翟希梅,趙新宇

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué)結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150090； 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué)土木工程智能防災(zāi)減災(zāi)工業(yè)和信息化部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150090)

近年來(lái)，對(duì)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(jīng)濟(jì)實(shí)惠、安全可靠等優(yōu)點(diǎn)逐漸成為21世紀(jì)最重要的能源，LNG儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)也得到更多的應(yīng)用。由于有針對(duì)性的恐怖襲擊事件頻發(fā)，鑒于LNG儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的重要性與特殊性，儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)沖擊失效及其次生爆炸災(zāi)害必將帶來(lái)生命和財(cái)產(chǎn)的重大損失。因此，對(duì)該類結(jié)構(gòu)提出合理的抗沖擊性能評(píng)估以及沖擊防御設(shè)計(jì)理論與方法，確保LNG儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)在重大災(zāi)害中的安全、減少災(zāi)后損失，具有重要的研究意義。

目前，針對(duì)核電站安全殼、大壩等大體積鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)及網(wǎng)殼等大跨空間結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能已經(jīng)取得相對(duì)豐富的研究成果[1-6]，而對(duì)大型LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐抗沖擊性能的研究較少。張?jiān)品宓萚7]運(yùn)用LS-DYNA軟件，模擬質(zhì)量塊撞擊儲(chǔ)罐的不同位置，分析LNG儲(chǔ)罐外罐在沖擊荷載作用下的動(dòng)力性能和儲(chǔ)罐的破壞情況。蘇娟等[8]借助ANSYS有限元軟件，考慮了儲(chǔ)罐空罐和滿罐兩種工況，對(duì)沖擊荷載作用下LNG混凝土儲(chǔ)罐的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行分析，得到了儲(chǔ)罐各控制點(diǎn)的內(nèi)力時(shí)程曲線。崔利富等[9]基于LS-DYNA軟件，對(duì)160 000 m3的LNG儲(chǔ)罐進(jìn)行沖擊模擬，結(jié)果表明：戰(zhàn)斧巡航導(dǎo)彈沖擊LNG儲(chǔ)罐影響范圍有限，僅產(chǎn)生局部破壞；預(yù)應(yīng)力筋具有一定的阻抗沖擊作用的能力。各類規(guī)范中，針對(duì)LNG儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)抗沖擊的設(shè)計(jì)條款極少，僅英國(guó)標(biāo)準(zhǔn)BS 7777-1[10]中提到，儲(chǔ)罐應(yīng)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(zhì)量50 kg的剛體以45 m/s的速度進(jìn)行撞擊。由此可見(jiàn)，針對(duì)LNG儲(chǔ)罐抗沖擊性能的研究主要集中在沖擊后儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)及破壞特點(diǎn)，而沖擊荷載作用下LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的失效模式及失效機(jī)理研究較少。

本文中，基于全容式160 000 m3的LNG儲(chǔ)罐，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件建立LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐精細(xì)化有限元數(shù)值模型，通過(guò)模擬分析沖擊物撞擊下LNG儲(chǔ)罐穹頂結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)及其規(guī)律，提出混凝土穹頂?shù)氖Ｊ?，并根?jù)沖擊過(guò)程中能量的傳遞特點(diǎn)揭示其失效機(jī)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(duì)混凝土穹頂最大響應(yīng)及失效模式的影響規(guī)律。

1 沖擊模擬方法驗(yàn)證

圖1 彈丸靶板有限元模型Fig.1 FE model

為驗(yàn)證本文中有限元建模及分析方法和混凝土本構(gòu)模型的適用性，對(duì)文獻(xiàn)[11]中彈丸沖擊混凝土靶板實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬。彈丸質(zhì)量588～597 g，彈長(zhǎng)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(qiáng)度平均值為706.2 MPa，彈性模量為205 GPa。實(shí)驗(yàn)中測(cè)量了彈丸到達(dá)靶板時(shí)的入射速度以及穿出靶板后的殘余速度。運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件對(duì)彈丸沖擊靶板進(jìn)行數(shù)值模擬?；炷涟邪寮白訌椌捎脤?shí)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(shí)現(xiàn)。計(jì)算中假定：(1)沖擊物是剛性體；(2)沖擊作用下只考慮動(dòng)能和應(yīng)變能的變化，不計(jì)熱能的損失；(3)沖擊過(guò)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(dòng)塑性強(qiáng)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(guò)對(duì)比，希望從中選擇最佳的本構(gòu)模型用于LNG儲(chǔ)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(yīng)變、高應(yīng)變速率和高壓下材料的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，但對(duì)混凝土材性指標(biāo)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(lái)模擬道路兩邊鋼筋混凝土防護(hù)結(jié)構(gòu)與車輛碰撞的動(dòng)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(qiáng)度、骨料粒徑等參數(shù)即可，因此應(yīng)用相對(duì)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(guò)對(duì)文獻(xiàn)[11]中12種工況進(jìn)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(shí)驗(yàn)及模擬結(jié)果。當(dāng)子彈與靶板接觸時(shí)，擊中點(diǎn)附近混凝土單元瞬間失效刪除，同時(shí)靶板內(nèi)產(chǎn)生與子彈速度方向相同的球面應(yīng)力波，當(dāng)應(yīng)力波到達(dá)靶板背面時(shí)形成反射拉伸波，靶板背面混凝土單元產(chǎn)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(gè)孔洞呈漏斗狀。通過(guò)比較可得，數(shù)值模擬所得到的靶板破壞結(jié)果與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象基本一致。實(shí)驗(yàn)結(jié)果與有限元模擬得到的子彈殘余速度對(duì)比見(jiàn)表1，通過(guò)對(duì)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(jìn)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(chǔ)罐工程概況及有限元模型

160 000m3大型全容式LNG儲(chǔ)罐，由預(yù)應(yīng)力混凝土外罐和9%鎳鋼內(nèi)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(gòu)成，各部分參數(shù)如下：混凝土外罐內(nèi)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(chǔ)。混凝土等級(jí)為C50，剖面圖如圖3所示。

運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA有限元分析軟件，建立LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐的計(jì)算模型，混凝土外罐及沖擊物均采用Solid 164實(shí)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(guò)侵蝕失效準(zhǔn)則來(lái)模擬混凝土單元的失效，當(dāng)混凝土的有效塑性應(yīng)變達(dá)到0.1時(shí)，單元在后續(xù)的有限元計(jì)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(chǔ)罐混凝土外罐有限元模型，如圖4所示。為了提高計(jì)算效率，節(jié)約時(shí)間，通過(guò)試算，將穹頂動(dòng)力響應(yīng)相對(duì)較大的區(qū)域定義為沖擊區(qū)，在沖擊區(qū)域局部進(jìn)行加密，加密區(qū)與非加密區(qū)交界處采用點(diǎn)面固連接觸，將加密區(qū)邊界節(jié)點(diǎn)約束、限定在非加密區(qū)的主面上，從而實(shí)現(xiàn)兩者的連接。另外，本文中主要針對(duì)穹頂大體積混凝土結(jié)構(gòu)抗沖擊性能及其破壞機(jī)理，因此建模時(shí)忽略穹頂內(nèi)部鋼襯板在沖擊過(guò)程中的有利作用，涉及相關(guān)帶鋼襯板穹頂?shù)腖NG儲(chǔ)罐的沖擊響應(yīng)分析將是我們的后續(xù)研究方向。

圖3 LNG儲(chǔ)罐剖面圖Fig.3 Profile map of LNG tank

圖4 LNG儲(chǔ)罐有限元模型Fig.4 FE model of LNG outer tank

3 LNG儲(chǔ)罐外罐穹頂結(jié)構(gòu)失效模式

以沖擊LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐穹頂為例，通過(guò)改變沖擊物的直徑(D=1,4 m)、沖擊角度(0°、45°)、沖擊位置見(jiàn)圖5中A、B兩點(diǎn)，A、B水平距離為20.5 m，進(jìn)行大規(guī)模參數(shù)分析，得到穹頂結(jié)構(gòu)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(chǔ)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(zhì)量和初始沖擊速度對(duì)儲(chǔ)罐穹頂進(jìn)行沖擊。通過(guò)試算，選取最小的沖擊荷載和沖擊速度為250 kg和10 m/s，當(dāng)沖擊荷載繼續(xù)減小時(shí)儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的動(dòng)力響應(yīng)不再明顯，沒(méi)有研究?jī)r(jià)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(chǔ)上，即使繼續(xù)增大沖擊質(zhì)量或速度，儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的失效模式也不會(huì)改變。沖擊物質(zhì)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(guò)對(duì)上述240種工況進(jìn)行模擬分析，得到?jīng)_擊荷載作用下LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐穹頂結(jié)構(gòu)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(dāng)沖擊物初始能量較小時(shí)，穹頂在沖擊位置處產(chǎn)生凹陷和裂紋，與沖擊物直接接觸區(qū)域的單元進(jìn)入塑性，但并未有單元失效破壞，儲(chǔ)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(nèi)側(cè)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(duì)LNG內(nèi)部鋼罐仍具有一定的保護(hù)作用，將這種失效模式稱為混凝土剝落。

當(dāng)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(duì)內(nèi)罐起到保護(hù)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(chǔ)罐外罐穹頂結(jié)構(gòu)失效規(guī)律

4.1 沖擊角度對(duì)失效模式的影響

在沖擊過(guò)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(duì)儲(chǔ)罐穹頂結(jié)構(gòu)的影響。為研究沖擊角度對(duì)LNG儲(chǔ)罐失效模式的影響規(guī)律，選擇0°、45°兩種角度對(duì)LNG儲(chǔ)罐穹頂中心位置進(jìn)行沖擊模擬。

通過(guò)分析失效模式分布(見(jiàn)圖6(a)～(b))可知，沖擊角度對(duì)失效模式的影響不可忽略。沖擊物以45°沖擊時(shí)擊穿破壞所占的面積小于0°沖擊時(shí)所占面積，并且達(dá)到每一種失效模式所需初始能量均上升，這表明當(dāng)沖擊角度較大時(shí)，在初始沖擊能量相同的情況下，LNG儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)破壞程度更輕。這也同樣說(shuō)明，沖擊角度較大時(shí)需要更多的能量才能使儲(chǔ)罐產(chǎn)生嚴(yán)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(gè)典型算例(m=1.0 t，v=50 m/s)分析沖擊角度對(duì)破壞模式的影響規(guī)律，并從沖擊荷載、沖擊物速度、儲(chǔ)罐應(yīng)變能3個(gè)角度揭示其原因。

(1)圖7為兩種工況下沖擊力曲線。當(dāng)沖擊角度為45°時(shí)，沖擊物與穹頂有2次撞擊過(guò)程，當(dāng)沖擊物頂部與穹頂接觸碰撞之后，沖擊力在沖擊瞬間達(dá)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(zhǎng)度方向發(fā)生旋轉(zhuǎn)，沖擊物尾部與穹頂再次發(fā)生碰撞，沖擊力第2次達(dá)到峰值27.8 MN，持續(xù)4 ms后下降為零。當(dāng)沖擊角度為0°時(shí)，沖擊力在沖擊瞬間達(dá)到峰值22.8 MN后不斷衰減，0.06 s后整個(gè)沖擊過(guò)程結(jié)束。2次碰撞的沖擊力峰值雖然相近，但由于45°沖擊時(shí)沖擊力持續(xù)時(shí)間過(guò)短，穹頂結(jié)構(gòu)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(dāng)沖擊物以45°沖擊穹頂時(shí)，在第1次碰撞后沖擊物速度由50 m/s下降為34.8 m/s，當(dāng)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(fù)為34.8 m/s后保持穩(wěn)定。而0°撞擊時(shí)，速度瞬間下降為1.56 m/s，可見(jiàn)45°沖擊后沖擊物仍剩余大量動(dòng)能，能量并未完全傳遞給穹頂，轉(zhuǎn)化為穹頂?shù)膽?yīng)變能。而當(dāng)沖擊物以0°沖擊穹頂時(shí)，沖擊物將絕大部分動(dòng)能傳遞給穹頂，穹頂吸收和轉(zhuǎn)化的能量遠(yuǎn)大于45°的，因此沖擊角度為0°時(shí)穹頂破壞更嚴(yán)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(shí)穹頂應(yīng)變能曲線，穹頂應(yīng)變能有2次躍升，分別對(duì)應(yīng)沖擊物首尾2次撞擊穹頂。第1次撞擊后穹頂破壞較小，應(yīng)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(jiàn)第2次碰撞后穹頂結(jié)構(gòu)損壞更嚴(yán)重。沖擊角度為0°的工況下穹頂應(yīng)變能曲線如圖9(b)所示，在沖擊瞬間穹頂應(yīng)變能迅速增加，達(dá)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(yīng)變能保持在較低水平。

圖9 穹頂應(yīng)變能Fig.9 Internal energy of dome

通過(guò)以上研究分析可以得到，當(dāng)沖擊物以不同沖擊角度沖擊LNG儲(chǔ)罐穹頂時(shí)，儲(chǔ)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(shí)儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)失效模式最為嚴(yán)重。其原因主要是，由于沖擊角度減小時(shí)沖擊物撞擊穹頂后反彈程度降低，這就使得沖擊物自身動(dòng)能下降更多，從而對(duì)儲(chǔ)罐穹頂做功更多，因此穹頂?shù)钠茐木透訃?yán)重。但是當(dāng)沖擊角度增大時(shí)，沖擊物撞擊穹頂后沖擊速度方向發(fā)生改變，可能會(huì)對(duì)穹頂發(fā)生2次碰撞，這也會(huì)對(duì)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(duì)失效模式的影響

為研究沖擊物尺寸對(duì)LNG儲(chǔ)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(guò)分析失效模式分布(見(jiàn)圖6(a)、(c))可得，當(dāng)沖擊物直徑增大時(shí)，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(kuò)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。總體來(lái)說(shuō)，當(dāng)初始沖擊能量相同時(shí)，隨著沖擊物直徑的增大，儲(chǔ)罐的破壞程度降低。但是增大沖擊物直徑時(shí)，沖擊區(qū)范圍增大，穹頂結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)有一定程度的增加。

圖10 節(jié)點(diǎn)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(gè)典型算例(m=1.0 t，v=50 m/s)分析沖擊物直徑對(duì)破壞模式的影響規(guī)律，圖10為節(jié)點(diǎn)位置示意圖。

圖11為兩種工況的位移曲線，由圖可見(jiàn)，兩組曲線差異較大。當(dāng)D=1 m時(shí)，在發(fā)生碰撞后點(diǎn)1位移在短時(shí)間內(nèi)達(dá)到峰值0.12 m后單元失效，位移時(shí)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(shí)間太短，單元?jiǎng)h除前能量傳遞尚未完成，因此除點(diǎn)1外其余各點(diǎn)最終位移均較小。當(dāng)D=4 m時(shí)，點(diǎn)1位移峰值為0.077 m，達(dá)到峰值后混凝土一部分變形發(fā)生恢復(fù)，最終位移穩(wěn)定在0.058 m，點(diǎn)2最終位移穩(wěn)定在0.03 m，其余3點(diǎn)最終位移穩(wěn)定在0.01 m。由此可見(jiàn)，在沖擊物的質(zhì)量和初始速度相同的情況下，當(dāng)沖擊物直徑較大時(shí)，穹頂破壞程度減輕，但受沖擊影響的范圍增大。

穹頂應(yīng)變能變化曲線可以更直觀地反映，整個(gè)沖擊過(guò)程穹頂?shù)淖冃伟l(fā)展與單元的失效過(guò)程。當(dāng)D=1 m時(shí)，穹頂應(yīng)變能曲線如圖12(a)所示，沖擊開(kāi)始時(shí)總應(yīng)變能曲線與未破壞單元應(yīng)變能曲線保持重合，達(dá)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(yīng)變能急劇下降至64.7 kJ。當(dāng)D=4 m時(shí)，穹頂應(yīng)變能曲線如圖12(b)所示，在沖擊瞬間穹頂應(yīng)變能迅速增加，達(dá)到峰值后隨著混凝土發(fā)生回彈及部分混凝土失效，應(yīng)變能有略微下降，最終應(yīng)變能保持在521 kJ，穹頂內(nèi)側(cè)破壞的混凝土單元帶走能量182 kJ。通過(guò)比較兩種工況下應(yīng)變能曲線，可以很明顯看出，沖擊結(jié)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(yán)重。

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

圖12 穹頂應(yīng)變能Fig.12 Internal energy of dome

由此可得，在沖擊物的質(zhì)量和初始速度相同的情況下，減小沖擊物的直徑會(huì)使得儲(chǔ)罐的動(dòng)力響應(yīng)更大。但是一旦儲(chǔ)罐發(fā)生破壞，由于與儲(chǔ)罐直接接觸的面積增大，沖擊物傳遞到儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)的能量更多，大直徑的沖擊物反而會(huì)對(duì)儲(chǔ)罐造成更嚴(yán)重的破壞。

4.3 沖擊位置對(duì)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(duì)失效模式的影響同樣值得關(guān)注。為研究沖擊位置對(duì)LNG儲(chǔ)罐失效模式的影響，選擇穹頂上A、B兩處進(jìn)行沖擊，沖擊角度均為0°。A、B兩點(diǎn)位置如圖5所示。通過(guò)分析失效模式分布(見(jiàn)圖6(a)、(d))可得，兩種工況下失效模式的分布較為相似，結(jié)構(gòu)無(wú)破壞和局部凹陷兩種輕微失效模式的分布范圍相同，當(dāng)沖擊物沖擊B點(diǎn)時(shí)，擊穿破壞所占據(jù)的面積略有減小。這說(shuō)明，改變沖擊物沖擊穹頂?shù)奈恢脤?duì)穹頂破壞模式的影響較小，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(shí)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(gè)不同沖擊位置的典型算例(m=1.0 t，v=50 m/s)來(lái)分析沖擊位置對(duì)破壞模式的影響規(guī)律。

從能量角度對(duì)比分析兩種工況下穹頂?shù)膭?dòng)力響應(yīng)。當(dāng)沖擊穹頂中心時(shí)，穹頂應(yīng)變能如圖13(a)所示，未破壞單元應(yīng)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(gè)過(guò)程中沖擊物傳遞給穹頂?shù)目倯?yīng)變能為692 kJ。當(dāng)沖擊B點(diǎn)時(shí)，穹頂應(yīng)變能曲線如圖13(b)所示，兩組曲線變化趨勢(shì)近乎相同，僅在數(shù)值大小上略有差異。通過(guò)對(duì)兩種工況下應(yīng)變能大小的比較可以看出，沖擊A點(diǎn)時(shí)沖擊物傳遞到穹頂?shù)膽?yīng)變能相對(duì)比沖擊B點(diǎn)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?，穹頂中心處混凝土厚度最小?.6 m，而穹頂邊緣處混凝土厚度達(dá)到0.8 m，因此沖擊穹頂不同位置時(shí)雖然穹頂?shù)氖Ｊ较嗤?，但是沖擊過(guò)程中穹頂所吸收的能量大小及動(dòng)力響應(yīng)存在一定差異。

圖13 穹頂應(yīng)變能Fig.13 Internal energy of dome

通過(guò)對(duì)兩種工況的分析可得，當(dāng)沖擊物沿穹頂法線的方向沖擊時(shí)，沖擊位置對(duì)穹頂失效模式的影響不大，沖擊作用下穹頂?shù)膭?dòng)力響應(yīng)略有不同，但各個(gè)響應(yīng)的變化趨勢(shì)以及最終狀態(tài)差別較小，可以忽略。

5 沖擊失效機(jī)理

從能量的角度來(lái)研究一下儲(chǔ)罐的失效機(jī)理。以能量為研究對(duì)象，產(chǎn)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(shí)，儲(chǔ)罐結(jié)構(gòu)在沖擊物作用下產(chǎn)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(gè)沖擊過(guò)程總共可分為3個(gè)階段：沖量施加，能量傳遞，能量轉(zhuǎn)換與消耗。這3個(gè)過(guò)程并沒(méi)有嚴(yán)格的界限區(qū)分，沖量施加的過(guò)程中能量傳遞也同時(shí)在進(jìn)行，能量傳遞過(guò)程也伴隨著轉(zhuǎn)化和消耗，但是其中一個(gè)過(guò)程起主導(dǎo)作用。以下將通過(guò)具體的情況來(lái)說(shuō)明各種失效模式的失效機(jī)理。

5.1 局部凹陷失效機(jī)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(jī)理。將沖擊力達(dá)到峰值定義為關(guān)鍵時(shí)刻t1、沖擊物與儲(chǔ)罐分離定義為關(guān)鍵時(shí)刻t2。由圖14可見(jiàn)，沖擊力曲線被上述兩個(gè)關(guān)鍵時(shí)刻劃分為3部分，分別對(duì)應(yīng)3個(gè)階段。整個(gè)沖擊過(guò)程中LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐各部分應(yīng)變能隨時(shí)間變化曲線，如圖15所示。

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

圖15 穹頂應(yīng)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(dòng)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(chǎn)生了局部凹陷，由于沖擊持續(xù)時(shí)間極短，非沖擊區(qū)的動(dòng)力響應(yīng)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(gè)過(guò)程中，沖擊物與儲(chǔ)罐穹頂不再接觸，應(yīng)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(dòng)力響應(yīng)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(chǎn)生的變形有限。

能量的轉(zhuǎn)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(diǎn)的速度減小至零后反向增加，節(jié)點(diǎn)位移略有減小，穹頂恢復(fù)一部分變形。隨著時(shí)間發(fā)展，沖擊區(qū)混凝土單元的振動(dòng)逐漸停止，穹頂結(jié)構(gòu)的動(dòng)能完全消失，應(yīng)變能穩(wěn)定不變，整個(gè)沖擊過(guò)程結(jié)束。

5.2 混凝土剝落與擊穿破壞失效機(jī)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(duì)應(yīng)的沖擊全過(guò)程劃分示意圖及穹頂應(yīng)變能變化曲線。通過(guò)兩組曲線可以看出，盡管兩種失效模式下結(jié)構(gòu)破壞過(guò)程不同，但兩者能量曲線的變化趨勢(shì)相近，因此將兩種失效模式作對(duì)照共同分析其失效機(jī)理。

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

圖17 穹頂應(yīng)變能Fig.17 Internal energy of dome

通過(guò)兩組曲線可以看出，沖擊力在撞擊瞬間達(dá)到峰值后迅速下降，從沖擊物與穹頂接觸開(kāi)始到?jīng)_擊力急劇下降結(jié)束，整個(gè)過(guò)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(dǎo)致穹頂剩余部分動(dòng)力響應(yīng)相對(duì)較小。當(dāng)出現(xiàn)混凝土剝落的失效模式時(shí)，穹頂內(nèi)側(cè)混凝土先破壞，其原因是：沖擊物與穹頂接觸后，應(yīng)力波從撞擊位置處向穹頂內(nèi)側(cè)傳播，當(dāng)應(yīng)力波傳播至穹頂內(nèi)側(cè)表面時(shí)形成反射拉伸波，由于采用了侵蝕失效準(zhǔn)則中主應(yīng)變失效方式來(lái)模擬混凝土單元的失效，當(dāng)混凝土單元的主應(yīng)變達(dá)到所設(shè)置的閥值(0.1)時(shí)，此單元即判定為失效并被刪除，因此穹頂沖擊區(qū)內(nèi)側(cè)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(yīng)力波傳播而導(dǎo)致穹頂內(nèi)部混凝土先破壞的情況不同，當(dāng)發(fā)生擊穿失效模式時(shí)，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(jìn)入儲(chǔ)罐內(nèi)部。

從沖擊力在低水平范圍內(nèi)波動(dòng)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(guò)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(kuò)散，沖擊區(qū)與非沖擊區(qū)的應(yīng)力與變形水平均上升。當(dāng)沖擊物擊穿混凝土完全進(jìn)入穹頂內(nèi)部后，沖擊力徹底下降為零，混凝土單元失效刪除結(jié)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(dòng)，動(dòng)能與應(yīng)變能相互轉(zhuǎn)化，最終穹頂應(yīng)變能曲線保持穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)達(dá)到平衡狀態(tài)。

6 結(jié) 論

運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA軟件建立大型全容式LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐精細(xì)化有限元模型，分析在圓柱體沖擊物撞擊下LNG儲(chǔ)罐穹頂結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)，提出3種失效模式，并分析了對(duì)應(yīng)的失效機(jī)理?？紤]了不同沖擊物直徑、沖擊位置、沖擊角度對(duì)LNG儲(chǔ)罐穹頂結(jié)構(gòu)失效模式的影響規(guī)律，得出以下結(jié)論。

(1)通過(guò)分析沖擊物撞擊作用下LNG儲(chǔ)罐混凝土外罐穹頂結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)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(duì)LNG儲(chǔ)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(duì)儲(chǔ)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(gè)沖擊過(guò)程可以分為沖量施加、能量傳遞、能量轉(zhuǎn)換與消耗3個(gè)階段，不同失效模式下各階段的荷載作用特點(diǎn)與能量變化規(guī)律差異較大。