飞机撞击下核岛厂房损伤破坏与振动响应的数值仿真分析

杨燕红，吴 昊，方 秦

(1. 同济大学 土木工程学院，上海 200092； 2. 陆军工程大学 国防工程学院，南京 210007)

9·11事件之后，核安全领域意识到商用飞机撞击对核岛厂房的潜在威胁，美国核能管理委员会于2009年颁布了《Consideration of Aircraft Impacts for New Nuclear Power Reactors》[1]，将商用飞机撞击核岛厂房列为超设计基准事故，并要求美国新建核电站必须能够抵御商用飞机的蓄意撞击。我国核安全局也于2016年发布了HAF 102—2016《核动力厂设计安全规定》[2]，明确规定核岛厂房设计应考虑商用飞机的撞击作用。上述规范要求在商用飞机撞击下，核岛厂房能够保持整体稳定、局部不发生贯穿，以及内部设备的正常工作，即厂房损伤破坏不能导致放射性物质外逸，且结构振动响应需低于限值。

核岛厂房在飞机(飞射物)撞击下的损伤破坏研究方面：日本小堀铎二研究所和美国桑迪亚国家实验室，以及北京理工大学分别于1993年和2017年开展了F-4和J-6原型飞机撞击RC厚板的试验[3-4]，获取了飞机的撞击力时程。此外，北京理工大学Wen等[5]开展了不同缩比尺寸飞机模型撞击RC板试验，进一步探讨了飞机撞击荷载特征。Tsubota等[6]和Mizuno等[7]分别开展了1∶7.5缩尺F-4飞机模型撞击双层RC板和钢板混凝土靶体试验，对不同型式的靶板损伤程度进行了考核。考虑到撞击过程中机身的变形特性，德国联邦研究和技术部开展了30发吨级柔性飞射物撞击RC靶板试验[8-10]，获取了飞射物撞击力时程，并讨论了抗弯和抗剪钢筋配筋率对RC靶板变形和开裂的影响。对原型厂房在飞机撞击下的损伤破坏分析主要通过数值仿真开展，包括非耦合和耦合分析两种方法，前者将飞机撞击力施加到厂房模型上，后者需要建立飞机模型。Iqbal等[11-14]采用非耦合方法分析了安全壳在不同飞机撞击下的损伤破坏。Arros等[15]和曹健伟等[16]对比了非耦合分析和耦合分析对厂房结构响应的影响，认为非耦合分析得到的结构变形和损伤偏小，且耦合分析中结构会产生更高频的振动，建议采用耦合分析方法。Lee等[17]、张涛等[18-20]、林丽等[21]、吴婧姝等[22]和Liu等[23-25]建立了不同精细程度商用飞机(B747、A320、B767-200ER、A340-300和A380)的有限元模型，基于耦合撞击分析，探讨了飞机撞击速度、位置和角度以及预应力大小、配筋率、安全壳形状和壁厚等参数对不同结构型式(预应力、钢筋混凝土和钢板混凝土)核岛厂房损伤破坏的影响。

核岛厂房在飞机(飞射物)撞击下的振动响应研究方面：芬兰技术研究中心[26]开展了三发柔性飞射物撞击RC墙-板-墙结构试验，试验前后分别进行了模态测试，通过测量不同位置加速度和位移响应研究了结构振动的传播规律。结果表明，结构响应峰值发生在固有频率处，冲击荷载作用下结构的位移响应主要集中在低频，而加速度响应在高频也有分布。经合组织核能署等机构[27]基于柔性飞射物撞击RC墙-板-墙结构试验探讨了振动在撞击区域以外的墙体和楼板中的传播衰减规律。Qu等和Thai等[28]对辅助厂房在飞机撞击下的振动响应开展了数值仿真分析，基于加速度反应谱和累积绝对速度评估了楼板的振动响应，并与地震作用下得到的设备能力谱曲线进行对比，认为飞机撞击引起的楼层振动响应超过了限值，会引起反应堆停堆。Shin等[29]同样采用数值模拟方法得到飞机撞击下辅助厂房的振动加速度，并基于加速度反应谱评估了楼板设备支撑处的振动响应，认为虽然靠近冲击区域的设备支撑处振动剧烈，但由于振动衰减很快，故远离冲击区域的冗余设备不会发生故障。薛卫等[30]和王友刚等[31]对飞机撞击反应堆厂房不同位置开展了数值模拟，并基于加速度反应谱对安全壳内部楼板和墙体的振动响应进行了分析。此外，Andonov等[32]对比了采用楼板加速度反应谱、峰值加速度、累积绝对速度和加速度-位移反应谱四种方法评估结构振动响应的优缺点。

可以看出，已有对于核岛厂房在飞机撞击下的损伤破坏和振动响应的数值仿真分析还存在以下不足：(i)模型验证方面：采用未验证或基于平面靶板和高度简化结构冲击试验验证的有限元模型开展飞机撞击原型核岛厂房的仿真分析，其模拟结果的可靠性值得商榷；(ii)已有工作主要关注厂房的损伤破坏，对原型核岛厂房在飞机撞击下的振动响应分析开展较少且评估方法不统一。

为探讨合理可靠的数值仿真方法以准确评估原型核岛厂房在真实飞机撞击下的损伤破坏和振动响应，本文选取作者前期开展的1∶15缩尺飞机撞击核岛厂房模型试验[33- 34]作为基准开展数值模拟，该试验中厂房模型能够反映安全壳及辅助厂房的典型结构特征。基于试验结果对所选取的材料模型和参数以及数值仿真方法的准确性进行验证。进一步建立精细化的原型AP1000核岛厂房有限元模型，开展A320飞机撞击反应堆厂房环吊梁标高位置的耦合数值仿真分析。最后，基于混凝土、钢筋和钢衬里等的应变云图以及环吊梁的振动加速度，对厂房的损伤破坏，内部钢制安全壳的密封性，环吊梁的振动响应以及反应堆的整体安全性等进行了评估。本文验证的数值仿真方法可进一步拓展至更多撞击工况分析，为核岛厂房及内部设备在飞机撞击下的安全评估提供一定参考。

1 飞机撞击厂房模型验证

本章以1∶15缩尺飞机撞击核岛厂房模型试验作为基准试验，该试验中厂房模型能够反映原型核岛厂房，特别是圆筒型安全壳的基本结构特征，且试验获取了厂房模型撞击区域的损伤破坏和不同标高位置的加速度时程等大量试验数据。因此，将基于此试验校核得到的材料参数和接触设置等推广到飞机撞击原型核岛厂房的数值仿真分析是合理的。

1.1 试验简介

图1为试验飞机模型，原型为国产C919运输机，基于北京理工大学Wen等经过试验验证的飞机模型进行设计，同时为降低气流可能引起的飞行姿态异常和蒙皮撕裂等风险，对机翼和尾翼进行了调整。飞机模型由1045钢框架外包6061铝蒙皮制作而成，其中钢框架厚度为15 mm，其余部件厚度为1～6 mm，飞机质量为135 kg。试验核岛厂房模型由典型RC核岛厂房按1∶15缩比。如图2所示，厂房模型由反应堆厂房、辅助厂房和RC基座构成，其中反应堆厂房包括安全壳筒体和内部环状结构。安全壳穹顶采用Q235钢制作，质量为2.6 t。其余部分为RC结构，质量约67 t。基座配筋为Φ12@250 mm，厂房配筋为Φ8@80 mm，除被撞墙体和基座采用双层配筋，其余部分均为单层配筋，且被撞墙体厚度均为100 mm。基于火箭撬发射装置开展了两次水平撞击试验，采用高速摄像机观测飞机撞击过程并获取撞击速度，分别为：试验一，飞机以172.3 m/s速度撞击辅助厂房，如图3(a)所示；试验二，飞机以168.3 m/s速度撞击安全壳筒体，如图3(b)所示。试验细节Li等的研究。

图1 飞机模型(m)Fig.1 Aircraft model (m)

图2 核岛厂房模型(m)Fig.2 Nuclear power plant model (m)

图3 飞机撞击角度和位置Fig.3 Impact angles and locations of aircrafts

1.2 有限元模型

本节采用前处理软件Hypermesh[35]建立上节试验中飞机与核岛厂房的有限元模型，并基于商用有限元软件LS-DYNA对上述试验进行数值仿真。通过与试验结果对比，验证所采用的数值算法、本构模型及材料参数的准确性。进一步用于对第2章原型核岛厂房的仿真分析。

飞机有限元模型(见图1(b))，其几何尺寸与试验1致，其中厚度较厚的机身钢框架采用Solid164实体单元，厚度较薄的机身蒙皮、机翼和尾翼采用Shell181壳单元。厂房有限元模型见图2(b)，其中混凝土和钢穹顶采用Solid164实体单元，钢筋采用Beam188梁单元。安全壳筒体和穹顶之间以及飞机钢框架与厂房混凝土之间的接触采用关键词*CONTACT _AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE表征。飞机蒙皮、机翼和尾翼与厂房混凝土以及飞机各部件与厂房钢筋之间的接触采用关键词*CONTACT_ AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE实现，为表征撞击过程中飞机各部件自身及相互之间的接触作用，对飞机模型设置了*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_ SURFACE接触。钢筋和混凝土之间的相互作用近似考虑为理想黏结，采用关键词*CONSTRAINED_ LARGRANGE_IN_SOLID描述。此外，对基座底部设置了固结约束。

1.3 材料模型

飞机钢框架和机翼采用MAT_SIMPLIFIED _JOHNSON_COOK(MAT#98)模型，飞机蒙皮和尾翼采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC(MAT#3)模型。厂房混凝土采用MAT_CSCM_CONCRETE(MAT# 159)模型，钢穹顶和钢筋采用MAT_PLASTIC_ KINEMATIC(MAT#3)模型。篇幅所限，上述材料模型详细介绍见文献[36]，主要材料参数如表1所示。此外，对采用MAT#3的飞机和厂房构件，通过Cowper-Symonds模型[37]考虑应变率效应，应变率参数C和P分别取为40和5。

表1 材料模型及主要参数Tab.1 Material model and main parameters

1.4 网格收敛性分析

为确定适当的混凝土单元尺寸，以试验一为例，进行网格收敛性分析。图4为撞击区域混凝土网格尺寸分别取100 mm，50 mm，25 mm和12.5 mm时得到的厂房损伤云图。可以看出：网格尺寸越大，厂房的损伤面积越大。

图4 厂房模型损伤Fig.4 Damage of nuclear power plant model

图5进一步给出上述四种网格尺寸模拟得到的撞击区域的墙体变形，以及撞击位置墙体背面参考点A沿撞击方向的位移时程曲线。可以看出，100 mm和50 mm网格尺寸模拟得到的撞击区域墙体产生了整体弯曲，而其余两种更加精细的网格模拟得到的墙体变形更符合局部冲切的特征。此外，随着网格尺寸减小，参考点A的位移趋于稳定。25 mm和12.5 mm网格尺寸模拟结果基本一致，而前者的计算效率为后者的2.5倍。因此，取25 mm作为撞击区域网格尺寸。

图5 撞击区域墙体变形Fig.5 Deformation of impacted wall

1.5 结果对比

1.5.1 厂房损伤破坏

为模拟撞击过程中厂房混凝土的剥落和开坑等损伤破坏现象，采用关键词*MAT_ADD_EROSION对混凝土材料施加单元删除，并选择最大主应变作为失效准则。通过与试验中厂房的损伤破坏进行对比，确定删除阈值为0.2，如图6所示。根据国际原子能机构(IAEA)安全报告[38]中关于厂房结构在超设计基准飞机撞击事故下的损伤破坏评估准则，当混凝土受压主应变超过0.005时，结构将产生严重塑性损伤。为便于直观分析，图6中将0.005设为混凝土受压应变阈值。可以看出，数值模拟预测的厂房开坑和贯穿尺寸与试验结果相近，再现了试验中观察到的混凝土剥落和贯穿以及钢筋断裂等损伤破坏现象。需要说明的是，为便于施工，试验二中安全壳纵筋采用多段钢筋绑扎连接而成，导致连接处强度较低。故尽管试验二中飞机撞击速度略小，厂房破坏程度仍大于试验一中结果。

图6 厂房损伤破坏的试验和数值模拟结果对比(mm)Fig.6 Comparisons of experimental and simulated damage of nuclear power plant (mm)

1.5.2 厂房振动加速度

图7给出了试验中部分加速度测点的布置位置，试验一和试验二中加速度采样频率分别为500 kHz和200 kHz。限于篇幅，图8分别以试验一和试验二中不同标高位置的两个有效测点为例，对比了试验和数值仿真得到的各测点的加速度时程曲线。需要说明的是，为去除场地和设备等带来的高频噪声干扰，以1 000 Hz作为截断频率对试验测得的加速度信号进行了低通滤波。可以看出，试验和模拟得到的加速度信号均呈现明显的波动特性，且距离撞击中心越近，加速度峰值越大。除测点E外，模拟得到的其余测点加速度峰值与试验结果误差均不超过25%。

上述对比可以看出，本文采用的材料模型和参数以及数值仿真方法能够很好地再现核岛厂房在飞机撞击下的损伤破坏和振动响应。

2 原型飞机和核岛厂房有限元模型

本章分别选取空客A320飞机和AP1000核岛厂房作为研究对象，主要原因在于：(i)A320是全球服役量最大的机型之一，并与9·11事件中撞击世贸中心南楼的波音B757-200外形尺寸和起飞质量等参数相近；(ii)压水堆是目前应用最广泛的核电堆型，AP1000是第三代先进压水堆的代表，并在我国浙江三门和山东海阳已投入运营。

2.1 A320飞机

图9所示为作者前期建立的A320飞机有限元模型。通过与修正Riera函数[39](惯性力部分引入试验得到的折减系数0.9)计算得到的飞机撞击力时程曲线进行对比，验证了所建立的飞机模型的合理性，如图9(c)所示。机身长度和高度分别为37.4 m和4.2 m，翼展为33.9 m，质量为72 t。飞机框架采用47 000个梁单元模拟，其中地板纵横梁等主要受力部件采用4340钢，桁条隔框等次要受力部件采用2024铝，材料模型均采用MAT#98。飞机蒙皮、地板、机箱和引擎采用94 000个壳单元模拟，材料为铝合金，选用MAT#3模型，并采用Cowper-Symonds模型考虑其应变率效应，应变率参数取值与1.3节一致。飞机各受力部件主要材料参数如表2所示。机舱内座椅设备和人员行李等作为附加质量，采用10 600个质量点单元模拟。飞机燃油采用44 000个光滑粒子流体动力学(smoothed particle hydrodynamics，SPH)单元模拟，可描述撞击过程中燃油的抛洒。燃油材料模型选用MAT_NULL(MAT#9)，密度为750 kg/m3，截止压力为10 Pa，动力黏性系数为0.001。燃油状态方程采用EOS_GRUNEISEN。飞机各部件与厂房模型之间以及飞机各部件自身接触设置与1.2节一致。

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

表2 A320飞机主要部件材料模型及参数Tab.2 Material models and parameters of A320 aircraft main components

2.2 AP1000核岛厂房

图10给出了AP1000核岛厂房模型，主要包括反应堆厂房和辅助厂房。考虑到核岛厂房的敏感性，图中仅给出了厂房的大体尺寸。

反应堆厂房内层为钢制安全壳，固定于底部RC基础上方。反应堆厂房外层为屏蔽厂房，由重力水箱、锥形穹顶、进气口和筒体构成，其中锥形穹顶由屋面板和锥形放射状工字梁钢屋架构成。钢屋架与屋面板之间采用*CONTACT_TIED_NODES_TO_SURFACE接触模拟其相互作用。钢屋架由沿筒内壁环向布置的钢牛腿支撑，钢牛腿和筒内壁之间同样设置了*CONTACT_TIED_ NODES_TO_SURFACE接触。钢屋架和钢牛腿之间设置*CONTACT_TIED_SHELL_EDGE_TO_SURFACE接触。屏蔽厂房筒体和进气口内外壁均设置钢衬里，由对拉钢筋连接。锥形穹顶和水箱则在内壁设有钢衬里，钢衬里与混凝土之间采用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_ SURFACE接触。除拉筋外，锥形穹顶和水箱沿环向设有多层纵筋，钢筋和混凝土之间的相互作用采用与1.2节中相同的设置实现。需要说明的是，本节未建立栓钉有限元模型，对于飞机撞击下厂房的安全性评估是偏于保守的。

由于原型厂房体量过大，若采用与1.4节相同的网格尺寸(25 mm)，仅冲击区域网格数量就达到上千万，将占用大量的计算资源并耗费相当长的计算时间。为提高计算效率，本节采用较大的网格尺寸对混凝土单元进行划分。由于单元删除与网格尺寸相关，因此不能沿用1.5.1节中混凝土单元的删除阈值。为确定适用于较大网格的混凝土删除阈值，经试算发现当混凝土网格尺寸为114.25 mm(沿筒体厚度方向划分8层网格)，失效应变为0.15时，与混凝土网格尺寸为25 mm，失效应变为0.20时计算得到的厂房破坏形态相同，且删除单元质量仅相差仅0.5%。因此，下文选用114.25 mm作为反应堆厂房冲击区域的网格尺寸，同时将混凝土失效应变设置为0.15。其他区域网格尺寸扩展至250 mm。反应堆厂房共计划分约251万个实体单元、71万个壳单元和138万个梁单元。

如图10(g)所示，辅助厂房由5层楼板和墙体构成，同一楼层楼板和墙体的标高和厚度不同，并考虑了楼板和墙体的开洞。由于本节仅讨论飞机撞击反应堆厂房的工况，为提高计算效率，辅助厂房采用壳单元模拟，单元尺寸约为250 mm，数量约34 万。

图10 AP1000核岛厂房有限元模型(m)Fig.10 Finite element models of AP1000 nuclear power plant (m)

此外，考虑到反应堆厂房和辅助厂房采用共阀板基础，建立了整体式地基模型用以传递振动，如图11所示。地基采用实体单元，网格尺寸取为1 000 mm。厂房埋入地基的部分与花岗岩地基之间的接触采用关键字*CONTACT_ AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE描述。为表征冲击波在地基中的传播，对地基侧面和底面设置了无反射边界条件，并约束地基模型底面的平动和转动自由度。

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

反应堆厂房混凝土和钢筋分别采用MAT#159和MAT#3模型模拟，材料基本参数与表1一致。钢屋架、钢牛腿、钢衬里、钢制安全壳和环吊梁采用MAT#3模型模拟，其中钢衬里的失效应变取为0.1。此外，采用Cowper-Symonds模型考虑反应堆厂房钢构件的应变率效应，应变率参数取值与1.3节一致。辅助厂房采用MAT_CONCRETE_EC2(MAT#172)模型，该模型适用于壳单元，通过配筋率参数将钢筋弥散于混凝土中进行考虑，可描述混凝土的受拉开裂和受压破碎。AP1000原型核岛厂房主要材料参数如表3所示。对于地基模型，考虑到核电站厂房须选址于稳定的基岩上，采用MAT_JOHNSON_ HOLMQUIST_CONCRETE(MAT#111)模型模拟岩石在大应变、高应变率和高压状态下的力学行为，表4给出了主要材料参数取值。

表3 AP1000原型核岛厂房材料模型及主要参数Tab.3 Material model and main parameters of prototype AP1000 nuclear power plant

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

3 数值仿真分析

3.1 撞击工况

IAEA报告建议对于意外飞机撞击，应将飞机的着陆速度作为撞击速度进行考量，因此本文取A320飞机的典型着陆速度(～100 m/s)作为数值模拟中的飞机撞击速度。需要说明的是，本文旨在探讨一种合理可靠的数值仿真方法用以准确评估核岛厂房在飞机撞击下的损伤破坏和振动响应。限于篇幅，以飞机撞击环吊梁标高位置作为典型撞击工况开展数值仿真分析。后续可采用该仿真方法进一步开展原型核岛厂房在不同飞机撞击工况下的损伤破坏和振动响应分析。

反应堆上方为自质量高达几百吨的环吊，其支撑于环吊梁上部用于反应堆厂房内部重型设备以及核燃料的装卸。因此，环吊梁一旦在飞机撞击作用下发生破坏或超过振动限值，将引起环吊跌落导致反应堆严重损毁，造成放射性物质泄露。故取环吊梁标高位置(40 m)作为飞机的撞击中心，如图12所示。飞机沿水平方向(y向)撞击反应堆厂房。

3.2 模态分析

核岛厂房固有的阻尼特性将使其在飞机撞击下的振动强度逐渐减弱，本节对建立的厂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分别为阻尼矩阵、质量矩阵和刚度矩阵；α和β为比例系数；ω1和ω2分别为第一和第二阶圆频率；f1和f2分别为第一和第二阶频率；ξ为阻尼比，取为0.05。为确定上述瑞利阻尼系数α和β，首先对厂房模型进行模态分析，得到厂房模型f1和f2分别为3.42 Hz和3.51 Hz，根据式(1)～式(3)得到α和β分别为1.088和0.000 23。进一步将其分别通过关键字DAMPING_PART_MASS和DAMPING_PART_ STIFFNESS赋予给厂房模型。

图12 A320飞机撞击位置与过程Fig.12 Impact location and process of A320 aircraft

3.3 分析结果

3.3.1 撞击过程

图12(b)给出了A320飞机撞击AP1000原型厂房的机身速度(尾部)和撞击力时程曲线，以及不同时刻的撞击现象。可以看出：整个撞击过程可分为五个阶段，阶段I中，飞机头部首先撞击反应堆厂房，机身不断屈曲压溃，燃油逐渐溢出，飞机撞击速度逐渐降低；阶段II中，机翼在约0.15 s时开始撞击反应堆厂房，随着机翼变形压溃，燃油不断溢出；阶段III中，引擎开始撞击反应堆厂房，由于引擎刚度较大，飞机撞击力在0.18 s时达到峰值，随着引擎与机翼连接处断裂，飞机撞击力峰值急剧降低，同时机翼与机身连接处开始断裂，机翼逐渐脱离机身，断裂机翼沿筒体环向作用于反应堆厂房，少量燃油开始抛洒；阶段IV中，机翼完全脱离机身，燃油大面积抛洒，断裂机翼在约0.26 s时与反应堆厂房接触面积达到最大，使得飞机撞击力产生了第二个峰值，随后断裂机翼与筒体接触面积不断减小，飞机撞击力逐渐降低；阶段V中，飞机机身在约0.35 s时撞击速度降为零，此时其余各断裂部件与反应堆厂房仍有接触，飞机撞击力并未完全减小至零。

3.3.2 厂房损伤破坏

本节沿用1.5.1节的评估方法对原型厂房混凝土在商用飞机下的损伤破坏进行分析。此外，根据IAEA建议，对于超设计基准飞机撞击事故，当钢筋的拉应变或钢板的受拉主应变超过0.05时，也可认为结构产生了严重破坏。图13为阶段I～阶段V中反应堆厂房混凝土、钢筋和钢衬里在不同撞击时刻的应变云图，为便于直观分析，将0.005,0.05和0.05分别设为混凝土受压主应变、钢筋拉应变和钢衬里受拉主应变的阈值。可以看出：阶段I中，机身撞击区域内混凝土和钢筋产生了塑性应变，部分混凝土被压碎剥落，钢衬里在0.05 s前仍处于弹性变形范围内；阶段II中，混凝土和钢筋塑性损伤的范围略有增大，几乎都集中在机身撞击区域，且少量钢筋发生了断裂，内外壁钢衬里发生了局部撕裂；阶段III中，混凝土和钢筋塑性损伤范围显著增大，撞击区域大量表层混凝土被压碎剥落，断裂钢筋数量增多，钢衬里撕裂范围略微增大；阶段IV中，机身撞击区域混凝土被贯穿，开洞直径约为3.8 m，大量钢筋断裂，此时已进入撞击后期，钢衬里撕裂范围基本保持不变；阶段V中，机身撞击区域几乎所有钢筋均断裂，由于飞机速度已接近零，混凝土剥落范围和钢衬里撕裂范围无明显变化。需要说明的是，引擎在撞击过程中，随机翼运动被分解到圆筒型安全壳两侧，并最终与机翼连接处发生断裂而自由运动。故尽管引擎刚度较大，但其撞击力未能有效作用于安全壳，导致其撞击区域未发生贯穿。此外，在整个撞击过程中辅助厂房墙板与反应堆厂房连接处的筒体混凝土也产生了一定的塑性损伤。

图14进一步给出了反应堆厂房内部钢制安全壳和环吊梁在不同撞击时刻的受拉主应变。可以看出：钢制安全壳和环吊梁在整个撞击过程中均处于弹性阶段，且受拉主应变极小。

上述分析可以得出：A320飞机以100 m/s速度撞击AP1000反应堆厂房，将导致机身撞击区域内混凝土局部贯穿，大量钢筋断裂，钢衬里局部撕裂；内部钢制安全壳无任何塑性损伤。安全壳可保持整体密封性，放射性物质不会外逸；环吊梁受拉主应变在整个撞击过程中均处于弹性阶段，表明环吊不会因环吊梁撞击损毁而发生跌落事故，反应堆整体性可以保证。

图13 AP1000反应堆厂房损伤破坏Fig.13 Damage and failure of AP1000 reactor building

图14 钢制安全壳和环吊梁受拉主应变Fig.14 Tensile principal strains of steel containment vessel and crane girder

3.3.3 厂房振动响应

本节进一步考察A320飞机撞击是否会引起环吊梁振动超限而导致环吊跌落。提取了位于环吊梁顶面四个参考点P，S和R，Q(如图15所示)的加速度时程。

图15 环吊梁加速度参考点Fig.15 Acceleration reference points of crane girder

图16进一步给出了上述参考点的加速度时程。可以看出：整个撞击过程中，各参考点的三向加速度峰值均低于20g，且各参考点沿z向的加速度幅值相近，表明环吊梁各处沿竖直方向的振动幅度相同。对比各参考点水平振动加速度幅值可知，R和Q点沿y方向(撞击方向)加速度幅值更大，而P和S点相反。原因可能是：飞机撞击外层屏蔽厂房，并未直接作用于环吊梁，冲击波在经由屏蔽厂房、地基、基座和钢制安全壳传递至环吊梁的过程中，发生了复杂的反射和叠加，导致环吊梁各处振动规律不统一。

图16 参考点加速度时程曲线Fig.16 Acceleration-time histories of reference points

图17和图18进一步给出了各参考点的位移和加速度反应谱。可以看出：各参考点在10 Hz范围内的位移幅值较大，在100 Hz处位移幅值已接近0，即环吊梁的位移响应主要集中在低频。而水平和竖直方向的加速度峰值主要集中在1 000 Hz和200 Hz，即环吊梁位移响应和加速度响应所集中的频率范围并不相同。这与芬兰技术研究中心开展的柔性飞射物撞击RC墙-板-墙结构试验结论一致。

IAEA报告指出，当位移幅值小于1 mm时，设备支撑处的变形可被设备与楼板的间隙或弹塑性变形吸收，并不会对设备造成影响。将位移反应谱(见图17)中1 mm位移所对应的频率记为fr，进一步将加速度反应谱(见图18)中[0，fr]频率范围内的峰值加速度作为参考点的特征加速度。根据美国核能研究院(NEI)发布的NEI 07-13报告[41]，按照不同的加速度限值，设备可划分为6个等级，其中安全级别最高的设备加速度限值为27g。考虑到目前尚无相关规范给出环吊梁振动限值，参照NEI 07-13报告，将27g作为环吊梁加速度限值并与图18中参考点的特征加速度进行对比。可以看出：除参考点S在z向的特征加速度(27.4g)略大于27g，其余各参考点在各方向的特征加速度均远低于27g。

基于上述分析，可以认为A320飞机以100 m/s速度撞击AP1000反应堆厂房，环吊不会因环吊梁振动超限而发生跌落事故，反应堆整体性可以保证。未来工作中可将图16中环吊梁的加速度时程作为输入得到环吊的振动响应，进一步判断其在飞机撞击下是否会发生故障。同时，图18中的特征加速度可作为拟静力荷载用于飞机撞击作用下环吊梁的设计。

图17 参考点位移反应谱Fig.17 Displacement response spectra of reference points

图18 参考点加速度反应谱Fig.18 Acceleration response spectra of reference points

4 结 论

本文采用数值仿真分析对AP1000核岛厂房在A320飞机撞击作用下的结构损伤破坏和振动响应进行了评估，主要工作和结论如下：

(1)对1∶15缩尺飞机撞击核岛厂房模型试验进行了数值模拟，通过对比试验中厂房结构混凝土的剥落和贯穿等损伤破坏，以及反应堆厂房和辅助厂房不同标高位置的加速度时程，验证了所采用的材料模型和参数，以及数值仿真方法的准确性和可靠性。

(2)建立了精细化的AP1000原型核岛厂房有限元模型，开展了A320飞机撞击反应堆厂房环吊梁标高位置的数值仿真分析。获取了厂房混凝土、钢筋、钢衬里、钢制安全壳和环吊梁的瞬时变形和损伤分布，并基于IAEA报告对厂房损伤破坏进行了评估。结果表明：A320飞机以100 m/s的速度撞击AP1000反应堆厂房，将导致机身撞击区域内混凝土贯穿，大量钢筋断裂，钢衬里局部撕裂，但内部钢制安全壳可保持整体密封性，放射性物质不会外逸，且环吊梁仅产生弹性变形。

(3)基于加速度和位移反应谱，参照IAEA和NEI报告粗略评估了AP1000反应堆上方环吊梁的振动响应。结果表明：A320飞机以100 m/s的速度撞击AP1000反应堆厂房引起的环吊梁振动响应低于限值。

(4)结合厂房的损伤破坏和振动响应评估结果可知，环吊不会因环吊梁撞击损毁或振动超限而发生跌落，反应堆整体性可以保证。