飛機(jī)撞擊特大型LNG儲罐全過程仿真分析

葛慶子, 翁大根, 張瑞甫

(1. 四川省建筑科學(xué)研究院，成都　610081； 2. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上?！?00092)

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飛機(jī)撞擊特大型LNG儲罐全過程仿真分析

葛慶子1,2, 翁大根2, 張瑞甫2

(1. 四川省建筑科學(xué)研究院，成都610081； 2. 同濟(jì)大學(xué) 土木工程防災(zāi)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海200092)

摘要：采用數(shù)值模擬方法對飛機(jī)撞擊特大型LNG儲罐的全過程進(jìn)行仿真分析。分析中采用LS-DYNA有限元程序，考慮罐體、儲液與保溫層間的相互問題，建立了F-15戰(zhàn)斗機(jī)的SPH模型，對飛機(jī)材料的選擇和參數(shù)確定進(jìn)行了詳細(xì)分析，并以Riera法為依據(jù)，對F-15戰(zhàn)斗機(jī)SPH模型撞擊剛體所產(chǎn)生的荷載進(jìn)行了對比驗(yàn)證，對比結(jié)果證明了SPH模型的可靠性和實(shí)用性。分析結(jié)果表明：撞擊角度越大，外罐所承受的撞擊能量越大，相應(yīng)的內(nèi)罐破壞越小，因此垂直撞擊為最不利撞擊角度；撞擊高度對整體工況計(jì)算結(jié)果影響不大，儲罐在經(jīng)受215 m/s撞擊速度撞擊下均出現(xiàn)了嚴(yán)重破壞；112 m/s撞擊速度時(shí)內(nèi)罐尚有安全余量，160 m/s撞擊速度時(shí)內(nèi)罐撞擊中心區(qū)域內(nèi)材料已達(dá)到極限應(yīng)變，因此可認(rèn)為目前設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的儲罐所能承受的最大撞擊速度為160 m/s。

關(guān)鍵詞：儲罐；液化天然氣；SPH法；撞擊；飛機(jī)

2001年美國“9.11”事件發(fā)生后，飛機(jī)撞擊荷載作用下生命線工程的安全性分析已經(jīng)成為國內(nèi)外研究的熱點(diǎn)問題。飛機(jī)撞擊核電站安全殼、特大型(Liquefied Natural Gas,LNG)儲罐等生命線工程的概率雖然很小，但由于飛機(jī)撞擊的沖量巨大，對生命線工程的安全會造成嚴(yán)重的威脅。與地震荷載相比，飛機(jī)撞擊荷載具有單向作用、歷時(shí)短、沖擊力幅值大、高頻階段對結(jié)構(gòu)的貢獻(xiàn)大等特點(diǎn)。近年來已有越來越多的國家在LNG儲罐設(shè)計(jì)中把飛機(jī)撞擊作為結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的主要荷載之一，許多國家的LNG儲罐設(shè)計(jì)規(guī)范中，也規(guī)定了儲罐在飛機(jī)撞擊荷載作用下的安全準(zhǔn)則[1]。

由于儲罐體量巨大且飛機(jī)撞擊結(jié)構(gòu)問題非常復(fù)雜，所以采用試驗(yàn)研究該問題難以實(shí)現(xiàn)。盡管如此，近幾十年來國內(nèi)外專家針對與儲罐類似結(jié)構(gòu)的核電站安全殼還是做了大量的理論分析和數(shù)值模擬。Riera[2]通過能量法分析了飛機(jī)撞擊剛體的響應(yīng)并提出了一條實(shí)用的撞擊力時(shí)程曲線。1980年Riera在上述研究基礎(chǔ)上進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)發(fā)動機(jī)數(shù)量和飛機(jī)飛行速度對撞擊力時(shí)程曲線有明顯影響。左家紅等[3]采用ADINA程序?qū)η厣胶穗娬景踩珰ぴ陲w機(jī)撞擊下的結(jié)構(gòu)反應(yīng)進(jìn)行了分析，其研究成果為我國第一座核電站秦山核電站等核電項(xiàng)目的建設(shè)提供了可靠的理論依據(jù)和設(shè)計(jì)參考。Abbas[4]對飛機(jī)撞擊某核電站安全殼的動力響應(yīng)進(jìn)行了分析，結(jié)果表明：Riera剛體經(jīng)驗(yàn)公式偏于不安全，應(yīng)對飛機(jī)撞擊殼體結(jié)構(gòu)進(jìn)行彈塑性分析。Kukreja[5]采用動力彈塑性方法對印度某核電站安全殼在Boeing707-320和Airbus300B4撞擊下的響應(yīng)進(jìn)行了分析，安全殼在撞擊作用下局部破壞嚴(yán)重。Arros等[6]采用LS-DYNA軟件對Boeing747進(jìn)行了實(shí)體建模，并對其撞擊核電站設(shè)施的過程進(jìn)行了全過程模擬，其結(jié)果對于核電站設(shè)施設(shè)計(jì)給予一定指導(dǎo)作用。2013年Iqbal總結(jié)前人研究得出的Boeing707-320、Boeing747-400、Boeing767-400、Airbus320、Phantom F4等機(jī)型的撞擊力時(shí)程曲線，將各種撞擊力分別施加于核電站安全殼上進(jìn)行非線性分析，得出了對比分析結(jié)果。以上研究結(jié)果可做為飛機(jī)撞擊特大型LNG儲罐全過程分析的參考，但由于儲罐結(jié)構(gòu)涉及罐體與儲液之間的流固耦合問題，故需對其撞擊問題進(jìn)行專項(xiàng)研究。

本文以我國某已建成特大型LNG儲罐為結(jié)構(gòu)原型，采用Smoothed Particle Hydrodynamics(SPH)方法建立了美國F-15戰(zhàn)斗機(jī)模型，對其以標(biāo)準(zhǔn)速度撞擊儲罐的全過程進(jìn)行了仿真分析，其結(jié)果對儲罐的設(shè)計(jì)改進(jìn)和安全運(yùn)營具有一定的指導(dǎo)意義。

1計(jì)算模型

1.1儲罐模型

圖1　儲罐幾何模型和有限元網(wǎng)格Fig.1 Geometric model andfinite element mesh of tank

特大型LNG儲罐是一種雙層殼體結(jié)構(gòu)，內(nèi)罐由12～26 mm均勻變化的9%鎳合金鋼焊接而成，其主要功能為在低溫下存儲LNG；外罐為800 mm厚預(yù)應(yīng)力混凝土殼，其作用為防止內(nèi)部LNG泄漏，內(nèi)外罐中填充700 mm厚泡沫珍珠巖保溫層。外罐的另一個(gè)重要功能是在外部爆炸、沖擊、飛機(jī)撞擊等偶然荷載作用下保護(hù)儲液的安全[7]。圖1為儲罐幾何模型和有限元網(wǎng)格圖。在建立有限元模型時(shí)，混凝土采用SOLID單元，基本網(wǎng)格尺寸為200 mm，共使用3 180 000個(gè)單元；鋼筋采用BEAM單元，基本網(wǎng)格尺寸100 mm，共使用1 755 600個(gè)單元；內(nèi)罐厚度相對外罐很小，為節(jié)省計(jì)算成本，采用SHELL單元，共使用228 000個(gè)單元；由于保溫層所采用的泡沫珍珠巖材料強(qiáng)度低、彈性模量小，故為防止計(jì)算不收斂問題，采用EULER網(wǎng)格進(jìn)行劃分，共使用912 000個(gè)單元。外罐、保溫層與外罐間采用共節(jié)點(diǎn)方式進(jìn)行接觸約束，罐底部與地面固結(jié)約束，不考慮鋼筋與混凝土間的滑移作用。

1.2飛機(jī)模型

傳統(tǒng)有限元方法中，各個(gè)單元之間通過節(jié)點(diǎn)相連組成有限元網(wǎng)格，然而這種方法在解決大變形問題中會出現(xiàn)網(wǎng)格畸變、計(jì)算不收斂等諸多問題，而飛機(jī)撞擊目標(biāo)后正屬于此類大變形問題。因此，本文采用一種無網(wǎng)格粒子法SPH方法來解決大變形計(jì)算的難題。由于各粒子之間并非直接由節(jié)點(diǎn)相連接，所以SPH法可以有效地解決大變形中計(jì)算的收斂問題，而且SPH法也十分適合于解決由于質(zhì)量慣性造成的結(jié)構(gòu)破壞問題。

首先將F-15戰(zhàn)斗機(jī)的模型進(jìn)行傳統(tǒng)有限元網(wǎng)格劃分，而后將傳統(tǒng)有限元網(wǎng)格轉(zhuǎn)換成所需的SPH網(wǎng)格，共使用92 146個(gè)粒子，如圖2所示。由于圖2中的模型僅包括飛機(jī)外部結(jié)構(gòu)，為了提高計(jì)算效率并保證分析的真實(shí)性和可靠性，需將飛機(jī)內(nèi)部各主要部件的實(shí)際質(zhì)量等效分布于飛機(jī)外部結(jié)構(gòu)，機(jī)體各主要部件的質(zhì)量如表1所示[8]。SPH模型中每延米各主要部件分布位置如圖3所示。由于燃油材質(zhì)與其余部件不同，且分布于機(jī)身不同部位，故單獨(dú)創(chuàng)建內(nèi)置油箱、外置油箱和翼載油箱，其中內(nèi)置油箱3 806 kg、外置油箱9 818 kg、翼載油箱1 980 kg，總質(zhì)量與表1中燃油總量一致。

圖2　F-15戰(zhàn)斗機(jī)幾何模型和SPH網(wǎng)格模型Fig.2 Geometric model and SPH model of F-15 fighter

圖3　SPH模型中每延米主要部件分布位置圖Fig.3 Group of SPH Particles in 1-m increments with position for various parts of the aircraft

部件名稱質(zhì)量/kg部件名稱質(zhì)量/kg機(jī)身 4672機(jī)載武器771起落架1179機(jī)載導(dǎo)彈454機(jī)尾 499燃油 15604機(jī)翼 2585機(jī)載重量3629發(fā)動機(jī)3357駕駛艙 998

2材料參數(shù)

2.1混凝土材料模型

本文采用鋼筋混凝土分離式模型，混凝土采用LS-DYNA的CONCRETE_DAMAGE_REL3模型，該模型能夠有效模擬鋼筋混凝土在高應(yīng)變率大變形下的力學(xué)性態(tài)。另外，數(shù)值模擬的結(jié)果對材料模型的各參數(shù)非常敏感，準(zhǔn)確定義合理的材料模型參數(shù)至關(guān)重要。一些已有研究成果表明該模型能夠?qū)炷恋母黝愒囼?yàn)進(jìn)行成功模擬，并且其能夠高效地模擬爆炸、沖擊作用下混凝土的動力響應(yīng)[9-10]。具體參數(shù)見表2?；炷两Y(jié)構(gòu)在撞擊荷載的快速作用下，會經(jīng)歷高達(dá)10/s～1 000/s的應(yīng)變率，在這種高應(yīng)變率情況下，混凝土的強(qiáng)度能夠提高100%，因此本文中采用動力增大系數(shù)來考慮這一影響，所采用的動力增大系數(shù)與應(yīng)變率的關(guān)系曲線如圖4所示[8]。

表2　混凝土材料參數(shù)

2.2鋼筋材料模型

鋼筋采用彈塑性模型PLASTIC_KINEMATIC，該模型考慮了材料的應(yīng)變率效應(yīng)。材料密度7 800 kg/m3，彈性模量200 GPa，屈服強(qiáng)度500 MPa，泊松比0.3。

2.3飛機(jī)材料模型

飛機(jī)機(jī)身、機(jī)翼、機(jī)尾等外部結(jié)構(gòu)采用鋁制材料模型，發(fā)動機(jī)采用鋼制材料模型，二者均采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型模擬，具體參數(shù)見表3。

表3　飛機(jī)材料參數(shù)

飛機(jī)燃油采用類流體材料NULL模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程模擬，該模型描述了一種沒有屈服強(qiáng)度，性質(zhì)類似流體的材料。表4中列出了燃油材料參數(shù)。需要注意的是，SPH方法中臨近粒子密度之差不能過于懸殊，否則計(jì)算穩(wěn)定性將不能保證，故表中燃油密度取值為2 770 kg/m3(與鋁相同)。由于所有質(zhì)量均分到每一個(gè)相關(guān)粒子上，故這種處理方式對燃油的總質(zhì)量和計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性沒有影響。

表4　燃油材料參數(shù)

2.4保溫層材料模型

特大型LNG儲罐的保溫層多為密實(shí)珍珠巖，也有少數(shù)采用玻璃棉材質(zhì)。對于密實(shí)珍珠巖材料性能的研究資料很少，美國學(xué)者Stevens對外包珍珠巖保溫層的鋼管進(jìn)行了試驗(yàn)研究，并采用LS-DYNA對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了模擬。在其研究中采用SOIL_AND_FOAM材料單元模擬珍珠巖保溫層，假定了一條壓強(qiáng)與應(yīng)變的關(guān)系曲線(見圖5)，并將模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對比，結(jié)果表明該材料單元與假定曲線完全可以滿足工程需求[11]。具體參數(shù)見表5，未示出參數(shù)均按照默認(rèn)值設(shè)置。

表5　保溫層材料參數(shù)

圖5　珍珠巖壓強(qiáng)-體應(yīng)變曲線Fig.5 Pressure versus volumetric strain for perlite

2.5內(nèi)罐材料模型

采用彈塑性模型PLASTIC_KINEMATIC來模擬9%鎳合金內(nèi)罐，該模型考慮了材料的應(yīng)變率效應(yīng)。材料參數(shù)按照美國ASTM A533/A533M建議值選取[14]，具體取值如下：材料密度7 850 kg/m3，彈性模量204 GPa，屈服強(qiáng)度585 MPa，極限強(qiáng)度690 MPa，泊松比0.3。

3飛機(jī)撞擊荷載時(shí)程曲線

若要確定飛機(jī)撞擊荷載的時(shí)程曲線，首先要選擇合理的撞擊速度。F-15戰(zhàn)斗機(jī)最大飛行速度2.5馬赫，約為780 m/s，進(jìn)場速度65 m/s，選取的撞擊速度應(yīng)在該范圍之內(nèi)。Sugano[12]采用退役的F-4戰(zhàn)機(jī)對某實(shí)體混凝土墻進(jìn)行了撞擊試驗(yàn)，撞擊速度215 m/s。國際原子能機(jī)構(gòu)在其安全導(dǎo)則《External Events Excluding Earthquakes in the Design of Nuclear Power Plants Safety Guide》中建議：在核電站設(shè)計(jì)中一般考慮商用飛機(jī)的撞擊速度為100 m/s，軍用飛機(jī)撞擊速度為215 m/s[13]。綜合考慮各方面因素，本文也選取F-15戰(zhàn)機(jī)的撞擊速度為215 m/s。

如前文所述，Riera給出了飛機(jī)垂直撞擊剛體的撞擊力時(shí)程曲線，計(jì)算式如:

F(t)=Pc[x(t)]+μ[x(t)]v2(t)

(1)

式中:F(t)是t時(shí)刻的撞擊力，x(t)是計(jì)算點(diǎn)處到機(jī)鼻的距離，Pc[x(t)]是機(jī)身破壞的最小力，μ[x(t)]是每延米機(jī)身質(zhì)量，v(t)是未破壞部分的飛行速度。

為了驗(yàn)證本文所述SPH建模法在飛機(jī)撞擊計(jì)算中的可靠性，現(xiàn)將SPH法與Riera法所計(jì)算得出的飛機(jī)以215 m/s速度撞擊剛體所得的撞擊力時(shí)程曲線對比見圖6。從圖中可以看出，兩種方法計(jì)算得出的撞擊力時(shí)程曲線走勢一致，峰值相當(dāng)，SPH方法峰值出現(xiàn)略早于Riera法。這一現(xiàn)象出現(xiàn)的原因在于：Riera法使用中需要已知機(jī)身最小破壞力Pc[x(t)]，由于沒有F-15戰(zhàn)斗機(jī)的Pc[x(t)]函數(shù)值，本文采用已知的F-4戰(zhàn)機(jī)Pc[x(t)]值經(jīng)按機(jī)身成比例縮放得到F-15戰(zhàn)機(jī)Pc[x(t)]值，故該值存在一定的誤差，但整體計(jì)算精度小于10%，符合工程計(jì)算要求。由以上分析可知，該SPH戰(zhàn)機(jī)模型可用于儲罐撞擊模擬分析。

圖6　飛機(jī)撞擊剛體Riera法與SPH法計(jì)算所得撞擊力時(shí)程對比Fig.6 Comparison of impact force time-history calculated by Riera method and the SPH model for a fighter impact into a rigid surface

4分析結(jié)果

4.1不同撞擊角度的影響

實(shí)際問題中，飛機(jī)可能以不同的角度撞擊罐壁，因此有必要對不同撞擊角度(與水平軸夾角)的工況進(jìn)行對比分析，以確定最不利撞擊角度。本文分別建立飛機(jī)與水平軸夾角為0°、30°、45°、60°四種分析模型，對比分析撞擊角度對撞擊效果的影響，工況示意見圖7。四種工況中，撞擊合速度均為215 m/s，撞擊高度均為25 m。

圖7　不同撞擊角度工況示意圖Fig.7 Impact condition diagram with different impact angle

4.1.1外罐混凝土破壞情況對比

圖8為不同撞擊角度外罐混凝土動能時(shí)程曲線對比結(jié)果，從圖中可以看出三條曲線表現(xiàn)出的混凝土動能變化趨勢相似：首先隨著時(shí)間的推移逐漸增加，當(dāng)?shù)竭_(dá)峰值后又逐漸減小，在工況作用后期又出現(xiàn)回升，出現(xiàn)第二個(gè)峰值區(qū)域，前后兩個(gè)峰值的出現(xiàn)分別對應(yīng)機(jī)翼和尾翼撞擊罐體時(shí)產(chǎn)生的能量。橫向?qū)Ρ热叩慕Y(jié)果可得撞擊角度越大，外罐混凝土的動能峰值越大，說明外罐承受了更多的撞擊能量，造成這一現(xiàn)象的原因在于隨著撞擊角度的增大，撞擊接觸面也隨之增大，飛機(jī)就會將更多的動能傳遞給外罐。飛機(jī)撞擊角度越小，其對撞擊中心區(qū)域混凝土的破壞越大，當(dāng)這部分混凝土破壞后，飛機(jī)將直接穿過外罐直接與保溫層和內(nèi)罐接觸作用，從而使得外罐接受的撞擊能量小于大角度撞擊。0°、30°、45°和60°對應(yīng)的動能峰值分別為1.05×107J、1.51×107J、2.13×107J和2.85×107J，其比例基本與角度比例相一致，說明動能的大小與撞擊面積基本成正比例關(guān)系。

圖8　不同撞擊角度外罐混凝土動能時(shí)程曲線Fig.8 Kinetic energy time-history curve of outer tank concrete under different impact angle

圖9為不同撞擊角度外罐混凝土有效塑性應(yīng)變云圖對比結(jié)果。圖中顯示隨著撞擊角度的不斷增大，外罐破壞區(qū)域面積大小不斷增加，且其形狀也發(fā)生了變化，水平長度逐漸減小，垂直長度逐漸增加，從0°～60°，破壞區(qū)域尺寸分別為12.4 m×4 m、11.5 m×6.2 m、9.8 m×6.8 m和9 m×8.4 m，圖中的現(xiàn)象符合上述動能對比圖中所反映的情況。

圖9　不同撞擊角度外罐混凝土有效塑性應(yīng)變云圖Fig.9 Effective plastic strain of outer tank concrete under different impact angle

4.1.2內(nèi)罐破壞情況與應(yīng)力云圖對比

圖10為不同撞擊角度內(nèi)罐破壞情況與有效應(yīng)力云圖，從圖中可以清晰地看出隨著撞擊角度的不斷增大，內(nèi)罐破壞區(qū)域面積逐漸減小(0°、30°、45°和60°內(nèi)罐破壞面積分別為12.6 m×5.6 m、12.2 m×4.5 m、10.3 m×4 m和8.6 m×3.5 m)，高應(yīng)力峰值和范圍也隨之減小(0°、30°、45°和60°內(nèi)罐應(yīng)力峰值分別為644 MPa、625 MPa、609 MPa和608 MPa)。這與外罐破壞情況恰好相反，說明撞擊角度增大造成了撞擊面增大，外罐承受了更多的撞擊荷載，使得外罐破壞嚴(yán)重，然而由于撞擊角度的增大，實(shí)際撞擊核心區(qū)的撞擊能量降低，內(nèi)罐的破壞情況和受力情況隨之降低。由于內(nèi)罐直接存儲LNG儲液，其安全性更加重要，而外罐只是起到保護(hù)內(nèi)罐的作用，因此應(yīng)取對內(nèi)罐最不利的撞擊角度作為設(shè)計(jì)分析工況。鑒于以上分析，本文其余工況中飛機(jī)均垂直撞擊罐體。

圖10　不同撞擊角度內(nèi)罐有效應(yīng)力云圖(單位：GPa)Fig.10 Effective stress of inner tank under different impact angle

4.2不同撞擊高度的影響

為了分析飛機(jī)撞擊儲罐不同高度時(shí)，儲罐的動力響應(yīng)，本節(jié)選取撞擊高度10 m、25 m和40 m三種工況進(jìn)行對比分析。三種工況中，儲液高度均為滿罐34 m，飛機(jī)垂直撞擊罐體。

4.2.1外罐混凝土破壞情況對比

圖11為撞擊高度為25 m和40 m情況下混凝土外罐正立面的有效塑性應(yīng)變云圖(白色部分為破壞洞口)，該云圖可以清楚的表示出大變形和大應(yīng)變發(fā)生的位置和分布情況。兩種工況中，飛機(jī)均對外罐造成了嚴(yán)重的局部破壞。隨著撞擊力的增加，罐體中的拉應(yīng)力逐漸增大，罐體開始發(fā)生破壞，當(dāng)有效塑性應(yīng)變達(dá)到設(shè)定的極限值時(shí)，相應(yīng)的單元被刪除，模擬出破壞形態(tài)。從圖中可以清晰地看出貫穿部位逐漸增大，最終主體呈現(xiàn)明顯的飛機(jī)橫截面形狀，機(jī)翼下部有明顯的貫穿洞口，為外部油箱撞擊造成。

圖11　不同撞擊高度混凝土外罐有效塑性應(yīng)變云圖Fig.11 Effective plastic strain of outer tank concrete under different impact height

4.2.2內(nèi)罐應(yīng)力對比曲線

圖12　不同撞擊高度撞擊中心區(qū)內(nèi)罐有效應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.12 Time history curve of inner tank effective stress under different impact height

圖12給出了不同撞擊高度撞擊中心區(qū)內(nèi)罐有效應(yīng)力時(shí)程曲線，圖中所示的撞擊中心區(qū)分別位于內(nèi)罐距地面10 m、25 m和40 m處，與飛機(jī)飛行方向垂直。從圖中深色實(shí)線和深色虛線可以看出內(nèi)罐有效應(yīng)力33 ms前隨時(shí)間緩慢增加，說明0～33 ms時(shí)是飛機(jī)前部撞擊儲罐，且在這段時(shí)間內(nèi)外罐混凝土還未失效，吸收了大量撞擊能量，從33 ms之后外罐相應(yīng)區(qū)域發(fā)生破壞退出工作，撞擊荷載直接沖擊內(nèi)罐，導(dǎo)致內(nèi)罐有效應(yīng)力突然急劇增加，在43 ms時(shí)，內(nèi)罐單元由于吸收了大量能量到達(dá)設(shè)置的極限應(yīng)變值而退出工作(兩者極限應(yīng)力約為625 MPa和603 MPa)，因此圖中曲線值急劇下降。圖中淺色曲線為40 m撞擊高度時(shí)的有效應(yīng)力時(shí)程曲線，由于飛機(jī)沒有直接作用于內(nèi)罐上，因此該工況中內(nèi)罐并未達(dá)到應(yīng)變極限，可以清晰地看出有效應(yīng)變隨著時(shí)間先增大后減小，與撞擊荷載曲線趨勢基本一致。

4.3不同撞擊速度的影響

飛機(jī)可能以不同的撞擊速度撞擊儲罐，因此本節(jié)將對不同撞擊速度下的儲罐進(jìn)行討論。

4.3.1撞擊速度112 m/s

首先選擇的撞擊速度為112 m/s，其原因在于國際原子能機(jī)構(gòu)文件《External Events Excluding Earthquakes in the Design of Nuclear Power Plants Safety Guide》中建議核電站安全殼可按100 m/s的撞擊速度進(jìn)行商用飛機(jī)撞擊分析。前文已述，F(xiàn)-15戰(zhàn)斗機(jī)一般的進(jìn)場速度為65 m/s，平飛最大速度為851 m/s，112 m/s在此范圍之間，符合實(shí)際情況。

圖13顯示了170 ms時(shí)112 m/s撞擊速度飛機(jī)與儲罐相互作用的詳細(xì)過程圖。圖中深色固體為內(nèi)罐和外罐、淺色固體為保溫層、深色粒子為飛機(jī)機(jī)身、淺色粒子為保形油箱、動力部件、外部油箱。從圖中的整個(gè)作用過程可以看出飛機(jī)與儲罐各部分相互作用良好，飛機(jī)撞擊力充分施加于罐體上。當(dāng)作用時(shí)間到達(dá)170 ms時(shí)，機(jī)身撞擊力已經(jīng)基本全部作用于罐體，可見大量代表外部油箱和部分代表動力部件的淺色粒子，更多的外罐單元和保溫層單元退出工作，飛機(jī)直接作用于內(nèi)罐上，但此時(shí)仍未見有粒子穿越內(nèi)罐，證明內(nèi)罐仍未發(fā)生破損，尚能保持工作狀態(tài)。

圖13　170 ms時(shí)112 m/s撞擊速度飛機(jī)與儲罐相互作用圖Fig.13 Interaction between tank and plane under impact velocity of 112 m/s (170 ms)

圖14為112 m/s撞擊速度內(nèi)罐有效應(yīng)力云圖。當(dāng)撞擊發(fā)生170 ms時(shí)，隨著飛機(jī)機(jī)翼參與撞擊，整個(gè)應(yīng)力分布區(qū)域直徑達(dá)到了約40 m，大面積內(nèi)罐材料已進(jìn)入屈服狀態(tài)，有效應(yīng)力峰值為588 MPa，峰值區(qū)域不再是集中分布，而是主要分布于三個(gè)區(qū)域——機(jī)頭撞擊處、兩側(cè)機(jī)翼撞擊處。雖然內(nèi)罐有較大區(qū)域處于高應(yīng)變狀態(tài)，但其并未發(fā)生嚴(yán)重破壞，沒有單元退出工作，說明在112 m/s撞擊速度作用下，內(nèi)罐仍能繼續(xù)工作，保證儲液不泄露。

圖14　170 ms時(shí)112 m/s撞擊速度內(nèi)罐有效應(yīng)力云圖(單位：GPa)Fig.14 Effective stress of inner tank under impact velocity of 112 m/s (170 ms)

4.3.2撞擊速度160 m/s

上節(jié)中研究結(jié)果顯示112 m/s不是儲罐的極限承載撞擊速度，為了驗(yàn)證儲罐所能承受的極限撞擊速度，不斷的增加撞擊速度的大小，直至內(nèi)罐出現(xiàn)破壞。經(jīng)過一系列的計(jì)算分析，得到儲罐所能承受的極限撞擊速度約為160 m/s。

根據(jù)美國規(guī)范A533M-09中關(guān)于9%Ni合金鋼的規(guī)定，材料分析中設(shè)置的內(nèi)罐失效應(yīng)變?yōu)?.16，當(dāng)某一單元的有效塑性應(yīng)變到達(dá)此值時(shí)，該單元退出工作。圖15為不同撞擊速度時(shí)撞擊中心區(qū)內(nèi)罐有效塑性應(yīng)變時(shí)程曲線，該處的有效塑性應(yīng)變?yōu)檎麄€(gè)內(nèi)罐的最大值。首先看圖中代表112 m/s撞擊速度的淺色曲線：95 ms之前該處的有效塑性應(yīng)變值約等于零，隨后應(yīng)變值逐漸增加，132 ms時(shí)達(dá)到最大值0.087，隨后保持在該值。其次再看代表160 m/s撞擊速度的深色曲線：70 ms之前有效塑性應(yīng)變值約等于零，隨后逐漸增加，并于103 ms時(shí)到達(dá)極值0.157，隨后保持該值不變，此值略小于失效應(yīng)變0.16，如若繼續(xù)增加撞擊速度，則內(nèi)罐將發(fā)生破壞。

圖15　不同撞擊速度內(nèi)罐有效塑性應(yīng)變時(shí)程曲線Fig.15 Time history curve of effective plastic strain of inner tank under different impact velocity

圖16給出了120 ms時(shí)160 m/s撞擊速度內(nèi)罐有效應(yīng)力云圖，圖中可見內(nèi)罐并未有任何單元退出工作，影響區(qū)域以撞擊中心為圓心呈圓形分布，最大應(yīng)力值為636.8 MPa，集中于撞擊中心區(qū)。綜合以上分析可以認(rèn)定160 m/s是特大型LNG儲罐所能承受F-15戰(zhàn)斗機(jī)撞擊的最大撞擊速度。此時(shí)，內(nèi)罐最大變形位移達(dá)到1.36 m，比112 m/s撞擊速度內(nèi)罐位移大0.32 m，此變形可認(rèn)為是內(nèi)罐所能承受的最大變形值。前文已述，國際原子能機(jī)構(gòu)安全導(dǎo)則Safety Guide No. NS-G-1.5“External Events Excluding Earthquakes in the Design of Nuclear Power Plants”中說明，有些國家在考慮軍事飛機(jī)在飛行狀態(tài)下撞擊核電站安全殼時(shí)，撞擊速度按照215 m/s考慮。因此可以判定按照目前的設(shè)計(jì)方法，特大型LNG儲罐無法抵抗戰(zhàn)斗機(jī)的撞擊荷載作用。對于如何提高儲罐的抗撞擊性能，將另文說明。

圖16　120 ms時(shí)160 m/s撞擊速度內(nèi)罐有效應(yīng)力云圖(單位：GPa)Fig.16 Effective stress of inner tank under impact velocity of 160 m/s (120 ms)

5結(jié)論

本文主要結(jié)論如下：

(1) 建立了F-15戰(zhàn)斗機(jī)的SPH模型，對飛機(jī)材料的選擇和參數(shù)確定進(jìn)行了詳細(xì)分析，并以Riera法為依據(jù)，對F-15戰(zhàn)斗機(jī)SPH模型撞擊剛體所產(chǎn)生的荷載進(jìn)行了對比驗(yàn)證，對比結(jié)果證明了SPH模型的可靠性和實(shí)用性；

(2) 撞擊角度越大，外罐所承受的撞擊能量越大，相應(yīng)的內(nèi)罐破壞越小，因此撞擊角度為0°時(shí)(垂直撞擊)為最不利工況；

(3) 撞擊高度對外罐破壞情況影響不大，儲罐在經(jīng)受215 m/s撞擊速度撞擊下均被擊穿；

(4) 考慮了112 m/s、160 m/s的分析工況，通過計(jì)算發(fā)現(xiàn)112 m/s撞擊速度時(shí)內(nèi)罐尚有安全余量，160 m/s撞擊速度時(shí)內(nèi)罐撞擊中心區(qū)域內(nèi)材料已達(dá)到極限應(yīng)變，因此可認(rèn)為目前設(shè)計(jì)方法設(shè)計(jì)的儲罐所能承受的最大撞擊速度為160 m/s。

(5) 按照目前的設(shè)計(jì)方法，特大型LNG儲罐無法抵抗戰(zhàn)斗機(jī)的撞擊荷載作用。對于如何提高儲罐的抗撞擊性能，將另文說明。

參 考 文 獻(xiàn)

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Whole process simulation analysis of aircraft’s crashing into an extra-large LNG storage tank

GEQing-zi1,2,WENGDa-gen2,ZHANGRui-fu2

(1. Sichuan Institute of Building Research, Chengdu 610081, China;2. State Key Laboratory for Disaster Reduction in Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China)

Abstract:Whole process of aircraft’s crashing into an extra-large liquefied natural gas (LNG) storage tank was simulated using a numerical method. The LS-DYNA program was used to build the SPH model of a F-15 fighter considering the interaction of tank, LNG, and insulating layer. The plane’s material model and parameters were chosen and analyzed. Based on Riera method, the comparison between the crash load obtained with the numerical method and that with the theoretical method was made to prove the reliability and practicability of the SPH model of a F-15 fighter. The analysis results revealed that the impact energy absorbed by the outer tank increases with increase in impact angle, so the vertical impact is the worst impact angle; the height of the aircraft impact position affects the response of the tank little; when the aircraft impact speed is 215m/s, the tank is destroyed seriously; if the speed reduces to 160m/s, the stress of the inner tank material approaches the maximum value, so 160m/s can be taken as the maximum impact speed using the current design method.

Key words:storage tank; liquefied natural gas (LNG); smoothed particle hydrodynamics (SPH) method; crash; plane

中圖分類號:TE821；TL371

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.04.001

通信作者翁大根 男，博士,教授，1952年10月生

收稿日期：2014-12-16修改稿收到日期：2015-01-23

基金項(xiàng)目：國家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51178355)；國家自然科學(xué)基金青年基金項(xiàng)目(51308418)

第一作者 葛慶子 男，博士，1985年12月生