林 麗， 陸新征 ， 韓鵬飛 ， 岑 松 ， 劉晶波

(1.清華大學(xué) 航天航空學(xué)院 工程力學(xué)系，北京 100084; 2. 清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084)

大型商用飛機(jī)撞擊剛性墻及核電屏蔽廠房的撞擊力分析

林 麗1， 陸新征2， 韓鵬飛2， 岑 松1， 劉晶波2

(1.清華大學(xué) 航天航空學(xué)院 工程力學(xué)系，北京 100084; 2. 清華大學(xué) 土木工程系，北京 100084)

建立一個(gè)綜合考慮了真實(shí)質(zhì)量分布、剛度分布和材料模型的Boeing767-200ER模型，利用LS-DYNA程序?qū)ζ渥矒魟傂詨M(jìn)行數(shù)值模擬，獲得了飛機(jī)撞擊荷載時(shí)程曲線，并分析了不同初始速度及內(nèi)部結(jié)構(gòu)對飛機(jī)撞擊力的影響；將該飛機(jī)有限元模型用于撞擊核電站屏蔽廠房的數(shù)值模擬中，分析了靶體形狀及相對剛度對飛機(jī)撞擊力的影響，為飛機(jī)撞擊核電站問題的深入研究奠定了基礎(chǔ)。

核電站廠房；飛機(jī)撞擊；數(shù)值模擬

自2001年“9.11”事件之后，核電站抵御飛機(jī)撞擊的問題已引起了國際上的重視。例如，2009年6月12日，美國核管會(huì)頒布了新的聯(lián)邦法規(guī)10CFR50.150“Aircraft Impact Assessment”，使抵御大型商用飛機(jī)撞擊成為新建核電廠安全性評審的一項(xiàng)重要內(nèi)容，該法規(guī)于當(dāng)年7月13日正式開始生效[1]。然而飛機(jī)撞擊核電站的過程十分復(fù)雜，涉及多個(gè)學(xué)科，目前仍有很多問題有待解決。其中，確定飛機(jī)撞擊荷載函數(shù)就是一個(gè)至關(guān)重要的問題。

1968年Riera[2]提出著名的沖擊力方程，為研究飛機(jī)撞擊核電站問題提供了理論指導(dǎo)。該方程假設(shè)被撞擊的混凝土結(jié)構(gòu)變形相對飛機(jī)是非常小的，可以認(rèn)為飛機(jī)撞擊的是剛性體，將飛機(jī)看作一維模型，僅考慮飛機(jī)沿軸向的質(zhì)量分布和壓碎力，從而將飛機(jī)撞擊剛性結(jié)構(gòu)的撞擊荷載分為慣性力和屈曲荷載兩部分。

1993年，日本的Kobori研究中心、日本電能工業(yè)中心研究院和美國的Sandia國家實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行了鬼怪F4戰(zhàn)斗機(jī)原型機(jī)對靶體的撞擊試驗(yàn)[3]，撞擊速度215 m/s，機(jī)身重量19 t。文獻(xiàn)[3]公開了鬼怪戰(zhàn)斗機(jī)的質(zhì)量分布及壓碎力?；谠囼?yàn)，得到了飛機(jī)對靶體的沖擊力時(shí)程曲線，驗(yàn)證了Riera方法對于總撞擊力計(jì)算的可靠性，并由此對Riera沖擊力方程進(jìn)行了修正。

然而，由于飛機(jī)撞擊的全尺寸模型試驗(yàn)耗資大，實(shí)施困難，文獻(xiàn)[3]是目前唯一公開的全尺寸模型試驗(yàn)。隨著計(jì)算機(jī)的普及和有限元技術(shù)的發(fā)展，目前數(shù)值模擬成為研究該問題的主要手段。

數(shù)值模擬方法主要有兩種：

(1) 非耦合方法：直接將荷載時(shí)程曲線加載到安全殼的假定作用截面上進(jìn)行結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的數(shù)值模擬；

(2) 耦合方法：同時(shí)建立安全殼和飛機(jī)模型，對其撞擊的全過程進(jìn)行數(shù)值模擬。

無論采用哪種方法，飛機(jī)撞擊力的獲取都是一項(xiàng)重要的研究內(nèi)容。一些常見商用客機(jī)的撞擊力時(shí)程曲線已通過理論推導(dǎo)或數(shù)值模擬得到，如Boeing 707-320[2]、Boeing 747-400[4]、Airbus A320[5]，Boeing 767-400[6]，其撞擊力時(shí)程曲線如圖1所示。

圖1 不同型號飛機(jī)的撞擊力時(shí)程曲線Fig.1 Impact force-time history of different aircrafts

然而，這些曲線僅針對某型飛機(jī)在某一特定速度下而言，實(shí)際飛機(jī)的結(jié)構(gòu)、荷載分布情況千差萬別，即便是同一類飛機(jī)，不同型號、不同使用用途下結(jié)果也會(huì)有所不同，一條撞擊力曲線無法綜合考慮這些問題，故應(yīng)當(dāng)對撞擊力時(shí)程曲線的特點(diǎn)及影響因素等進(jìn)行研究，掌握其內(nèi)在規(guī)律。

本文建立了一個(gè)考慮真實(shí)質(zhì)量分布、內(nèi)部結(jié)構(gòu)和材料模型的Boeing767-200ER模型，首先通過對剛性墻的撞擊模擬，獲得了飛機(jī)撞擊荷載時(shí)程曲線，并以此驗(yàn)證了該有限元模型及碰撞模擬方法的合理性；之后對飛機(jī)撞擊核電站安全殼的過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，進(jìn)一步對撞擊力進(jìn)行分析。

1 飛機(jī)有限元模型

本文所采用的飛機(jī)模型為Boeing767-200ER，該飛機(jī)載客量224人(2級客艙布局)，是具有代表性的大型商用客機(jī)，在2001年的911事件中，撞向紐約世貿(mào)中心南北雙子塔的兩架飛機(jī)即為此型號。

本文所建立的飛機(jī)模型，主要參考波音公司對外公開的數(shù)據(jù)[7]、911事故分析相關(guān)文獻(xiàn)以及飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊[8]：

(1) 幾何外形與實(shí)際相符，如圖2所示；

(2) 質(zhì)量分配與實(shí)際相符，如表1所示。單邊機(jī)翼重量24.12 t，發(fā)動(dòng)機(jī)型號為通用CF6-80C2，重量4.366 t，機(jī)身(包括尾翼)總重為56.96 t[9]，考慮了內(nèi)部設(shè)備而不考慮燃油的情況下，飛機(jī)重量為113.4 t；

(3) 考慮了飛機(jī)的主要結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)尺寸按照真實(shí)情況或類似型號選取。除了機(jī)身蒙皮，還考慮了內(nèi)部主要結(jié)構(gòu)如機(jī)翼翼肋、尾翼翼肋、機(jī)身框、機(jī)身桁條及地板梁。

圖2 Boeing767-200ER外形尺寸Fig.2 Overall dimensions of Boeing767-200ER

本文計(jì)算采用顯式動(dòng)力學(xué)軟件LS-DYNA進(jìn)行，飛機(jī)全局網(wǎng)格尺寸約為250 mm，殼單元和梁單元采用共節(jié)點(diǎn)建模：其中殼單元總數(shù)約5萬，單元類型為SHELL163，采用Belytschko-Tsay單元算法，使用沙漏控制可進(jìn)行一點(diǎn)積分，各部分殼單元厚度如表1所示；梁單元總數(shù)約為2.2萬，單元類型為BEAM161，采用默認(rèn)的Hughes-Liu截面積分，梁截面尺寸如表2所示。建立的飛機(jī)有限元模型如圖3所示，其中圖3(a)是飛機(jī)外部蒙皮殼單元，圖3(b)是飛機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)的殼單元和梁單元。

表1 飛機(jī)有限元模型參數(shù)

表2 內(nèi)部梁結(jié)構(gòu)參數(shù)

圖3 飛機(jī)精細(xì)有限元模型Fig.3 Detailed aircraft finite element model

2 材料模型

2.1 JOHNSON_COOK模型(MAT015)

無論是飛機(jī)機(jī)身的鋁合金材料還是發(fā)動(dòng)機(jī)的鋼材，在碰撞的情況下材料的率效應(yīng)都是不可忽略的。對于金屬碰撞問題，現(xiàn)在使用最為廣泛的是JOHNSON_COOK模型(LS-DYNA中的MAT015)，很多文獻(xiàn)均對該本構(gòu)模型的參數(shù)進(jìn)行了詳細(xì)的研究。

JOHNSON_COOK是一個(gè)能反映應(yīng)變硬化、應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)的理想剛塑性強(qiáng)度模型。這個(gè)模型是由Johnson與Cook[10]在1983年提出來的，適用于描述金屬材料在大變形、高應(yīng)變率和高溫條件下的本構(gòu)模型(盡管本文尚未考慮爆炸火災(zāi)作用對碰撞過程的影響，但是采用JOHNSON_COOK模型為后續(xù)的考慮高溫效應(yīng)時(shí)的研究奠定了基礎(chǔ)，這也是采用該模型的主要原因之一)，其表達(dá)式如下：

(1)

JOHNSON_COOK模型的斷裂失效通過以下累積損傷法則確定:

(2)

(3)

鋼材和鋁合金的材料屬性如表3所示，JOHNSON_COOK模型參數(shù)如表4所示，采用的一致性量綱系統(tǒng)為長度(mm)、力(N)、質(zhì)量(t)、時(shí)間(s)、應(yīng)力(MPa)[9]。

表3 鋼材及鋁合金的材料屬性

表4 MAT015參數(shù)

然而，LS-DYNA中JOHNSON_COOK模型不能用于梁單元，因此，本研究對殼單元使用JOHNSON_COOK模型，而對梁單元采用PLASTIC_KINEMATIC模型。

2.2 PLASTIC_KINEMATIC模型(MAT03)

PLASTIC_KINEMATIC模型對應(yīng)LS-DYNA中的MAT03模型，也是常用的考慮了塑性流動(dòng)、率效應(yīng)和失效的金屬本構(gòu)模型，采用Cowper-Symonds模型來表示應(yīng)變率效應(yīng)對屈服函數(shù)的影響，其動(dòng)態(tài)屈服函數(shù)如式(4)所示：

(4)

表5 MAT03參數(shù)

與MAT015的斷裂失效法則不同，MAT03模型通過直接設(shè)定失效應(yīng)變Fs來判斷材料是否失效，因此MAT03模型需要輸入的參數(shù)遠(yuǎn)少于MAT015模型，計(jì)算效率高，但是其失效應(yīng)變?nèi)绾芜x取缺乏相關(guān)的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證。為此，分別選取梁單元失效應(yīng)變?yōu)?.05/0.1/0.2/0.4，比較其對飛機(jī)撞擊力的影響(飛機(jī)初始速度設(shè)為200 m/s)，結(jié)果見圖4。

由圖4可見，梁單元材料失效應(yīng)變的選取對撞擊力影響很小，其撞擊力曲線幾乎重合，當(dāng)失效應(yīng)變?nèi)?.05時(shí)，撞擊力略大于其它三種情況，考慮到撞擊的最不利情況，本文中取失效應(yīng)變?yōu)?.05。

3 飛機(jī)撞擊剛性墻的撞擊力分析

3.1 初始速度對撞擊力的影響

Boeing767-200ER飛機(jī)正常巡航速度為236 m/s，最大巡航速度為292 m/s，另外，考慮到飛機(jī)降落時(shí)的速度較低，最終我們選取了100 m/s、150 m/s、200 m/s、250 m/s及300 m/s這五種不同的速度下的撞擊力進(jìn)行比較。

圖4 梁單元選用不同失效應(yīng)變時(shí)撞擊力比較(200m/s)Fig．4Impactforceofdifferentfailurestrain(200m/s)圖5 不同初始速度下飛機(jī)撞擊力時(shí)程曲線Fig．5Aircraftimpacttimehistoriesofdifferentinitialvelocities 圖6 撞擊力峰值與初始速度平方的關(guān)系Fig．6Relationshipbetweenimpactforcepeakandinitialvelocity

從圖5可以看出，初始速度越大，則撞擊力峰值越高，且峰值出現(xiàn)時(shí)間越早，當(dāng)初始速度為最大值300 m/s時(shí)，撞擊力峰值達(dá)到410 MN。

為進(jìn)一步說明撞擊力峰值與初始速度之間的關(guān)系，令速度平方比RV2=(V/Vmax)2，撞擊力峰值比Rpeak=P/Pmax。其中V是初始速度，Vmax是最大初始速度，即300 m/s;P是撞擊力峰值，Pmax指初始速度300 m/s時(shí)所對應(yīng)的撞擊力峰值410 MN。圖6中撞擊力峰值比與初始速度平方比十分接近，說明撞擊力峰值與初始速度的平方近似呈線性關(guān)系。

3.2 飛機(jī)結(jié)構(gòu)對撞擊力的影響

為分析飛機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)對其撞擊力的影響，本文在原有限元模型的基礎(chǔ)上進(jìn)行簡化得到了兩個(gè)簡化模型，分別命名為模型1、模型2，原模型則命名為模型3。三個(gè)模型各部位的重量分布情況一致，只是內(nèi)部結(jié)構(gòu)精細(xì)程度有所不同，其中模型3為最精確的模型(圖3)，包括所有的梁單元和殼單元；模型2相對模型3，只建立了所有殼單元的模型，而沒有相應(yīng)的梁單元模型；模型1對模型2進(jìn)一步簡化，只有外層蒙皮的殼單元，而沒有內(nèi)部翼肋、地板、隔斷艙板等結(jié)構(gòu)的殼單元(見圖7)。

圖7 不同精細(xì)程度的飛機(jī)模型Fig.7 Aircraft models with different level of details

本文針對100 m/s及150 m/s這兩種初始速度下的三個(gè)模型的撞擊力及沖量進(jìn)行了比較，結(jié)果分別如圖8及圖9所示。

圖8 模型1、2、3的撞擊力及沖量時(shí)程曲線(100 m/s)Fig.8 Impact and impulse time histories of model 1/2/3 (100 m/s)

圖9 模型1、2、3的撞擊力及沖量時(shí)程曲線(150 m/s)Fig.9 Impact and impulse time histories of model 1/2/3 (150 m/s)

不同模型之間的撞擊力時(shí)程曲線形狀雖有一定差別，但峰值基本相當(dāng)，而利用撞擊力對時(shí)間進(jìn)行積分得到對應(yīng)沖量，可發(fā)現(xiàn)在初始速度為100 m/s時(shí)，模型1的沖量最小，模型3的沖量最大，相差約5%(見圖8)，而當(dāng)撞擊速度增大至150 m/s時(shí)，這種差別變得很不明顯，三個(gè)模型的沖量幾乎一致(見圖9)。

此組對比說明在較低的速度下，飛機(jī)結(jié)構(gòu)對撞擊力的影響較高速情況更為明顯，而飛機(jī)襲擊核電站時(shí)，離地高度很低，低速飛行的情況更有可能發(fā)生。因此，飛機(jī)內(nèi)部結(jié)構(gòu)對于撞擊破壞的影響有必要給予考慮。實(shí)際上，在靶體是核電站安全殼而不是理想剛性墻時(shí)，飛機(jī)結(jié)構(gòu)對撞擊力的影響更為明顯，這在下文中會(huì)進(jìn)行詳細(xì)的敘述。

4 飛機(jī)撞擊核電站屏蔽廠房的撞擊力分析

4.1 核電站有限元模型

本文建立了一個(gè)頂部為半球殼形，主體為圓筒形的核電站安全殼，混凝土厚度為1 m，兩邊均包裹了13 mm厚的鋼板，其外形尺寸如下圖所示。有限元模型采用共節(jié)點(diǎn)建模，即認(rèn)為鋼板和混凝土間具有可靠連接，忽略其相對滑移，全局網(wǎng)格尺寸為500 mm。

圖10 核電站有限元模型Fig.10 Finite element model of NPP

鋼板的材料模型為JOHNSON_COOK，具體參數(shù)同表3及表4中鋼材的材料參數(shù)，混凝土采用Concrete_Damage_Rel3本構(gòu)模型，混凝土單軸抗壓強(qiáng)度為48 MPa。

4.2 靶體形狀及剛度的影響

安全殼與飛機(jī)的接觸面為一圓柱面，而不是剛性墻那樣的平面，這將減小動(dòng)量沿接觸面法向的分量,并推遲發(fā)動(dòng)機(jī)撞上安全殼的時(shí)間。為便于比較靶體的形狀效應(yīng)，先不考慮安全殼的變形，假設(shè)其與剛性墻同為剛性體。

如圖11所示，對于撞擊剛性墻工況，當(dāng)T=0.09 s時(shí)，飛機(jī)發(fā)動(dòng)機(jī)已撞擊到剛性墻上，導(dǎo)致撞擊力的忽然增大，而此時(shí)剛性安全殼還未受到發(fā)動(dòng)機(jī)的撞擊；類似的，對于撞擊剛性墻工況，到T=0.15 s時(shí)，飛機(jī)的機(jī)翼已完成與剛性墻接觸，這時(shí)撞擊力突降，剩余的撞擊力已經(jīng)很小，而對于撞擊剛性安全殼的情況，此時(shí)飛機(jī)機(jī)翼還有一大部分未與安全殼接觸，撞擊力下降趨勢較緩。

靶體的這一形狀效應(yīng)也在圖12的撞擊力時(shí)程曲線中得以體現(xiàn)：

(1) 圓柱形靶體減小了動(dòng)量沿接觸面法線方向的分量，使得撞擊力峰值下降；

(2) 圓柱形靶體推遲了發(fā)動(dòng)機(jī)與其接觸的時(shí)間，從而使撞擊力峰值后移；

(3) 整個(gè)接觸過程變得較為平緩，因此撞擊力時(shí)程曲線的上升段和下降段均沒有撞擊剛性墻時(shí)那么“陡峭”。

而實(shí)際的安全殼并不是剛性體，其在飛機(jī)撞擊下發(fā)生的大變形不可忽略。為分析靶體剛度對撞擊力的影響，采用4.1節(jié)中建立的可變形安全殼與剛性安全殼承受的撞擊力進(jìn)行比較，在同樣的飛機(jī)撞擊條件下，其撞擊力時(shí)程曲線如圖13所示。

圖11 靶體形狀對撞擊過程的影響 (200 m/s)Fig.11 Target shape effect on impact process (200 m/s)

圖12 靶體形狀效應(yīng)對撞擊力時(shí)程曲線的影響 (200 m/s)Fig.12 Target shape effect on impact time history (200 m/s)

圖13 靶體剛度對撞擊力時(shí)程曲線的影響(200 m/s)Fig.13 Target stiffness effect on impact time history (200 m/s)

由圖13可以看出，當(dāng)靶體為剛性體時(shí)，兩個(gè)撞擊力峰值明顯大于靶體為變形體的情況，說明靶體的剛度越大則撞擊力峰值越高。

4.3 相對剛度的影響

3.2中比較了三個(gè)模型在撞擊剛性墻時(shí)的撞擊力差異，其差距大約為5%。這是因?yàn)?，在撞擊剛性墻的?shù)值模擬中，由于墻體的剛度非常大，飛機(jī)的結(jié)構(gòu)剛度變化顯得很不明顯。然而實(shí)際的核電站安全殼并不是理想剛性體，這時(shí)飛機(jī)結(jié)構(gòu)剛度將對撞擊力的產(chǎn)生更大的影響。

根據(jù)3.2中的結(jié)論，在初始速度較低時(shí)，飛機(jī)結(jié)構(gòu)對撞擊力的影響更明顯。因此選取一個(gè)較低的初始速度100 m/s，分別對模型1、模型2、模型3撞擊核電站安全殼的過程進(jìn)行數(shù)值模擬。在T=0.45 s時(shí)刻，混凝土塑性應(yīng)變?nèi)鐖D14所示(由于定義了混凝土失效時(shí)的最大主應(yīng)變，因此圖中可以看到撞擊區(qū)域混凝土由于發(fā)生大應(yīng)變導(dǎo)致單元?jiǎng)h除的現(xiàn)象)，可明顯看出，隨著飛機(jī)自身結(jié)構(gòu)剛度的增加，安全殼受破壞的嚴(yán)重程度也增加，模型3撞擊造成的破壞最為嚴(yán)重。

圖14 T=0.45 s時(shí)混凝土的塑性應(yīng)變(飛機(jī)初始速度為200 m/s;從左至右，依次是模型1、模型2、模型3撞擊的結(jié)果)Fig.14 Concrete plastic strain atT=0.45 s (the initial velocity is 200 m/s; from left to right are model1/model2/model3)

圖15比較了不同模型撞擊力及沖量時(shí)程曲線，可見，模型2與模型3對安全殼的撞擊力峰值明顯大于未考慮內(nèi)部結(jié)構(gòu)的模型1；而從沖量來比較，模型1、2、3的沖量是逐步增加的，考慮了所有主要內(nèi)部結(jié)構(gòu)的模型3的沖量最大，與只考慮了外部蒙皮結(jié)構(gòu)的模型1相差將近30%。

圖15 模型1、2、3對安全殼的撞擊力及沖量時(shí)程曲線Fig.15 Impact and impulse time histories of model 1/2/3

上述比較證明，撞擊力確實(shí)與飛機(jī)自身剛度密切相關(guān)，當(dāng)飛機(jī)結(jié)構(gòu)剛度越大時(shí)，對安全殼的撞擊破壞越嚴(yán)重。出于安全保證，在飛機(jī)撞擊核電站的耦合計(jì)算研究中，建議采用模型3這樣綜合考慮了質(zhì)量分布、剛度分布和材料模型的精細(xì)飛機(jī)有限元模型。

5 結(jié) 論

(1) 本文利用LS-DYNA程序?qū)Υ笮蜕逃蔑w機(jī)撞擊剛性墻進(jìn)行了數(shù)值模擬，驗(yàn)證了飛機(jī)有限元模型及撞擊模擬方法的合理性；說明了撞擊力峰值大小與初始速度的平方近似呈線性關(guān)系；以及飛機(jī)結(jié)構(gòu)對撞擊力的影響在較低的速度下更為明顯。

(2) 飛機(jī)撞擊核電站安全殼的數(shù)值模擬結(jié)果說明了靶體的形狀和相對剛度對撞擊力有明顯的影響：圓形靶體能夠減小飛機(jī)動(dòng)量的法向分量，因此能有效減小撞擊力峰值；靶體剛度越大，則撞擊力峰值越高；飛機(jī)相對于安全殼的剛度越大，則撞擊力峰值和沖量也越大——由此也說明建立一個(gè)考慮內(nèi)部結(jié)構(gòu)的精細(xì)飛機(jī)有限元模型是十分必要的，文中關(guān)于飛機(jī)有限元模型建立的詳細(xì)介紹及撞擊力的分析結(jié)果旨在為今后此類問題的進(jìn)一步研究提供參考。

致謝 感謝基金項(xiàng)目：大型先進(jìn)壓水堆核電站國家科技重大專項(xiàng)CAP1400安全評審技術(shù)及獨(dú)立驗(yàn)證試驗(yàn)(編號：2011ZX06002-10)及國家自然科學(xué)基金(編號：51222804)和清華大學(xué)自主研究項(xiàng)目(2011THZ03)對本文工作的支持。

[1] 湯搏. 關(guān)于核電廠防大型商用飛機(jī)撞擊的要求[J]. 核安全, 2010, 3(3): 1-16. TANG Bo. Discussion on the impact of large commercial airplane to nuclear power plant [J]. Nuclear Safety, 2010,3(3):1-16.

[2] Riera J D. On the stress analysis of structures subjected to aircraft impact forces [J]. Nuclear Engineering and Design, 1968, 8(4): 415-426.

[3] Sugano T, Tsubota H, Kasai Y, et al. Full-scale aircraft impact test for evaluation of impact force [J]. Nuclear Engineering and Design, 1993, 140(3): 373-385.

[4] Iliev V, Georgiev K, Serbezov V. Assessment of impact load curve of Boeing 747-400 [J]. MTM Virtual J.1,2011:22-25.

[5] Siefert A, Henkel F O. Nonlinear analysis of commercial aircraft impact on a reactor building[J]. Transactions, SMiRT, 2011, 21: 6-11.

[6] Jin B M, Lee Y S, Jeon S J, et al. Development of finite element model of large civil aircraft engine and application to the localized damage evaluation of concrete wall crashed by large civil aircraft [J]. Transactions of the 21stSMiRT, 2011.

[7] Boeing Commercial Airplanes. http://www.boeing.com

[8] 飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊總編委會(huì).飛機(jī)設(shè)計(jì)手冊[M].北京: 國防工業(yè)出版社, 2000.

[9] Karim M R, Fatt M S. Impact of the Boeing 767 aircraft into the world trade center [J]. Journal of Engineering Mechanics, 2005, 131(10): 1066-1072.

[10] Johnson G R, Cook W H. Fracture characteristics of three metals subjected to various strains, strain rates, temperatures and pressures [J]. Engineering Fracture Mechanics, 1985, 21(1): 31-48.

Analysis of impact force of large commercial aircraft on rigid wall and nuclear power plant containment

LIN Li1, LU Xin-zheng2, HAN Peng-fei2, CEN Song1, LIU Jing-bo2

(1. Department of Engineering Mechanics, School of Aerospace, Tsinghua University, Beijing 100084, China;2. Department of Civil Engineering, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

A refined finite element model of Boeing767-200ER was developed, considering actual mass distribution, structural stiffness, and material properties. The rigid wall aircraft impact simulations were performed by using LS-DYNA program, to obtain the impact and impulse time histories, and analyze the effect of different initial velocities and airframes. The analysis of the aircraft impact on the concrete containment building shows that, the impact force and impulse by the aircraft are influenced according to the sectional shape and relative stiffness of the target. The analyses are necessary for further research on aircraft impact threats to NPP.

nuclear power plant (NPP); aircraft impact; numerical simulation

大型先進(jìn)壓水堆核電站國家科技重大專項(xiàng)CAP1400安全評審技術(shù)及獨(dú)立驗(yàn)證試驗(yàn)(2011ZX06002-10);國家自然科學(xué)基金(51222804);清華大學(xué)自主研究項(xiàng)目(2011THZ03)

2014-01-08 修改稿收到日期：2014-04-25

林麗 女，碩士生，1989年生

陸新征 男，教授，博士，1978年生

O313.4

A

10.13465/j.cnki.jvs.2015.09.029