飛機撞擊下核島廠房損傷破壞與振動響應的數值仿真分析

楊燕紅，吳 昊，方 秦

(1. 同濟大學 土木工程學院，上海 200092； 2. 陸軍工程大學 國防工程學院，南京 210007)

9·11事件之后，核安全領域意識到商用飛機撞擊對核島廠房的潛在威脅，美國核能管理委員會于2009年頒布了《Consideration of Aircraft Impacts for New Nuclear Power Reactors》[1]，將商用飛機撞擊核島廠房列為超設計基準事故，并要求美國新建核電站必須能夠抵御商用飛機的蓄意撞擊。我國核安全局也于2016年發布了HAF 102—2016《核動力廠設計安全規定》[2]，明確規定核島廠房設計應考慮商用飛機的撞擊作用。上述規范要求在商用飛機撞擊下，核島廠房能夠保持整體穩定、局部不發生貫穿，以及內部設備的正常工作，即廠房損傷破壞不能導致放射性物質外逸，且結構振動響應需低于限值。

核島廠房在飛機(飛射物)撞擊下的損傷破壞研究方面：日本小堀鐸二研究所和美國桑迪亞國家實驗室，以及北京理工大學分別于1993年和2017年開展了F-4和J-6原型飛機撞擊RC厚板的試驗[3-4]，獲取了飛機的撞擊力時程。此外，北京理工大學Wen等[5]開展了不同縮比尺寸飛機模型撞擊RC板試驗，進一步探討了飛機撞擊荷載特征。Tsubota等[6]和Mizuno等[7]分別開展了1∶7.5縮尺F-4飛機模型撞擊雙層RC板和鋼板混凝土靶體試驗，對不同型式的靶板損傷程度進行了考核?？紤]到撞擊過程中機身的變形特性，德國聯邦研究和技術部開展了30發噸級柔性飛射物撞擊RC靶板試驗[8-10]，獲取了飛射物撞擊力時程，并討論了抗彎和抗剪鋼筋配筋率對RC靶板變形和開裂的影響。對原型廠房在飛機撞擊下的損傷破壞分析主要通過數值仿真開展，包括非耦合和耦合分析兩種方法，前者將飛機撞擊力施加到廠房模型上，后者需要建立飛機模型。Iqbal等[11-14]采用非耦合方法分析了安全殼在不同飛機撞擊下的損傷破壞。Arros等[15]和曹健偉等[16]對比了非耦合分析和耦合分析對廠房結構響應的影響，認為非耦合分析得到的結構變形和損傷偏小，且耦合分析中結構會產生更高頻的振動，建議采用耦合分析方法。Lee等[17]、張濤等[18-20]、林麗等[21]、吳婧姝等[22]和Liu等[23-25]建立了不同精細程度商用飛機(B747、A320、B767-200ER、A340-300和A380)的有限元模型，基于耦合撞擊分析，探討了飛機撞擊速度、位置和角度以及預應力大小、配筋率、安全殼形狀和壁厚等參數對不同結構型式(預應力、鋼筋混凝土和鋼板混凝土)核島廠房損傷破壞的影響。

核島廠房在飛機(飛射物)撞擊下的振動響應研究方面：芬蘭技術研究中心[26]開展了三發柔性飛射物撞擊RC墻-板-墻結構試驗，試驗前后分別進行了模態測試，通過測量不同位置加速度和位移響應研究了結構振動的傳播規律。結果表明，結構響應峰值發生在固有頻率處，沖擊荷載作用下結構的位移響應主要集中在低頻，而加速度響應在高頻也有分布。經合組織核能署等機構[27]基于柔性飛射物撞擊RC墻-板-墻結構試驗探討了振動在撞擊區域以外的墻體和樓板中的傳播衰減規律。Qu等和Thai等[28]對輔助廠房在飛機撞擊下的振動響應開展了數值仿真分析，基于加速度反應譜和累積絕對速度評估了樓板的振動響應，并與地震作用下得到的設備能力譜曲線進行對比，認為飛機撞擊引起的樓層振動響應超過了限值，會引起反應堆停堆。Shin等[29]同樣采用數值模擬方法得到飛機撞擊下輔助廠房的振動加速度，并基于加速度反應譜評估了樓板設備支撐處的振動響應，認為雖然靠近沖擊區域的設備支撐處振動劇烈，但由于振動衰減很快，故遠離沖擊區域的冗余設備不會發生故障。薛衛等[30]和王友剛等[31]對飛機撞擊反應堆廠房不同位置開展了數值模擬，并基于加速度反應譜對安全殼內部樓板和墻體的振動響應進行了分析。此外，Andonov等[32]對比了采用樓板加速度反應譜、峰值加速度、累積絕對速度和加速度-位移反應譜四種方法評估結構振動響應的優缺點。

可以看出，已有對于核島廠房在飛機撞擊下的損傷破壞和振動響應的數值仿真分析還存在以下不足：(i)模型驗證方面：采用未驗證或基于平面靶板和高度簡化結構沖擊試驗驗證的有限元模型開展飛機撞擊原型核島廠房的仿真分析，其模擬結果的可靠性值得商榷；(ii)已有工作主要關注廠房的損傷破壞，對原型核島廠房在飛機撞擊下的振動響應分析開展較少且評估方法不統一。

為探討合理可靠的數值仿真方法以準確評估原型核島廠房在真實飛機撞擊下的損傷破壞和振動響應，本文選取作者前期開展的1∶15縮尺飛機撞擊核島廠房模型試驗[33- 34]作為基準開展數值模擬，該試驗中廠房模型能夠反映安全殼及輔助廠房的典型結構特征?；谠囼灲Y果對所選取的材料模型和參數以及數值仿真方法的準確性進行驗證。進一步建立精細化的原型AP1000核島廠房有限元模型，開展A320飛機撞擊反應堆廠房環吊梁標高位置的耦合數值仿真分析。最后，基于混凝土、鋼筋和鋼襯里等的應變云圖以及環吊梁的振動加速度，對廠房的損傷破壞，內部鋼制安全殼的密封性，環吊梁的振動響應以及反應堆的整體安全性等進行了評估。本文驗證的數值仿真方法可進一步拓展至更多撞擊工況分析，為核島廠房及內部設備在飛機撞擊下的安全評估提供一定參考。

1 飛機撞擊廠房模型驗證

本章以1∶15縮尺飛機撞擊核島廠房模型試驗作為基準試驗，該試驗中廠房模型能夠反映原型核島廠房，特別是圓筒型安全殼的基本結構特征，且試驗獲取了廠房模型撞擊區域的損傷破壞和不同標高位置的加速度時程等大量試驗數據。因此，將基于此試驗校核得到的材料參數和接觸設置等推廣到飛機撞擊原型核島廠房的數值仿真分析是合理的。

1.1 試驗簡介

圖1為試驗飛機模型，原型為國產C919運輸機，基于北京理工大學Wen等經過試驗驗證的飛機模型進行設計，同時為降低氣流可能引起的飛行姿態異常和蒙皮撕裂等風險，對機翼和尾翼進行了調整。飛機模型由1045鋼框架外包6061鋁蒙皮制作而成，其中鋼框架厚度為15 mm，其余部件厚度為1～6 mm，飛機質量為135 kg。試驗核島廠房模型由典型RC核島廠房按1∶15縮比。如圖2所示，廠房模型由反應堆廠房、輔助廠房和RC基座構成，其中反應堆廠房包括安全殼筒體和內部環狀結構。安全殼穹頂采用Q235鋼制作，質量為2.6 t。其余部分為RC結構，質量約67 t?；浣顬棣?2@250 mm，廠房配筋為Φ8@80 mm，除被撞墻體和基座采用雙層配筋，其余部分均為單層配筋，且被撞墻體厚度均為100 mm?；诨鸺税l射裝置開展了兩次水平撞擊試驗，采用高速攝像機觀測飛機撞擊過程并獲取撞擊速度，分別為：試驗一，飛機以172.3 m/s速度撞擊輔助廠房，如圖3(a)所示；試驗二，飛機以168.3 m/s速度撞擊安全殼筒體，如圖3(b)所示。試驗細節Li等的研究。

圖1 飛機模型(m)Fig.1 Aircraft model (m)

圖2 核島廠房模型(m)Fig.2 Nuclear power plant model (m)

圖3 飛機撞擊角度和位置Fig.3 Impact angles and locations of aircrafts

1.2 有限元模型

本節采用前處理軟件Hypermesh[35]建立上節試驗中飛機與核島廠房的有限元模型，并基于商用有限元軟件LS-DYNA對上述試驗進行數值仿真。通過與試驗結果對比，驗證所采用的數值算法、本構模型及材料參數的準確性。進一步用于對第2章原型核島廠房的仿真分析。

飛機有限元模型(見圖1(b))，其幾何尺寸與試驗1致，其中厚度較厚的機身鋼框架采用Solid164實體單元，厚度較薄的機身蒙皮、機翼和尾翼采用Shell181殼單元。廠房有限元模型見圖2(b)，其中混凝土和鋼穹頂采用Solid164實體單元，鋼筋采用Beam188梁單元。安全殼筒體和穹頂之間以及飛機鋼框架與廠房混凝土之間的接觸采用關鍵詞*CONTACT _AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE表征。飛機蒙皮、機翼和尾翼與廠房混凝土以及飛機各部件與廠房鋼筋之間的接觸采用關鍵詞*CONTACT_ AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE實現，為表征撞擊過程中飛機各部件自身及相互之間的接觸作用，對飛機模型設置了*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_ SURFACE接觸。鋼筋和混凝土之間的相互作用近似考慮為理想黏結，采用關鍵詞*CONSTRAINED_ LARGRANGE_IN_SOLID描述。此外，對基座底部設置了固結約束。

1.3 材料模型

飛機鋼框架和機翼采用MAT_SIMPLIFIED _JOHNSON_COOK(MAT#98)模型，飛機蒙皮和尾翼采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC(MAT#3)模型。廠房混凝土采用MAT_CSCM_CONCRETE(MAT# 159)模型，鋼穹頂和鋼筋采用MAT_PLASTIC_ KINEMATIC(MAT#3)模型。篇幅所限，上述材料模型詳細介紹見文獻[36]，主要材料參數如表1所示。此外，對采用MAT#3的飛機和廠房構件，通過Cowper-Symonds模型[37]考慮應變率效應，應變率參數C和P分別取為40和5。

表1 材料模型及主要參數Tab.1 Material model and main parameters

1.4 網格收斂性分析

為確定適當的混凝土單元尺寸，以試驗一為例，進行網格收斂性分析。圖4為撞擊區域混凝土網格尺寸分別取100 mm，50 mm，25 mm和12.5 mm時得到的廠房損傷云圖?？梢钥闯觯壕W格尺寸越大，廠房的損傷面積越大。

圖4 廠房模型損傷Fig.4 Damage of nuclear power plant model

圖5進一步給出上述四種網格尺寸模擬得到的撞擊區域的墻體變形，以及撞擊位置墻體背面參考點A沿撞擊方向的位移時程曲線?？梢钥闯?，100 mm和50 mm網格尺寸模擬得到的撞擊區域墻體產生了整體彎曲，而其余兩種更加精細的網格模擬得到的墻體變形更符合局部沖切的特征。此外，隨著網格尺寸減小，參考點A的位移趨于穩定。25 mm和12.5 mm網格尺寸模擬結果基本一致，而前者的計算效率為后者的2.5倍。因此，取25 mm作為撞擊區域網格尺寸。

圖5 撞擊區域墻體變形Fig.5 Deformation of impacted wall

1.5 結果對比

1.5.1 廠房損傷破壞

為模擬撞擊過程中廠房混凝土的剝落和開坑等損傷破壞現象，采用關鍵詞*MAT_ADD_EROSION對混凝土材料施加單元刪除，并選擇最大主應變作為失效準則。通過與試驗中廠房的損傷破壞進行對比，確定刪除閾值為0.2，如圖6所示。根據國際原子能機構(IAEA)安全報告[38]中關于廠房結構在超設計基準飛機撞擊事故下的損傷破壞評估準則，當混凝土受壓主應變超過0.005時，結構將產生嚴重塑性損傷。為便于直觀分析，圖6中將0.005設為混凝土受壓應變閾值?？梢钥闯?，數值模擬預測的廠房開坑和貫穿尺寸與試驗結果相近，再現了試驗中觀察到的混凝土剝落和貫穿以及鋼筋斷裂等損傷破壞現象。需要說明的是，為便于施工，試驗二中安全殼縱筋采用多段鋼筋綁扎連接而成，導致連接處強度較低。故盡管試驗二中飛機撞擊速度略小，廠房破壞程度仍大于試驗一中結果。

圖6 廠房損傷破壞的試驗和數值模擬結果對比(mm)Fig.6 Comparisons of experimental and simulated damage of nuclear power plant (mm)

1.5.2 廠房振動加速度

圖7給出了試驗中部分加速度測點的布置位置，試驗一和試驗二中加速度采樣頻率分別為500 kHz和200 kHz。限于篇幅，圖8分別以試驗一和試驗二中不同標高位置的兩個有效測點為例，對比了試驗和數值仿真得到的各測點的加速度時程曲線。需要說明的是，為去除場地和設備等帶來的高頻噪聲干擾，以1 000 Hz作為截斷頻率對試驗測得的加速度信號進行了低通濾波?？梢钥闯?，試驗和模擬得到的加速度信號均呈現明顯的波動特性，且距離撞擊中心越近，加速度峰值越大。除測點E外，模擬得到的其余測點加速度峰值與試驗結果誤差均不超過25%。

上述對比可以看出，本文采用的材料模型和參數以及數值仿真方法能夠很好地再現核島廠房在飛機撞擊下的損傷破壞和振動響應。

2 原型飛機和核島廠房有限元模型

本章分別選取空客A320飛機和AP1000核島廠房作為研究對象，主要原因在于：(i)A320是全球服役量最大的機型之一，并與9·11事件中撞擊世貿中心南樓的波音B757-200外形尺寸和起飛質量等參數相近；(ii)壓水堆是目前應用最廣泛的核電堆型，AP1000是第三代先進壓水堆的代表，并在我國浙江三門和山東海陽已投入運營。

2.1 A320飛機

圖9所示為作者前期建立的A320飛機有限元模型。通過與修正Riera函數[39](慣性力部分引入試驗得到的折減系數0.9)計算得到的飛機撞擊力時程曲線進行對比，驗證了所建立的飛機模型的合理性，如圖9(c)所示。機身長度和高度分別為37.4 m和4.2 m，翼展為33.9 m，質量為72 t。飛機框架采用47 000個梁單元模擬，其中地板縱橫梁等主要受力部件采用4340鋼，桁條隔框等次要受力部件采用2024鋁，材料模型均采用MAT#98。飛機蒙皮、地板、機箱和引擎采用94 000個殼單元模擬，材料為鋁合金，選用MAT#3模型，并采用Cowper-Symonds模型考慮其應變率效應，應變率參數取值與1.3節一致。飛機各受力部件主要材料參數如表2所示。機艙內座椅設備和人員行李等作為附加質量，采用10 600個質量點單元模擬。飛機燃油采用44 000個光滑粒子流體動力學(smoothed particle hydrodynamics，SPH)單元模擬，可描述撞擊過程中燃油的拋灑。燃油材料模型選用MAT_NULL(MAT#9)，密度為750 kg/m3，截止壓力為10 Pa，動力黏性系數為0.001。燃油狀態方程采用EOS_GRUNEISEN。飛機各部件與廠房模型之間以及飛機各部件自身接觸設置與1.2節一致。

圖9 A320有限元模型Fig.9 Finite element model of A320 aircraft

表2 A320飛機主要部件材料模型及參數Tab.2 Material models and parameters of A320 aircraft main components

2.2 AP1000核島廠房

圖10給出了AP1000核島廠房模型，主要包括反應堆廠房和輔助廠房?？紤]到核島廠房的敏感性，圖中僅給出了廠房的大體尺寸。

反應堆廠房內層為鋼制安全殼，固定于底部RC基礎上方。反應堆廠房外層為屏蔽廠房，由重力水箱、錐形穹頂、進氣口和筒體構成，其中錐形穹頂由屋面板和錐形放射狀工字梁鋼屋架構成。鋼屋架與屋面板之間采用*CONTACT_TIED_NODES_TO_SURFACE接觸模擬其相互作用。鋼屋架由沿筒內壁環向布置的鋼牛腿支撐，鋼牛腿和筒內壁之間同樣設置了*CONTACT_TIED_ NODES_TO_SURFACE接觸。鋼屋架和鋼牛腿之間設置*CONTACT_TIED_SHELL_EDGE_TO_SURFACE接觸。屏蔽廠房筒體和進氣口內外壁均設置鋼襯里，由對拉鋼筋連接。錐形穹頂和水箱則在內壁設有鋼襯里，鋼襯里與混凝土之間采用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_ SURFACE接觸。除拉筋外，錐形穹頂和水箱沿環向設有多層縱筋，鋼筋和混凝土之間的相互作用采用與1.2節中相同的設置實現。需要說明的是，本節未建立栓釘有限元模型，對于飛機撞擊下廠房的安全性評估是偏于保守的。

由于原型廠房體量過大，若采用與1.4節相同的網格尺寸(25 mm)，僅沖擊區域網格數量就達到上千萬，將占用大量的計算資源并耗費相當長的計算時間。為提高計算效率，本節采用較大的網格尺寸對混凝土單元進行劃分。由于單元刪除與網格尺寸相關，因此不能沿用1.5.1節中混凝土單元的刪除閾值。為確定適用于較大網格的混凝土刪除閾值，經試算發現當混凝土網格尺寸為114.25 mm(沿筒體厚度方向劃分8層網格)，失效應變為0.15時，與混凝土網格尺寸為25 mm，失效應變為0.20時計算得到的廠房破壞形態相同，且刪除單元質量僅相差僅0.5%。因此，下文選用114.25 mm作為反應堆廠房沖擊區域的網格尺寸，同時將混凝土失效應變設置為0.15。其他區域網格尺寸擴展至250 mm。反應堆廠房共計劃分約251萬個實體單元、71萬個殼單元和138萬個梁單元。

如圖10(g)所示，輔助廠房由5層樓板和墻體構成，同一樓層樓板和墻體的標高和厚度不同，并考慮了樓板和墻體的開洞。由于本節僅討論飛機撞擊反應堆廠房的工況，為提高計算效率，輔助廠房采用殼單元模擬，單元尺寸約為250 mm，數量約34 萬。

圖10 AP1000核島廠房有限元模型(m)Fig.10 Finite element models of AP1000 nuclear power plant (m)

此外，考慮到反應堆廠房和輔助廠房采用共閥板基礎，建立了整體式地基模型用以傳遞振動，如圖11所示。地基采用實體單元，網格尺寸取為1 000 mm。廠房埋入地基的部分與花崗巖地基之間的接觸采用關鍵字*CONTACT_ AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE描述。為表征沖擊波在地基中的傳播，對地基側面和底面設置了無反射邊界條件，并約束地基模型底面的平動和轉動自由度。

圖11 地基有限元模型(m)Fig.11 Finite element models of foundation (m)

反應堆廠房混凝土和鋼筋分別采用MAT#159和MAT#3模型模擬，材料基本參數與表1一致。鋼屋架、鋼牛腿、鋼襯里、鋼制安全殼和環吊梁采用MAT#3模型模擬，其中鋼襯里的失效應變取為0.1。此外，采用Cowper-Symonds模型考慮反應堆廠房鋼構件的應變率效應，應變率參數取值與1.3節一致。輔助廠房采用MAT_CONCRETE_EC2(MAT#172)模型，該模型適用于殼單元，通過配筋率參數將鋼筋彌散于混凝土中進行考慮，可描述混凝土的受拉開裂和受壓破碎。AP1000原型核島廠房主要材料參數如表3所示。對于地基模型，考慮到核電站廠房須選址于穩定的基巖上，采用MAT_JOHNSON_ HOLMQUIST_CONCRETE(MAT#111)模型模擬巖石在大應變、高應變率和高壓狀態下的力學行為，表4給出了主要材料參數取值。

表3 AP1000原型核島廠房材料模型及主要參數Tab.3 Material model and main parameters of prototype AP1000 nuclear power plant

表4 地基材料模型及主要參數[40]Tab.4 Material model and main parameters of foundation

3 數值仿真分析

3.1 撞擊工況

IAEA報告建議對于意外飛機撞擊，應將飛機的著陸速度作為撞擊速度進行考量，因此本文取A320飛機的典型著陸速度(～100 m/s)作為數值模擬中的飛機撞擊速度。需要說明的是，本文旨在探討一種合理可靠的數值仿真方法用以準確評估核島廠房在飛機撞擊下的損傷破壞和振動響應。限于篇幅，以飛機撞擊環吊梁標高位置作為典型撞擊工況開展數值仿真分析。后續可采用該仿真方法進一步開展原型核島廠房在不同飛機撞擊工況下的損傷破壞和振動響應分析。

反應堆上方為自質量高達幾百噸的環吊，其支撐于環吊梁上部用于反應堆廠房內部重型設備以及核燃料的裝卸。因此，環吊梁一旦在飛機撞擊作用下發生破壞或超過振動限值，將引起環吊跌落導致反應堆嚴重損毀，造成放射性物質泄露。故取環吊梁標高位置(40 m)作為飛機的撞擊中心，如圖12所示。飛機沿水平方向(y向)撞擊反應堆廠房。

3.2 模態分析

核島廠房固有的阻尼特性將使其在飛機撞擊下的振動強度逐漸減弱，本節對建立的廠房模型施加瑞利阻尼表征其阻尼特性

C=αM+βK

(1)

(2)

(3)

式中：C,M和K分別為阻尼矩陣、質量矩陣和剛度矩陣；α和β為比例系數；ω1和ω2分別為第一和第二階圓頻率；f1和f2分別為第一和第二階頻率；ξ為阻尼比，取為0.05。為確定上述瑞利阻尼系數α和β，首先對廠房模型進行模態分析，得到廠房模型f1和f2分別為3.42 Hz和3.51 Hz，根據式(1)～式(3)得到α和β分別為1.088和0.000 23。進一步將其分別通過關鍵字DAMPING_PART_MASS和DAMPING_PART_ STIFFNESS賦予給廠房模型。

圖12 A320飛機撞擊位置與過程Fig.12 Impact location and process of A320 aircraft

3.3 分析結果

3.3.1 撞擊過程

圖12(b)給出了A320飛機撞擊AP1000原型廠房的機身速度(尾部)和撞擊力時程曲線，以及不同時刻的撞擊現象?？梢钥闯觯赫麄€撞擊過程可分為五個階段，階段I中，飛機頭部首先撞擊反應堆廠房，機身不斷屈曲壓潰，燃油逐漸溢出，飛機撞擊速度逐漸降低；階段II中，機翼在約0.15 s時開始撞擊反應堆廠房，隨著機翼變形壓潰，燃油不斷溢出；階段III中，引擎開始撞擊反應堆廠房，由于引擎剛度較大，飛機撞擊力在0.18 s時達到峰值，隨著引擎與機翼連接處斷裂，飛機撞擊力峰值急劇降低，同時機翼與機身連接處開始斷裂，機翼逐漸脫離機身，斷裂機翼沿筒體環向作用于反應堆廠房，少量燃油開始拋灑；階段IV中，機翼完全脫離機身，燃油大面積拋灑，斷裂機翼在約0.26 s時與反應堆廠房接觸面積達到最大，使得飛機撞擊力產生了第二個峰值，隨后斷裂機翼與筒體接觸面積不斷減小，飛機撞擊力逐漸降低；階段V中，飛機機身在約0.35 s時撞擊速度降為零，此時其余各斷裂部件與反應堆廠房仍有接觸，飛機撞擊力并未完全減小至零。

3.3.2 廠房損傷破壞

本節沿用1.5.1節的評估方法對原型廠房混凝土在商用飛機下的損傷破壞進行分析。此外，根據IAEA建議，對于超設計基準飛機撞擊事故，當鋼筋的拉應變或鋼板的受拉主應變超過0.05時，也可認為結構產生了嚴重破壞。圖13為階段I～階段V中反應堆廠房混凝土、鋼筋和鋼襯里在不同撞擊時刻的應變云圖，為便于直觀分析，將0.005,0.05和0.05分別設為混凝土受壓主應變、鋼筋拉應變和鋼襯里受拉主應變的閾值?？梢钥闯觯弘A段I中，機身撞擊區域內混凝土和鋼筋產生了塑性應變，部分混凝土被壓碎剝落，鋼襯里在0.05 s前仍處于彈性變形范圍內；階段II中，混凝土和鋼筋塑性損傷的范圍略有增大，幾乎都集中在機身撞擊區域，且少量鋼筋發生了斷裂，內外壁鋼襯里發生了局部撕裂；階段III中，混凝土和鋼筋塑性損傷范圍顯著增大，撞擊區域大量表層混凝土被壓碎剝落，斷裂鋼筋數量增多，鋼襯里撕裂范圍略微增大；階段IV中，機身撞擊區域混凝土被貫穿，開洞直徑約為3.8 m，大量鋼筋斷裂，此時已進入撞擊后期，鋼襯里撕裂范圍基本保持不變；階段V中，機身撞擊區域幾乎所有鋼筋均斷裂，由于飛機速度已接近零，混凝土剝落范圍和鋼襯里撕裂范圍無明顯變化。需要說明的是，引擎在撞擊過程中，隨機翼運動被分解到圓筒型安全殼兩側，并最終與機翼連接處發生斷裂而自由運動。故盡管引擎剛度較大，但其撞擊力未能有效作用于安全殼，導致其撞擊區域未發生貫穿。此外，在整個撞擊過程中輔助廠房墻板與反應堆廠房連接處的筒體混凝土也產生了一定的塑性損傷。

圖14進一步給出了反應堆廠房內部鋼制安全殼和環吊梁在不同撞擊時刻的受拉主應變?？梢钥闯觯轰撝瓢踩珰ず铜h吊梁在整個撞擊過程中均處于彈性階段，且受拉主應變極小。

上述分析可以得出：A320飛機以100 m/s速度撞擊AP1000反應堆廠房，將導致機身撞擊區域內混凝土局部貫穿，大量鋼筋斷裂，鋼襯里局部撕裂；內部鋼制安全殼無任何塑性損傷。安全殼可保持整體密封性，放射性物質不會外逸；環吊梁受拉主應變在整個撞擊過程中均處于彈性階段，表明環吊不會因環吊梁撞擊損毀而發生跌落事故，反應堆整體性可以保證。

圖13 AP1000反應堆廠房損傷破壞Fig.13 Damage and failure of AP1000 reactor building

圖14 鋼制安全殼和環吊梁受拉主應變Fig.14 Tensile principal strains of steel containment vessel and crane girder

3.3.3 廠房振動響應

本節進一步考察A320飛機撞擊是否會引起環吊梁振動超限而導致環吊跌落。提取了位于環吊梁頂面四個參考點P，S和R，Q(如圖15所示)的加速度時程。

圖15 環吊梁加速度參考點Fig.15 Acceleration reference points of crane girder

圖16進一步給出了上述參考點的加速度時程?？梢钥闯觯赫麄€撞擊過程中，各參考點的三向加速度峰值均低于20g，且各參考點沿z向的加速度幅值相近，表明環吊梁各處沿豎直方向的振動幅度相同。對比各參考點水平振動加速度幅值可知，R和Q點沿y方向(撞擊方向)加速度幅值更大，而P和S點相反。原因可能是：飛機撞擊外層屏蔽廠房，并未直接作用于環吊梁，沖擊波在經由屏蔽廠房、地基、基座和鋼制安全殼傳遞至環吊梁的過程中，發生了復雜的反射和疊加，導致環吊梁各處振動規律不統一。

圖16 參考點加速度時程曲線Fig.16 Acceleration-time histories of reference points

圖17和圖18進一步給出了各參考點的位移和加速度反應譜?？梢钥闯觯焊鲄⒖键c在10 Hz范圍內的位移幅值較大，在100 Hz處位移幅值已接近0，即環吊梁的位移響應主要集中在低頻。而水平和豎直方向的加速度峰值主要集中在1 000 Hz和200 Hz，即環吊梁位移響應和加速度響應所集中的頻率范圍并不相同。這與芬蘭技術研究中心開展的柔性飛射物撞擊RC墻-板-墻結構試驗結論一致。

IAEA報告指出，當位移幅值小于1 mm時，設備支撐處的變形可被設備與樓板的間隙或彈塑性變形吸收，并不會對設備造成影響。將位移反應譜(見圖17)中1 mm位移所對應的頻率記為fr，進一步將加速度反應譜(見圖18)中[0，fr]頻率范圍內的峰值加速度作為參考點的特征加速度。根據美國核能研究院(NEI)發布的NEI 07-13報告[41]，按照不同的加速度限值，設備可劃分為6個等級，其中安全級別最高的設備加速度限值為27g?？紤]到目前尚無相關規范給出環吊梁振動限值，參照NEI 07-13報告，將27g作為環吊梁加速度限值并與圖18中參考點的特征加速度進行對比?？梢钥闯觯撼齾⒖键cS在z向的特征加速度(27.4g)略大于27g，其余各參考點在各方向的特征加速度均遠低于27g。

基于上述分析，可以認為A320飛機以100 m/s速度撞擊AP1000反應堆廠房，環吊不會因環吊梁振動超限而發生跌落事故，反應堆整體性可以保證。未來工作中可將圖16中環吊梁的加速度時程作為輸入得到環吊的振動響應，進一步判斷其在飛機撞擊下是否會發生故障。同時，圖18中的特征加速度可作為擬靜力荷載用于飛機撞擊作用下環吊梁的設計。

圖17 參考點位移反應譜Fig.17 Displacement response spectra of reference points

圖18 參考點加速度反應譜Fig.18 Acceleration response spectra of reference points

4 結 論

本文采用數值仿真分析對AP1000核島廠房在A320飛機撞擊作用下的結構損傷破壞和振動響應進行了評估，主要工作和結論如下：

(1)對1∶15縮尺飛機撞擊核島廠房模型試驗進行了數值模擬，通過對比試驗中廠房結構混凝土的剝落和貫穿等損傷破壞，以及反應堆廠房和輔助廠房不同標高位置的加速度時程，驗證了所采用的材料模型和參數，以及數值仿真方法的準確性和可靠性。

(2)建立了精細化的AP1000原型核島廠房有限元模型，開展了A320飛機撞擊反應堆廠房環吊梁標高位置的數值仿真分析。獲取了廠房混凝土、鋼筋、鋼襯里、鋼制安全殼和環吊梁的瞬時變形和損傷分布，并基于IAEA報告對廠房損傷破壞進行了評估。結果表明：A320飛機以100 m/s的速度撞擊AP1000反應堆廠房，將導致機身撞擊區域內混凝土貫穿，大量鋼筋斷裂，鋼襯里局部撕裂，但內部鋼制安全殼可保持整體密封性，放射性物質不會外逸，且環吊梁僅產生彈性變形。

(3)基于加速度和位移反應譜，參照IAEA和NEI報告粗略評估了AP1000反應堆上方環吊梁的振動響應。結果表明：A320飛機以100 m/s的速度撞擊AP1000反應堆廠房引起的環吊梁振動響應低于限值。

(4)結合廠房的損傷破壞和振動響應評估結果可知，環吊不會因環吊梁撞擊損毀或振動超限而發生跌落，反應堆整體性可以保證。