液化天然氣儲罐混凝土穹頂?shù)臎_擊破壞模式與機理*

翟希梅,趙新宇

(1.哈爾濱工業(yè)大學結構工程災變與控制教育部重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150090； 2.哈爾濱工業(yè)大學土木工程智能防災減災工業(yè)和信息化部重點實驗室，黑龍江 哈爾濱 150090)

近年來，對清潔能源的需求逐年激增，天然氣(liquefied natural gas, LNG)由于綠色環(huán)保、經濟實惠、安全可靠等優(yōu)點逐漸成為21世紀最重要的能源，LNG儲罐結構也得到更多的應用。由于有針對性的恐怖襲擊事件頻發(fā)，鑒于LNG儲罐結構的重要性與特殊性，儲罐結構沖擊失效及其次生爆炸災害必將帶來生命和財產的重大損失。因此，對該類結構提出合理的抗沖擊性能評估以及沖擊防御設計理論與方法，確保LNG儲罐結構在重大災害中的安全、減少災后損失，具有重要的研究意義。

目前，針對核電站安全殼、大壩等大體積鋼筋混凝土結構及網殼等大跨空間結構的抗沖擊性能已經取得相對豐富的研究成果[1-6]，而對大型LNG儲罐混凝土外罐抗沖擊性能的研究較少。張云峰等[7]運用LS-DYNA軟件，模擬質量塊撞擊儲罐的不同位置，分析LNG儲罐外罐在沖擊荷載作用下的動力性能和儲罐的破壞情況。蘇娟等[8]借助ANSYS有限元軟件，考慮了儲罐空罐和滿罐兩種工況，對沖擊荷載作用下LNG混凝土儲罐的動態(tài)響應進行分析，得到了儲罐各控制點的內力時程曲線。崔利富等[9]基于LS-DYNA軟件，對160 000 m3的LNG儲罐進行沖擊模擬，結果表明：戰(zhàn)斧巡航導彈沖擊LNG儲罐影響范圍有限，僅產生局部破壞；預應力筋具有一定的阻抗沖擊作用的能力。各類規(guī)范中，針對LNG儲罐結構抗沖擊的設計條款極少，僅英國標準BS 7777-1[10]中提到，儲罐應具有抵抗飛行物沖擊的能力，并給出了推薦的沖擊參數(shù)：質量50 kg的剛體以45 m/s的速度進行撞擊。由此可見，針對LNG儲罐抗沖擊性能的研究主要集中在沖擊后儲罐結構的動力響應及破壞特點，而沖擊荷載作用下LNG儲罐混凝土外罐的失效模式及失效機理研究較少。

本文中，基于全容式160 000 m3的LNG儲罐，應用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件建立LNG儲罐混凝土外罐精細化有限元數(shù)值模型，通過模擬分析沖擊物撞擊下LNG儲罐穹頂結構的動力響應及其規(guī)律，提出混凝土穹頂?shù)氖Ｊ剑⒏鶕?jù)沖擊過程中能量的傳遞特點揭示其失效機理。最后，研究不同沖擊物直徑、沖擊位置、沖擊角度(沖擊物速度方向與被沖擊面法線的夾角)對混凝土穹頂最大響應及失效模式的影響規(guī)律。

1 沖擊模擬方法驗證

圖1 彈丸靶板有限元模型Fig.1 FE model

為驗證本文中有限元建模及分析方法和混凝土本構模型的適用性，對文獻[11]中彈丸沖擊混凝土靶板實驗進行數(shù)值模擬。彈丸質量588～597 g，彈長150 mm。靶板分素混凝土和鋼筋混凝土兩種：素混凝土靶板為圓形，直徑為1 200 mm，由豆石(粒徑小于10 mm)、水泥砂漿澆注；鋼筋混凝土靶板的鋼筋采用冷拔低碳鋼絲，直徑4 mm，間距40 mm，抗拉強度平均值為706.2 MPa，彈性模量為205 GPa。實驗中測量了彈丸到達靶板時的入射速度以及穿出靶板后的殘余速度。運用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對彈丸沖擊靶板進行數(shù)值模擬。混凝土靶板及子彈均采用實體單元Solid 164模擬，鋼筋采用桿單元Link 160模擬，鋼筋與混凝土之間連接采用約束方程法實現(xiàn)。計算中假定：(1)沖擊物是剛性體；(2)沖擊作用下只考慮動能和應變能的變化，不計熱能的損失；(3)沖擊過程中忽略摩擦作用。有限元模型如圖1所示。

鋼筋材料選用隨動塑性強化模型[12]，材料參數(shù)分別為[12]：ρ=7 950 kg/m3,E=205 GPa,rP=0.28,Ysig=706.2 MPa,Etan=500 MPa,β=0,SRC=0,SRP=0,εf=0.25?；炷敛牧夏Ｐ统醪酱_定HJC(Johnson-Holmoguist concrete)[12]和CSCM兩種形式，本文中通過對比，希望從中選擇最佳的本構模型用于LNG儲罐有限元沖擊數(shù)值分析。HJC模型是常用的混凝土模型，雖然能夠描述混凝土在大應變、高應變速率和高壓下材料的動態(tài)響應，但對混凝土材性指標參數(shù)要求繁瑣；HJC模型參數(shù)分別為[12]：ρ=2 500 kg/m3,G=14.86 GPa,A=0.79,B=1.60,C=0.007,Sf,max=7,εf,min=0.01,N=0.61,T=4 MPa,D1=0.04,D2=1.0,K1=85 GPa,K2=-171 GPa,K3=208 GPa。而CSCM模型用來模擬道路兩邊鋼筋混凝土防護結構與車輛碰撞的動態(tài)性能[13]，由于所需要輸入的參數(shù)較少，僅獲得混凝土的強度、骨料粒徑等參數(shù)即可，因此應用相對便利；CSCM模型參數(shù)分別為[12]：ρ=2 500 kg/m3,INCRE為0,IRATE為1,ERODE為1.1,RECOV為10,PRED為0.4。

通過對文獻[11]中12種工況進行數(shù)值模擬，得到貫穿靶板后子彈的殘余速度，圖2是子彈貫穿后混凝土靶板破壞的實驗及模擬結果。當子彈與靶板接觸時，擊中點附近混凝土單元瞬間失效刪除，同時靶板內產生與子彈速度方向相同的球面應力波，當應力波到達靶板背面時形成反射拉伸波，靶板背面混凝土單元產生拉伸破壞，單元被刪除。隨后子彈繼續(xù)貫穿靶板，最終混凝土靶板被擊穿，擊穿孔洞直徑大于子彈直徑，整個孔洞呈漏斗狀。通過比較可得，數(shù)值模擬所得到的靶板破壞結果與實驗現(xiàn)象基本一致。實驗結果與有限元模擬得到的子彈殘余速度對比見表1，通過對比兩種材料模型的誤差，CSCM模型精確度更高，因此我們將采用該模型進行模擬。

圖2 靶板破壞現(xiàn)象Fig.2 Impact perforation

類別試件vi/(m·s-1)vr,exp/(m·s-1)vr,CSCM/(m·s-1)vr,HJC/(m·s-1)vr,CSCM/vr,expvr,HJC/vr,expA12181661601480.9640.892A22501991971910.9900.960素混凝土A33762802773230.9891.154A46205295405531.0211.045B15013013323261.1031.083B27535545515660.9951.022C1193131120960.9160.732C22681951951911.0000.979鋼筋混凝土C33613002902830.9670.943C46085285125190.9580.982C58127017047351.0041.049C61 2461 1111 1701 2201.0531.098

2 LNG儲罐工程概況及有限元模型

160 000m3大型全容式LNG儲罐，由預應力混凝土外罐和9%鎳鋼內罐兩部分組成。外罐由混凝土圓柱殼、球面穹頂、底板和樁基構成，各部分參數(shù)如下：混凝土外罐內直徑為82 m，高度為38.55 m，壁厚為0.8 m，扶壁柱截面尺寸為4.22 m×1.40 m，環(huán)梁截面尺寸為1.05 m×1.56 m，穹頂?shù)那拾霃綖?2 m，矢高為10.975 m。穹頂中心處混凝土厚度為0.6 m，邊緣處厚度為0.8 m。底板的厚度為0.9 m，直徑為88 m，采用樁基礎。混凝土等級為C50，剖面圖如圖3所示。

運用ANSYS/LS-DYNA有限元分析軟件，建立LNG儲罐混凝土外罐的計算模型，混凝土外罐及沖擊物均采用Solid 164實體單元。其中沖擊物為圓柱體，高度為4 m，直徑為1 m，材料模型采用剛性體模型?；炷敛捎肅SCM模型，通過侵蝕失效準則來模擬混凝土單元的失效，當混凝土的有效塑性應變達到0.1時，單元在后續(xù)的有限元計算中即被刪除?；炷僚c沖擊物之間采用面面侵蝕接觸(ESTS)，在侵蝕接觸下，若模型受沖擊部分的單元失效則該單元被刪除，但剩余部分的單元仍能繼續(xù)考慮接觸。LNG儲罐混凝土外罐有限元模型，如圖4所示。為了提高計算效率，節(jié)約時間，通過試算，將穹頂動力響應相對較大的區(qū)域定義為沖擊區(qū)，在沖擊區(qū)域局部進行加密，加密區(qū)與非加密區(qū)交界處采用點面固連接觸，將加密區(qū)邊界節(jié)點約束、限定在非加密區(qū)的主面上，從而實現(xiàn)兩者的連接。另外，本文中主要針對穹頂大體積混凝土結構抗沖擊性能及其破壞機理，因此建模時忽略穹頂內部鋼襯板在沖擊過程中的有利作用，涉及相關帶鋼襯板穹頂?shù)腖NG儲罐的沖擊響應分析將是我們的后續(xù)研究方向。

圖3 LNG儲罐剖面圖Fig.3 Profile map of LNG tank

圖4 LNG儲罐有限元模型Fig.4 FE model of LNG outer tank

3 LNG儲罐外罐穹頂結構失效模式

以沖擊LNG儲罐混凝土外罐穹頂為例，通過改變沖擊物的直徑(D=1,4 m)、沖擊角度(0°、45°)、沖擊位置見圖5中A、B兩點，A、B水平距離為20.5 m，進行大規(guī)模參數(shù)分析，得到穹頂結構在沖擊荷載作用下的失效模式。

圖5 沖擊位置示意圖Fig.5 Locations A and B at dome

儲罐與沖擊物的有限元模型如上所述，保持沖擊物形狀不變，改變沖擊物的質量和初始沖擊速度對儲罐穹頂進行沖擊。通過試算，選取最小的沖擊荷載和沖擊速度為250 kg和10 m/s，當沖擊荷載繼續(xù)減小時儲罐結構產生的動力響應不再明顯，沒有研究價值。最大的沖擊荷載和沖擊速度取為10 t和200 m/s，在此基礎上，即使繼續(xù)增大沖擊質量或速度，儲罐結構的失效模式也不會改變。沖擊物質量分別取為0.25、0.5、1、5、10 t，沖擊速度分別取為10、20、30、40、50、60、70、80、90、100、150、200 m/s。

通過對上述240種工況進行模擬分析，得到沖擊荷載作用下LNG儲罐混凝土外罐穹頂結構的失效模式主要有3種，分別為局部凹陷、混凝土剝落、擊穿破壞。

當沖擊物初始能量較小時，穹頂在沖擊位置處產生凹陷和裂紋，與沖擊物直接接觸區(qū)域的單元進入塑性，但并未有單元失效破壞，儲罐仍處于安全狀態(tài)，將這種失效模式稱為局部凹陷。

在穹頂發(fā)生局部凹陷的失效模式之后，繼續(xù)增加沖擊物的初始能量，在更大的沖擊能量作用下，穹頂內側混凝土先出現(xiàn)剝落現(xiàn)象，未剝落的混凝土伴隨有一定程度的凹陷，但穹頂并未被穿透，對LNG內部鋼罐仍具有一定的保護作用，將這種失效模式稱為混凝土剝落。

當初始沖擊能量繼續(xù)增大，繼混凝土發(fā)生剝落破壞之后，穹頂中心混凝土被擊穿，與沖擊物直接接觸的單元全部失效破壞，混凝土外罐發(fā)生損壞，不再對內罐起到保護作用，將這種失效模式稱為混凝土擊穿破壞。

根據(jù)各工況穹頂?shù)钠茐那闆r繪制出3種失效模式的分布，如圖6所示。

圖6 失效模式分布圖Fig.6 Distribution of failure modes

4 LNG儲罐外罐穹頂結構失效規(guī)律

4.1 沖擊角度對失效模式的影響

在沖擊過程中，沖擊物的沖擊方向是不確定的，因此需要考慮沖擊角度對儲罐穹頂結構的影響。為研究沖擊角度對LNG儲罐失效模式的影響規(guī)律，選擇0°、45°兩種角度對LNG儲罐穹頂中心位置進行沖擊模擬。

通過分析失效模式分布(見圖6(a)～(b))可知，沖擊角度對失效模式的影響不可忽略。沖擊物以45°沖擊時擊穿破壞所占的面積小于0°沖擊時所占面積，并且達到每一種失效模式所需初始能量均上升，這表明當沖擊角度較大時，在初始沖擊能量相同的情況下，LNG儲罐結構破壞程度更輕。這也同樣說明，沖擊角度較大時需要更多的能量才能使儲罐產生嚴重的破壞，因此最不利沖擊角度為0°。

以0°、45°兩種沖擊角度下的兩個典型算例(m=1.0 t，v=50 m/s)分析沖擊角度對破壞模式的影響規(guī)律，并從沖擊荷載、沖擊物速度、儲罐應變能3個角度揭示其原因。

(1)圖7為兩種工況下沖擊力曲線。當沖擊角度為45°時，沖擊物與穹頂有2次撞擊過程，當沖擊物頂部與穹頂接觸碰撞之后，沖擊力在沖擊瞬間達到峰值12.8 MN，持續(xù) 7ms后下降為零。沖擊物與穹頂碰撞后速度方向發(fā)生改變，繞長度方向發(fā)生旋轉，沖擊物尾部與穹頂再次發(fā)生碰撞，沖擊力第2次達到峰值27.8 MN，持續(xù)4 ms后下降為零。當沖擊角度為0°時，沖擊力在沖擊瞬間達到峰值22.8 MN后不斷衰減，0.06 s后整個沖擊過程結束。2次碰撞的沖擊力峰值雖然相近，但由于45°沖擊時沖擊力持續(xù)時間過短，穹頂結構變形并不完全，因此僅發(fā)生混凝土剝落，并未發(fā)生穿透現(xiàn)象。

(2)圖8為兩種工況下沖擊物的速度曲線。當沖擊物以45°沖擊穹頂時，在第1次碰撞后沖擊物速度由50 m/s下降為34.8 m/s，當沖擊物尾部2次撞擊后速度短暫下降為31.5 m/s，后逐漸恢復為34.8 m/s后保持穩(wěn)定。而0°撞擊時，速度瞬間下降為1.56 m/s，可見45°沖擊后沖擊物仍剩余大量動能，能量并未完全傳遞給穹頂，轉化為穹頂?shù)膽兡堋６敍_擊物以0°沖擊穹頂時，沖擊物將絕大部分動能傳遞給穹頂，穹頂吸收和轉化的能量遠大于45°的，因此沖擊角度為0°時穹頂破壞更嚴重，混凝土被擊穿。

圖7 沖擊力Fig.7 Impact force

圖8 沖擊物速度Fig.8 Velocity of impactor

(3)從能量的角度也可以解釋發(fā)生兩種不同失效模式的原因。圖9(a)為45°沖擊時穹頂應變能曲線，穹頂應變能有2次躍升，分別對應沖擊物首尾2次撞擊穹頂。第1次撞擊后穹頂破壞較小，應變能損失較少，僅為40.4 kJ，而第2次碰撞損失能量為150 kJ，由此可見第2次碰撞后穹頂結構損壞更嚴重。沖擊角度為0°的工況下穹頂應變能曲線如圖9(b)所示，在沖擊瞬間穹頂應變能迅速增加，達到峰值552 kJ，之后隨著穹頂混凝土破壞程度加深，失效的混凝土單元帶走大部分能量，最終穹頂應變能保持在較低水平。

圖9 穹頂應變能Fig.9 Internal energy of dome

通過以上研究分析可以得到，當沖擊物以不同沖擊角度沖擊LNG儲罐穹頂時，儲罐的失效模式隨沖擊角度的改變而變化明顯，沖擊角度為0°時儲罐結構失效模式最為嚴重。其原因主要是，由于沖擊角度減小時沖擊物撞擊穹頂后反彈程度降低，這就使得沖擊物自身動能下降更多，從而對儲罐穹頂做功更多，因此穹頂?shù)钠茐木透訃乐?。但是當沖擊角度增大時，沖擊物撞擊穹頂后沖擊速度方向發(fā)生改變，可能會對穹頂發(fā)生2次碰撞，這也會對穹頂造成一定程度的損傷，這部分的損傷也較大，不可忽略。

4.2 沖擊物尺寸對失效模式的影響

為研究沖擊物尺寸對LNG儲罐失效模式的影響，采用直徑為1、4 m，高度均為4 m的兩種圓柱體沖擊物豎直向下沖擊穹頂中心。通過分析失效模式分布(見圖6(a)、(c))可得，當沖擊物直徑增大時，未破壞和局部凹陷這兩種破壞程度輕微的失效模式所占據(jù)的面積擴大，而擊穿破壞的范圍縮小很多，取而代之的是混凝土剝落的失效模式?？傮w來說，當初始沖擊能量相同時，隨著沖擊物直徑的增大，儲罐的破壞程度降低。但是增大沖擊物直徑時，沖擊區(qū)范圍增大，穹頂結構的動力響應有一定程度的增加。

圖10 節(jié)點位置示意圖Fig.10 Designation of points

以直徑為1、4 m兩種沖擊物的兩個典型算例(m=1.0 t，v=50 m/s)分析沖擊物直徑對破壞模式的影響規(guī)律，圖10為節(jié)點位置示意圖。

圖11為兩種工況的位移曲線，由圖可見，兩組曲線差異較大。當D=1 m時，在發(fā)生碰撞后點1位移在短時間內達到峰值0.12 m后單元失效，位移時程曲線中斷。由于失效單元帶走了大部分能量，并且碰撞持續(xù)時間太短，單元刪除前能量傳遞尚未完成，因此除點1外其余各點最終位移均較小。當D=4 m時，點1位移峰值為0.077 m，達到峰值后混凝土一部分變形發(fā)生恢復，最終位移穩(wěn)定在0.058 m，點2最終位移穩(wěn)定在0.03 m，其余3點最終位移穩(wěn)定在0.01 m。由此可見，在沖擊物的質量和初始速度相同的情況下，當沖擊物直徑較大時，穹頂破壞程度減輕，但受沖擊影響的范圍增大。

穹頂應變能變化曲線可以更直觀地反映，整個沖擊過程穹頂?shù)淖冃伟l(fā)展與單元的失效過程。當D=1 m時，穹頂應變能曲線如圖12(a)所示，沖擊開始時總應變能曲線與未破壞單元應變能曲線保持重合，達到峰值552 kJ后兩條曲線逐漸分離，失效破壞的混凝土單元帶走能量628 kJ，剩余單元應變能急劇下降至64.7 kJ。當D=4 m時，穹頂應變能曲線如圖12(b)所示，在沖擊瞬間穹頂應變能迅速增加，達到峰值后隨著混凝土發(fā)生回彈及部分混凝土失效，應變能有略微下降，最終應變能保持在521 kJ，穹頂內側破壞的混凝土單元帶走能量182 kJ。通過比較兩種工況下應變能曲線，可以很明顯看出，沖擊結束后D=1 m工況穹頂殘余變形較小，破壞的混凝土單元更多，穹頂破壞更嚴重。

圖11 節(jié)點位移Fig.11 Displacement of point

圖12 穹頂應變能Fig.12 Internal energy of dome

由此可得，在沖擊物的質量和初始速度相同的情況下，減小沖擊物的直徑會使得儲罐的動力響應更大。但是一旦儲罐發(fā)生破壞，由于與儲罐直接接觸的面積增大，沖擊物傳遞到儲罐結構的能量更多，大直徑的沖擊物反而會對儲罐造成更嚴重的破壞。

4.3 沖擊位置對失效模式的影響

除沖擊物直徑、沖擊角度，由于穹頂混凝土厚度不均，因此沖擊位置對失效模式的影響同樣值得關注。為研究沖擊位置對LNG儲罐失效模式的影響，選擇穹頂上A、B兩處進行沖擊，沖擊角度均為0°。A、B兩點位置如圖5所示。通過分析失效模式分布(見圖6(a)、(d))可得，兩種工況下失效模式的分布較為相似，結構無破壞和局部凹陷兩種輕微失效模式的分布范圍相同，當沖擊物沖擊B點時，擊穿破壞所占據(jù)的面積略有減小。這說明，改變沖擊物沖擊穹頂?shù)奈恢脤︸讽斊茐哪Ｊ降挠绊戄^小，但是由于穹頂混凝土厚度不均，中央位置處混凝土厚度最小，因此沖擊此處時破壞程度略有加重，發(fā)生擊穿破壞的可能性更大，由此可知穹頂中央位置為沖擊的最不利位置。

以兩個不同沖擊位置的典型算例(m=1.0 t，v=50 m/s)來分析沖擊位置對破壞模式的影響規(guī)律。

從能量角度對比分析兩種工況下穹頂?shù)膭恿憫?。當沖擊穹頂中心時，穹頂應變能如圖13(a)所示，未破壞單元應變能峰值為552 kJ，后下降至64.7 kJ保持穩(wěn)定，破壞失效單元損失能量為628 kJ，整個過程中沖擊物傳遞給穹頂?shù)目倯兡転?92 kJ。當沖擊B點時，穹頂應變能曲線如圖13(b)所示，兩組曲線變化趨勢近乎相同，僅在數(shù)值大小上略有差異。通過對兩種工況下應變能大小的比較可以看出，沖擊A點時沖擊物傳遞到穹頂?shù)膽兡芟鄬Ρ葲_擊B點較小，破壞損失的能量也較少。其原因主要是，由于穹頂?shù)幕炷梁穸炔痪讽斨行奶幓炷梁穸茸钚?.6 m，而穹頂邊緣處混凝土厚度達到0.8 m，因此沖擊穹頂不同位置時雖然穹頂?shù)氖Ｊ较嗤菦_擊過程中穹頂所吸收的能量大小及動力響應存在一定差異。

圖13 穹頂應變能Fig.13 Internal energy of dome

通過對兩種工況的分析可得，當沖擊物沿穹頂法線的方向沖擊時，沖擊位置對穹頂失效模式的影響不大，沖擊作用下穹頂?shù)膭恿憫杂胁煌鱾€響應的變化趨勢以及最終狀態(tài)差別較小，可以忽略。

5 沖擊失效機理

從能量的角度來研究一下儲罐的失效機理。以能量為研究對象，產生3種不同失效模式的原因主要是：由于沖擊物的初始能量不同，初始能量較小時，儲罐結構在沖擊物作用下產生局部凹陷，隨著沖擊能量的增加，逐漸出現(xiàn)混凝土剝落及沖切破壞的失效模式。從能量的角度出發(fā)，整個沖擊過程總共可分為3個階段：沖量施加，能量傳遞，能量轉換與消耗。這3個過程并沒有嚴格的界限區(qū)分，沖量施加的過程中能量傳遞也同時在進行，能量傳遞過程也伴隨著轉化和消耗，但是其中一個過程起主導作用。以下將通過具體的情況來說明各種失效模式的失效機理。

5.1 局部凹陷失效機理

以局部凹陷(m=1.0 t，v=25 m/s)為例，具體分析局部凹陷的失效機理。將沖擊力達到峰值定義為關鍵時刻t1、沖擊物與儲罐分離定義為關鍵時刻t2。由圖14可見，沖擊力曲線被上述兩個關鍵時刻劃分為3部分，分別對應3個階段。整個沖擊過程中LNG儲罐混凝土外罐各部分應變能隨時間變化曲線，如圖15所示。

圖14 局部凹陷全過程劃分示意圖Fig.14 Partition of failure process for local distortion

圖15 穹頂應變能Fig.15 Internal energy of dome

沖量施加階段指的是沖擊物與穹頂接觸碰撞的階段，在此階段中，沖擊物將自身動能施加給穹頂，穹頂與沖擊物直接接觸的區(qū)域獲得了較大的能量，產生了局部凹陷，由于沖擊持續(xù)時間極短，非沖擊區(qū)的動力響應并不明顯。能量的傳遞階段指的是沖擊區(qū)將得到的能量向非沖擊區(qū)域傳遞的階段，在這個過程中，沖擊物與儲罐穹頂不再接觸，應力呈環(huán)狀由穹頂中心向外傳播，非沖擊區(qū)得到能量后動力響應增大，但是由于沖擊物初始能量較小，能量傳遞的范圍也較小，非沖擊區(qū)產生的變形有限。

能量的轉換與消耗階段指的是沖擊物與穹頂分離后的階段，在此階段中，由于反彈作用沖擊物逐漸飛離穹頂，穹頂沖擊區(qū)域節(jié)點的速度減小至零后反向增加，節(jié)點位移略有減小，穹頂恢復一部分變形。隨著時間發(fā)展，沖擊區(qū)混凝土單元的振動逐漸停止，穹頂結構的動能完全消失，應變能穩(wěn)定不變，整個沖擊過程結束。

5.2 混凝土剝落與擊穿破壞失效機理

圖16～17為混凝土剝落(m=0.25 t，v=100 m/s)、擊穿破壞(m=1.0 t，v=100 m/s)兩種失效模式典型算例所對應的沖擊全過程劃分示意圖及穹頂應變能變化曲線。通過兩組曲線可以看出，盡管兩種失效模式下結構破壞過程不同，但兩者能量曲線的變化趨勢相近，因此將兩種失效模式作對照共同分析其失效機理。

圖16 沖擊全過程劃分示意圖Fig.16 Partitions of failure process for impact

圖17 穹頂應變能Fig.17 Internal energy of dome

通過兩組曲線可以看出，沖擊力在撞擊瞬間達到峰值后迅速下降，從沖擊物與穹頂接觸開始到沖擊力急劇下降結束，整個過程為沖量施加階段。在此階段中，沖擊物將能量傳遞到穹頂，穹頂吸收足夠的能量后混凝土發(fā)生破壞，被沖擊物擊穿。由于混凝土破壞后帶走了大部分能量，導致穹頂剩余部分動力響應相對較小。當出現(xiàn)混凝土剝落的失效模式時，穹頂內側混凝土先破壞，其原因是：沖擊物與穹頂接觸后，應力波從撞擊位置處向穹頂內側傳播，當應力波傳播至穹頂內側表面時形成反射拉伸波，由于采用了侵蝕失效準則中主應變失效方式來模擬混凝土單元的失效，當混凝土單元的主應變達到所設置的閥值(0.1)時，此單元即判定為失效并被刪除，因此穹頂沖擊區(qū)內側混凝土因發(fā)生拉伸而首先破壞。與混凝土剝落模式中由于應力波傳播而導致穹頂內部混凝土先破壞的情況不同，當發(fā)生擊穿失效模式時，與沖擊物直接接觸部位的混凝土在撞擊瞬間即發(fā)生沖切破壞，沖擊物擊穿穹頂進入儲罐內部。

從沖擊力在低水平范圍內波動到混凝土單元失效剝落完成，為能量的傳遞階段。在與穹頂持續(xù)接觸的過程中，沖擊物將剩余能量繼續(xù)傳遞給穹頂，穹頂將獲得的能量呈環(huán)形向外傳遞擴散，沖擊區(qū)與非沖擊區(qū)的應力與變形水平均上升。當沖擊物擊穿混凝土完全進入穹頂內部后，沖擊力徹底下降為零，混凝土單元失效刪除結束，穹頂剩余部分的能量不再減少。洞口附近混凝土由于慣性繼續(xù)振動，動能與應變能相互轉化，最終穹頂應變能曲線保持穩(wěn)定，結構達到平衡狀態(tài)。

6 結 論

運用ANSYS/LS-DYNA軟件建立大型全容式LNG儲罐混凝土外罐精細化有限元模型，分析在圓柱體沖擊物撞擊下LNG儲罐穹頂結構的動力響應，提出3種失效模式，并分析了對應的失效機理?？紤]了不同沖擊物直徑、沖擊位置、沖擊角度對LNG儲罐穹頂結構失效模式的影響規(guī)律，得出以下結論。

(1)通過分析沖擊物撞擊作用下LNG儲罐混凝土外罐穹頂結構的動力響應以及破壞程度，獲得局部凹陷、混凝土剝落、擊穿破壞3種失效模式。

(2)沖擊角度、沖擊物直徑對LNG儲罐混凝土外罐穹頂?shù)氖Ｊ接绊戄^大，0°為沖擊的最不利沖擊角度；隨著沖擊物直徑增大，穹頂?shù)钠茐某潭葴p小。

(3)沖擊位置對儲罐穹頂失效模式的影響較小，可以忽略。

(4)從能量角度出發(fā)，整個沖擊過程可以分為沖量施加、能量傳遞、能量轉換與消耗3個階段，不同失效模式下各階段的荷載作用特點與能量變化規(guī)律差異較大。