偶然沖擊荷載作用下大型LNG儲罐穹頂力學行為試驗研究

鄒德磊， 孫建剛， 鄭建華, 崔利富， 王 振， 劉偉兵

(1.大連海事大學 道路與橋梁工程研究所，遼寧 大連 116026; 2.大連民族大學 土木工程學院，遼寧 大連 116600;3.中國寰球工程公司，北京 100028)

偶然沖擊荷載作用下大型LNG儲罐穹頂力學行為試驗研究

鄒德磊1,2， 孫建剛2， 鄭建華3, 崔利富2， 王 振2， 劉偉兵2

(1.大連海事大學 道路與橋梁工程研究所，遼寧 大連 116026; 2.大連民族大學 土木工程學院，遼寧 大連 116600;3.中國寰球工程公司，北京 100028)

為了探究偶然沖擊荷載作用下大型LNG(Liguefied Natural Gas)儲罐穹頂的力學行為，選取16×104m3LNG儲罐穹頂局部殼體為試驗原型，以抗沖擊設計依據為參照，通過變換殼體厚度、飛射物質量、沖擊速度等參數，進行了15個工況的沖擊試驗。試驗結果表明，偶然沖擊荷載作用下，穹頂局部殼體迎彈面將出現成坑破壞，沿徑向、環向不產生裂縫；背部鋼襯板和混凝土將產生不同類型破壞。彈體能量、侵入姿態、鋼筋抗力對混凝土成坑、侵徹深度以及鋼襯板的破壞形態影響較大。當飛射物與設計依據動能相同，彈著點位于鋼筋間隙內時，局部殼體背部鋼襯板不發生破壞，但背部混凝土可形成裂縫或圓形帽狀剝落區，設計和安全性評估時應予以關注。基于試驗數據擬合出了用于估算事故性偶然沖擊荷載作用下大型LNG儲罐穹頂破壞情況 的經驗公式。

LNG儲罐穹頂；飛射物；偶然沖擊荷載；沖擊試驗

隨著我國經濟和社會的不斷發展，液化天然氣(LNG)需求量與進口量不斷增加，十年來進口量年均增長率超300%，2015年已達3 207萬噸。鑒于海上運輸便利，國內沿海地區許多城市開始建設LNG接收站， LNG接收站項目一般包括2～3個容量為16×104m3的大型LNG儲罐，一個16×104m3LNG儲罐所儲存的能量相當于廣島原子彈能量的70倍左右。由于LNG具有低溫、易燃、易爆、易蒸發、易擴散、易流淌、易產生靜電荷等特點，其爆炸極限為4.44%～16.5%，單個16×104m3LNG儲罐發生破裂泄漏，空氣中其爆炸下限濃度擴散距離可達15 km[1]，一旦遭受飛射物撞擊導致泄漏爆炸，將對臨近沿海城市造成毀滅性打擊，嚴重威脅人民的生命和財產安全。

目前國內外學者針對大型LNG儲罐的抗沖擊行為研究較少，對圓柱、板殼類結構的抗沖擊研究可為其提供參考。在理論方面，國內外學者對沖擊荷載作用下圓柱殼的屈曲性能、薄壁圓柱殼的結構構件性能、核電站安全殼的動力響應和局部破壞作用計算等問題進行了研究[2-6]。在數值模擬方面，國內外學者通過LS-DYNA、Opensees等有限元軟件建立模型研究了大型LNG 儲罐外罐側壁在飛機和爆炸沖擊荷載作用下的響應，核電站安全殼在沖擊荷載作用下的動力響應，以及開孔、設備安裝等不利條件對安全殼在沖擊荷載作用下的影響[7-10]。在試驗研究方面，國內外學者通過小型飛機 F4-D 沖擊鋼筋混凝土剛性靶體試驗、彈體沖擊鋼筋混凝土板試驗以及沖擊荷載作用下圓柱殼的塑性動力屈曲試驗對沖擊力時程曲線、結構破壞形態等問題進行了試驗研究[11-14]。

上述研究主要集中于核電站安全殼等板殼類結構，對由鋼筋混凝土-鋼襯板組合結構構成的大型LNG儲罐穹頂在沖擊荷載作用下的研究較少。目前國內大型LNG 儲罐抗沖擊設計是以國外規范規定的計算截面直徑為0.15 m，質量為110 kg的圓柱形剛體以45 m/s速度垂直撞擊罐壁表面不發生擊穿破壞為依據[15]。為了探究事故性偶然沖擊荷載作用下大型LNG儲罐穹頂的力學行為，驗證抗沖擊設計依據的有效性，為大型LNG儲罐設計、安全性評估以及理論和數值仿真研究提供支撐，本文以我國主流16×104m3LNG儲罐穹頂局部殼體為試驗原型，通過變換殼體厚度、沖擊物質量、沖擊速度等參數，分15個工況進行了試驗研究。

1 工程背景

大型LNG儲罐實體和外部結構示意如圖1所示。16×104m3大型LNG儲罐外罐壁由預應力鋼筋混凝土構成，穹頂由鋼筋混凝土-鋼襯板組合結構構成。其罐壁內徑為82 000 mm，外罐側壁高度38 550 mm，穹頂拱高11 375 mm，穹頂靠近側罐壁部位厚度800 mm，頂部厚度400 mm。穹頂鋼筋混凝土采用C40混凝土， 直徑20 mm的HRB400級鋼筋，鋼筋按雙層雙向配置、在鋼筋間距內布置有拉筋和與鋼襯板連接的抗剪鋼筋，穹頂鋼襯板采用16MnDR，厚度6 mm。

2 試驗概況

2.1 試件與彈體設計

2.1.1 試件設計

本次試驗選擇了2種試件3種重量彈體，分3組15個工況進行了沖擊試驗，具體參數如表1所示。表中等動能高度為與設計依據動能相同時，飛射物彈體需要被提升的高度mgh=mv2/2。

圖1 大型LNG儲罐外部結構示意圖Fig.1 External structure of large LNG tank表1 試件和飛射物彈體參數表Tab.1 Parameter table of specimen and projectile

工況彈頭質量/kg等動能高度/m提升高度/m沖擊速度/(m·s-1)H/mm123451100110011001100110011.321014.004001517.144002522.134003526.194003024.2530067891080080080080080016.231517.144002522.134003024.254003526.194003024.25300111213141550050050050050028.412019.704002522.134003024.254003526.194003024.25300

試驗選取大型LNG儲罐穹頂局部殼體為試件樣本，為了確定局部殼體試件尺寸，進行了理論驗算和試驗測定。根據沖切錐體底部直徑計算公式[16]D′=dp+2(H-y)tanα(式中，D′為沖切錐體底面圓直徑，dp為圓桿式沖擊彈體直徑，H為靶板厚度，y為沖擊彈體與靶板接觸面位移，α為沖切錐體斜邊與靶板豎直方向夾角)，在本次試驗工況內計算可得D′=0.92 m。為了充分了解局部殼體在沖擊荷載作用下的影響范圍，結合測試試驗臺現場條件(圖2所示)，近似取3D′，直徑2.7 m制作了2塊試件為測試試驗使用試件，以400 kg重物自9.8 m自由落體沖擊試件得到應變時程響應如圖3～4所示。由圖可見，沿試件半徑方向1-5通道所得應變數據在第5通道時基本為0。

圖2 測試試驗臺Fig.2 Test platform

圖3 混凝土表面徑向應變Fig.3 Concrete surface radial strain

圖4 下層鋼筋徑向應變Fig.4 The lower steel radial strain

基于此，綜合考慮測試試驗結果、穹頂原型、試件制作、試驗需求等因素，采用圖5所示結構設計方案，制備了15個試驗所需試件。

2.1.2 飛射物彈體

為了通過拆裝質量塊和改變提升高度實現模擬不同沖擊能量，將試驗飛射物彈體設計成四部分組成，沖擊頭(鉻15合金鋼、直徑0.15 m)：100 kg；質量塊1：400 kg；質量塊2：300 kg；質量塊3：300 kg，具體如圖6所示。

2.2 試驗裝置與數據采集

2.2.1 提升與投射裝置

為了保證足夠的提升能力和高度，試驗選用最大起重重量為30 t，主臂最大提升高度為40.4 m的QY30K5-I型汽車起重機為提升裝置。通過改進將DYR-426電控永磁起重器與汽車起重機銜接，組成遠距離遙控電永磁提升和投射裝置。

圖6 飛射物彈體Fig.6 Projectile

2.2.2 數據采集

試驗數據采集主要由三部分組成，試驗過程中的應變數據采集和高速影像信息采集，試驗后的迎彈面成坑大小、侵徹深度以及鋼襯板切割后的背部混凝土破壞范圍和裂縫測量。破壞范圍和侵徹深度主要由水平尺、鋼尺和裂縫觀測儀測量取得，高速影像信息由Sony高速攝像機采集，混凝土板、內部鋼筋以及鋼襯板的應變信息是通過試件中預埋的，共計42個通道的應變傳感器獲取。應變傳感器在鋼筋混凝土表面、上下層鋼筋和鋼襯板上的布置情況如圖7所示。

3 試驗結果與分析

3.1 迎彈面破壞形態

各工況試驗結果如表2所示，圖8給出了部分工況試件迎彈面破壞形態。由圖8和表2可見，彈體沖擊鋼筋混凝土試件迎彈面時，由于反射波拉伸作用，混凝土碎塊將從試件表面逐漸飛出造成漏斗坑破壞[17]。不同工況下試件迎彈面成坑大小、形態有所不同，15個工況迎彈面均沒有裂縫產生。試件表面成坑大面積集中在鋼筋保護層部位，除飛射物彈體直接作用位置外未見鋼筋裸露，當侵徹深度較淺時成坑形狀以橢圓形多見，當侵徹深度較深時成坑形態以圓形為主，部分呈近似三角形分布。

圖7 應變傳感器布置圖Fig.7 Strain sensor layout

表2 各工況試件破壞情況Tab.2 Failure pattern of 15 conditions mm

(a) 工況1

(b) 工況4

(c) 工況7

(d) 工況9

(e) 工況13

(f) 工況14圖8 試件迎彈面破壞形態Fig.8 Failure pattern of specimen surface

板厚為400 mm試件成坑大小隨沖擊速度的變化曲線如圖9(a)所示，從圖中可以看出，飛射物彈體質量為800 kg時成坑大小隨沖擊速度增大而增大，質量為1 100 kg和500 kg時均呈現先增大后減小的趨勢。結合1 100 kg彈體對應工況的沖擊速度和侵徹深度可以發現，當沖擊速度達到26.19 m/s時，試件已侵徹貫穿，對應表面成坑大小則出現減小。這表明當飛射物彈體達到可以致使試件侵徹貫穿的能量后，表面成坑大小不再隨沖擊能量的增加而增加。結合試件迎彈面成坑破壞形態可知，500 kg飛射物彈體對應的成坑大小隨與鋼筋接觸面積的增大而減小，這表明通過提高配筋率可以減小迎彈面破壞范圍。

當板厚為400 mm、速度為26.19 m/s和板厚為300 mm、速度為24.25 m/s時的成坑大小隨飛射物質量變化曲線如圖9(b)所示，由圖可知，兩種厚度試件的迎彈面成坑大小隨飛射物質量的變化呈現出不同變化趨勢。質量為800 kg的飛射物彈體，當沖擊速度為26.19 m/s時，因傾斜角度較大并與鋼筋直接接觸，造成試件迎彈面破壞范圍成倍增加。但當飛射物彈體以固定姿態侵入試件后，表面成坑形態則不再改變。上述表明，彈體能量、侵入姿態、鋼筋抗力等因素將直接影響應力反射波的大小和傳播方向，進而影響迎彈面成坑大小、形態。

(a) 成坑大小隨沖擊速度變化曲線

(b) 成坑大小隨飛射物質量變化曲線圖9 迎彈面成坑大小變化曲線Fig.9 Failure pattern change curve of specimen surface

3.2 鋼襯板與背部混凝土破壞形態

圖10給出了部分工況試件鋼襯板與背部混凝土的破壞形態。由圖10和表2可以看出，試驗工況內鋼襯板主要有四種破壞形態：①邊緣靠近環梁區域沿徑向出現屈曲;②局部凹陷合并屈曲;③局部凹陷合并抗剪鋼筋與襯板脫離;④侵徹貫穿合并屈曲及抗剪鋼筋與襯板脫離。屈曲主要由環梁支座局部剛度突變造成應力集中引起，隨著彈體侵徹深度不斷增加，沖切壓力和變形將直接作用于襯板，在鋼襯板彈塑性變形范圍內將出現局部凹陷，進一步將導致抗剪鋼筋與襯板分離直至襯板侵徹貫穿。背部鋼筋混凝土主要存在三種破壞形態：①局部徑向與環向裂縫;②圓形帽狀剝落區;③圓形帽狀剝落區合并侵徹貫穿。上述現象是因為，在試件的背彈面由于邊界反射拉伸波和鋼襯板的擠壓作用，背彈面出現層裂，隨著沖切破壞的不斷加劇，背彈面將出現帽狀剝落區直至侵徹貫穿。

由圖8、圖10、表2可知，當迎彈面僅出現局部保護層脫落成坑、背部鋼襯板無明顯破壞時，背部混凝土已出現裂縫或是帽狀剝落區，LNG儲罐設計和安全性評估時應引起關注。

(a) 工況4鋼襯板

(b) 工況4背部混凝土

(c) 工況5鋼襯板

(d) 工況5背部混凝土

(e) 工況7鋼襯板

(f) 工況7背部混凝土圖10 試件背部破壞形態Fig.10 The reverse side of specimen failure pattern

3.3 侵徹深度與內部成孔形態

圖11給出了試件典型侵徹貫穿破壞的內部成孔形態圖。由表2、圖8、10、11可見，彈體侵入混凝土保護層實現侵徹后，混凝土內部將出現錐形沖切式成坑，當沖擊能量足夠大時，內部鋼筋將沿彈體傾斜方向彎曲或直接斷裂，隨著侵徹深度的不斷增加內部成坑將發展至混凝土背部破壞，與錢偉長[18]描述的薄板內部成坑形態一致。

由圖12可以看出，侵徹深度隨飛射物彈體沖擊能量的增加而增加，彈體一致，等動能工況下，板厚越薄侵徹深度越深。鋼筋抗力對侵徹深度影響較大，如工況11-14隨著沖擊能量的增加，侵徹深度變化不明顯，甚至在工況14出現減小。通過試件迎彈面成坑形態可以發現，工況11-14彈著點均直接與鋼筋接觸。由圖

(a) 彈體侵徹

(b) 迎彈面成坑

(c) 背部侵徹穿透圖11 工況5侵徹和內部破壞形態Fig.11 Penetration and internal failure pattern of the fifth conditions

10(c)～(d)和圖11可知，當飛射物彈體能量達到2.3×105J以上時，即便存在侵入姿態、鋼筋抗力、鋼襯板強度等影響，飛射物彈體依然能夠侵徹貫穿穹頂局部殼體，并直接導致混凝土震塌、內部鋼筋彎曲、斷裂。結合侵徹深度和背部混凝土破壞形態可知，當侵徹深度達到65 mm(0.16H)以上時，背部混凝土便陸續出現裂縫和圓形帽狀剝落區，與抗沖擊設計依據對應的侵徹深度也在此范圍內。

(a) 侵徹深度隨沖擊速度變化曲線

(b) 侵徹深度隨彈體質量變化曲線圖12 侵徹深度變化曲線Fig.12 The penetration depth change curve

3.4 應變時程曲線

圖13給出了工況7的應變時程曲線，從圖中可以看出，沖擊荷載作用下試件迎彈面混凝土、內部鋼筋、鋼襯板的應變值在短時間內均達到峰值，隨后開始低頻振蕩回落。不同構件的應變波動形態類似，均為瞬時沖擊引起的結構振動造成。試件不同位置應變峰值出現時刻存在差異，對應圖7可以發現這與應變傳感器的布置位置有關，由應力波傳播造成。其中應變迅速達到峰值時刻與表面成坑破壞階段對應，隨后振蕩下落階段與侵徹破壞階段對應。

由圖13(a)可見，混凝土表面應變沿徑向衰減較快，CAH3通道應變變化不大，說明沖擊荷載作用對混凝土表面僅造成局部影響。圖13(b)表明RUA0、RUA1兩通道因彈體直接作用已使應變傳感器損壞、數據失真與圖8迎彈面成坑破壞現象吻合。圖13(b)～(d)描述了應變沿鋼筋和鋼襯板徑向的衰減變化過程，圖13(d)出現PAH1通道峰值大于PAH0峰值的現象，對應彈著點位置可以發現，此由著彈偏離中心造成。

(a) 混凝土表面A向應變時程曲線

(b) 鋼筋A向應變時程曲線(1)

(c) 鋼筋A向應變時程曲線(2)

(d) 鋼襯板A向應變時程曲線

圖13 應變時程曲線

Fig.13 Strain time curve

4 損傷評估

目前鋼筋混凝土防護結構抗沖擊設計大多依賴于經驗公式，但每種經驗公式都有特定適用范圍，如對沖擊速度的約定、沖擊靶體材料特征的約定等。目前還沒有適用于計算大型LNG儲罐穹頂類結構迎彈面成坑大小、侵徹深度以及背部帽狀剝落區大小的經驗公式，為了便于LNG儲罐設計和評估，基于本次試驗數據歸納、擬合所得經驗式(1)～(3)如下：

(1) 迎彈面成坑

影響迎彈面成坑大小的因素較多，難以直接建立與能量、板厚等參數間的關系，在此依據包絡設計原則，取DS為穹頂迎彈面成坑直徑或其它成坑形狀的最大邊長計算公式如式(1)所示。

DS=4d

(1)

式中，d為飛射物彈體直徑。

(2) 侵徹深度

基于試驗數據擬合得到侵徹深度(x/mm)計算公式如式(2)所示。

(2)

式中:v為飛射物彈體速度m/s,m為彈體質量/kg;H為結構體厚度/mm。穹頂設計和損傷評估宜以x/H<0.16為標準。為了表征工況5彈體的侵徹能力，結合其穿透試件侵入試驗臺基礎的深度，在此取其侵徹深度實驗值為500 mm用于擬合。

(3) 背部混凝土帽狀剝落區

基于試驗數據擬合得到帽狀剝落區直徑(Dr/mm)計算公式如式(3)。

(3)

式中，各參數含義同式(1)、(2)。

上述經驗公式主要適用于事故性偶然沖擊荷載作用下大型LNG儲罐穹頂類結構的破壞情況估算，這里事故性偶然荷載主要指LNG儲罐臨近設施發生爆炸所引起的閥門、鋼制厚壁管線等飛射物對儲罐的沖擊作用。

當飛射物彈體確定時，采用式(1)計算所得的成坑大小為固定值，因此造成圖14(a)中實測值與計算值的差異，但實測值均小于計算值。由圖14(b)～(c)實驗值與計算值對比曲線可以看出，經驗公式計算值與試驗值匹配較好，基本可以描述破壞情況。但受限于試驗實際，上述經驗公式對著彈角度、飛射物彈體彈頭形態等因素考慮不足，樣本數量有限，有待進一步驗證、完善。

(a) 迎彈面成坑大小

(b) 侵徹深度

(c) 帽狀剝落區范圍圖14 實驗值與計算值對比曲線Fig.14 The experimental values and calculated value contrast curve

5 結 論

本文以16×104m3LNG儲罐穹頂局部殼體為試驗原型，以抗沖擊設計依據為參照，通過變換殼體厚度、飛射物質量、沖擊速度等參數，進行了15個工況的沖擊試驗，對試件迎彈面成坑、侵徹深度、內部沖切破壞形態、試件背部鋼襯板和混凝土破壞形態進行分析得出以下結論：

(1) 偶然沖擊荷載作用下，穹頂局部殼體迎彈面和內部成坑破壞形態與Backman、錢偉長等描述現象一致，但背部鋼襯板和對應背部混凝土將產生與常規防護體系不同的破壞形態。飛射物能量、侵入姿態、鋼筋抗力、殼體厚度等因素對鋼筋混凝土-鋼襯板組合結構的破壞形態影響較大。

(2) 依據現有設計規范對LNG儲罐穹頂進行抗事故性偶然沖擊設計時，偶然荷載選取略顯不足。針對大型LNG儲罐穹頂的抗沖擊設計宜采用與側壁不同的驗算標準，并以背部混凝土不產生較大裂縫和圓形帽狀剝落區為準則。

(3) 基于試驗數據擬合所得的經驗公式，可以用于事故性偶然沖擊荷載作用下大型LNG儲罐穹頂類鋼筋混凝土-鋼襯板組合結構的破壞情況估算。

(4) 有待于進一步研究不同飛射物形態、侵入角度下大型LNG儲罐穹頂的力學行為，并采用有限元數值仿真分析等方法互相驗證。

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TestsformechanicalbehaviorofdomeofalargeLNGstoragetankunderaccidentalimpactloading

ZOU Delei1,2， SUN Jiangang2， ZHENG Jianhua3， CUI Lifu2， WANG Zhen2， LIU Weibing2

(1. Institute of Road and Bridge Engineering, Dalian Maritime University, Dalian 116026, China;2. College of Civil Engineering, Dalian Nationalities University, Dalian 116600, China;3． China Huanqiu Engineering Corporation， Beijing100028, China)

In order to explore the mechanical behavior of dome of a large LNG storage tank under accidental impact loading, the dome local shell of a 16×104m3LNG storage tank wastaken as the original model to be tested, the impact resistant design code was used as a reference, impact tests of 15 working conditions were conducted by changing thickness of shell, mass of a flying projectile and its impact velocity.The test results showed that under accidental impact loading, pit damage appears on the dome local shell facing bullet surface, but there is no crack along radial and circumferential directions, the steel plate and concrete at the back have different damage types; projectile body energy, intrusion attitude, and reinforcing bar resistant force have great influences on concrete pit, penetration depth and steel plate failure modes; when the projectile kinetic energy is the same as that of the impact resistant design code and the projectile falls in the gap between reinforcing bars, the steel plat at the dome local shell back is not destroyed, but the concrete at the back has a crack or a circular cap flaking zone, pay attention to this situation during design and safety assessment. Based on the test data, an empirical formula was fitted for estimating the dome failure of a large LNG storage tank under accidental impact load.

dome of LNG tank; flying projectile; accidental impact loading; impact test

國家自然科學基金(51278089)

2016-08-22 修改稿收到日期：2016-10-16

鄒德磊 男，碩士，工程師，1986年生

孫建剛 男，博士，教授，1959年生

TU352

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.23.030