact position

3.2最不利撞擊部位下的沖擊響應(yīng)分析

在安全殼筒身最不利撞擊部位(距離地面高度30 m中心位置處)受到撞擊情況下，計(jì)算得到的安全殼沖擊響應(yīng)最大位移云圖以及混凝土的最大塑性應(yīng)變?cè)茍D分別如圖10,圖11所示。從圖中可以看出，在撞擊區(qū)域中心位置，其位移響應(yīng)是最大的，其值為6.54 cm；在沖擊荷載作用下，撞擊區(qū)域的部分混凝土進(jìn)入了塑性區(qū)，其他區(qū)域混凝土的塑性應(yīng)變?yōu)?。

圖10 安全殼結(jié)構(gòu)的最大位移云圖Fig.10Contourplotofthemaxdisplacementofcontainment圖11 混凝土的最大塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.11Contourplotofthemaxplasticstrainofconcrete

距離地面不同高度(27 m、30 m、35 m、40 m、45 m、56 m、67 m)筒體中心處節(jié)點(diǎn)沿沖擊方向(Y向)的位移響應(yīng)時(shí)程曲線如圖12所示。其中，56 m和67 m處節(jié)點(diǎn)分別代表環(huán)梁部位以及穹頂?shù)捻旤c(diǎn)；從圖12中可以看出，在撞擊部位(即距離地面高度30 m處)節(jié)點(diǎn)的位移響應(yīng)是最大的，距離撞擊部位最近的27 m處節(jié)點(diǎn)次之，往上不同標(biāo)高處的位移響應(yīng)是逐漸減小的，穹頂頂點(diǎn)處最小。沿著機(jī)翼撞擊區(qū)域的水平方向，選取7個(gè)不同節(jié)點(diǎn)的位置示意如圖13，其沿沖擊方向(Y向)的位移響應(yīng)時(shí)程曲線如圖14所示；從圖中可以看出H1節(jié)點(diǎn)的位移響應(yīng)最大，遠(yuǎn)離H1節(jié)點(diǎn)的位置，直至H7節(jié)點(diǎn)的位移響應(yīng)是逐漸減小的。綜上可見(jiàn)，在此小型商用飛機(jī)撞擊下，其安全殼結(jié)構(gòu)的響應(yīng)是較小的，不會(huì)引起整體破壞，其整體穩(wěn)定性是可接受的。

圖12　豎向不同位置處的結(jié)構(gòu)響應(yīng)位移時(shí)程曲線 Fig.12 The displacement time-history function curve of different vertical position

圖13　機(jī)身和機(jī)翼撞擊區(qū)域水平向選點(diǎn)位置示意圖 Fig.13 Schematic view of the horizontal node position of fuselage and wings

3.3不同鋼板厚度的敏感性分析

針對(duì)鋼板厚度取不同值，分別取14 mm、16 mm、18 mm和20 mm，在安全殼最不利撞擊部位(距離地面高度30 m中心位置處)受到撞擊下，進(jìn)行安全殼結(jié)構(gòu)響應(yīng)的敏感性分析。

計(jì)算得到撞擊部位區(qū)域沿沖擊方向(Y向)的最大位移時(shí)程曲線以及混凝土的最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線分別如圖15,圖16所示。從圖中可以看出，隨著鋼板厚度的增大，最大位移響應(yīng)和混凝土的最大塑性應(yīng)變是減小的；對(duì)應(yīng)鋼板厚度為14 mm、16 mm、18 mm和20 mm，其最大位移值分別為7.37 cm、6.86cm、6.54 cm和6.25 cm；混凝土的最大塑性應(yīng)變值分別為3.49×10-4、3.19×10-4、2.63×10-4和2.14×10-4。可見(jiàn)，增大鋼板的厚度能夠有效地減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)，對(duì)于防護(hù)飛機(jī)撞擊起到良好的作用。

圖14　水平向不同位置處的結(jié)構(gòu)響應(yīng)位移時(shí)程曲線 Fig.14 The displacement time-history function curve of different horizontal position

圖15　不同鋼板厚度的結(jié)構(gòu)最大位移時(shí)程曲線 Fig.15 The max displacement time-history function curve of different thickness steel plates

圖16　不同鋼板厚度的混凝土最大塑性應(yīng)變時(shí)程曲線 Fig.16 The max plastic strain time-history function curve of concrete of different thickness steel plates

4結(jié)論

本文建立了三維鋼板混凝土結(jié)構(gòu)安全殼的有限元模型，基于荷載時(shí)程分析方法利用經(jīng)典顯式非線性動(dòng)力分析軟件ANSYS/LS-DYNA，對(duì)其在波音707-320型號(hào)商用飛機(jī)的撞擊進(jìn)行了有限元分析。其中包括安全殼筒身最不利撞擊部位篩選分析、在最不利撞擊部位下的沖擊響應(yīng)分析以及不同鋼板厚度的結(jié)構(gòu)響應(yīng)敏感性分析。得出結(jié)論如下：

(1)通過(guò)對(duì)安全殼筒身最不利撞擊部位篩選分析，計(jì)算得出，在距離地面高度30 m中心位置處是此安全殼的最不利撞擊位置。

(2)通過(guò)在最不利撞擊部位下的沖擊響應(yīng)分析，計(jì)算得出，在波音707-320型號(hào)商用飛機(jī)撞擊下，此安全殼結(jié)構(gòu)的響應(yīng)較小，最大位移為6.54 cm，且只有撞擊區(qū)域的部分混凝土進(jìn)入了塑性區(qū)，因此，不會(huì)引起結(jié)構(gòu)的整體破壞，其整體穩(wěn)定性是可接受的。這也說(shuō)明像此型號(hào)的商用飛機(jī)對(duì)該安全殼的影響是比較小的；但是對(duì)于更大型的商用飛機(jī)對(duì)核電廠安全殼的影響則有待進(jìn)一步深入的研究。

(3)通過(guò)不同鋼板厚度的結(jié)構(gòu)響應(yīng)敏感性分析，可以得出，增大鋼板的厚度能夠有效的減小沖擊作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)。

參考文獻(xiàn)

[1]10CFR50.150. Aircraft Impact Assessment,2009.

[2]Methodology for Performing Aircraft Impact Assessments for New Plant Designs.NEI07-13 Rev 8P, 2011.

[3]LS-DYNA Keyword User’s Manual, Revision 971. Livermore Software Technology Corportion,2007.

[4]HAD101/04.核電廠廠址選擇的外部人為事件[S].北京：中國(guó)法制出版社,1989.

[5]Riera J D. A critical appraisal of nuclear power plant safety against accidental aircraft impact[J]. Nuclear Engineering and Design, Volume,1980, 57:193-206.

[6]Mizuno J, Koshika N, Sawamoto Y, et al.Investigations on impact resistance of steel plate reinforced concrete barriers against aircraft Impact Part 1: test program and results[C]. Transactions of the 18th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology, 2005,J,J05/1.

[7]Mizuno J, Koshika N, Morikawa H, et al.Investigations on impact resistance of steel plate reinforced concrete barriers against aircraft impact part 2. simulation analyses of scale model impact tests[C]. Transactions of the 18th International Conference on Structural Mechanics in Reactor Technology, Vol. 2005,J J05/2.

[8]朱秀云,潘蓉,林皋.基于荷載時(shí)程分析法的鋼筋混凝土和鋼板混凝土墻的沖擊響應(yīng)對(duì)比分析[J].振動(dòng)與沖擊,2014,33(22):172-177.

ZHU Xiu-yun,PAN Rong,LIN Gao. Comparative analysis of impact response with reinforced concrete and steel plate concrete walls based on force time-History analysis method[J]. Journal of Vibration and Shock,2014,33(22):172-177.

[9]Wu Y, Crawford J E, Magallanes J M. Performance of LS-DYNA? concrete constitutive models[C].12th International LS-DYNA? Users Conference.

第一作者徐超男，副教授，1979年生