泄爆薄板厚度對艙室破壞及艙內(nèi)載荷影響的數(shù)值仿真

趙鵬鐸，黃松*，，尹建平，張磊，黃陽洋，，徐豫新

1海軍研究院，北京100161

2中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，太原030051

3北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京100081

0 引 言

目前，各種高性能的反艦武器成為水面艦船面臨的主要威脅［1］。反艦武器戰(zhàn)斗部進(jìn)入艙內(nèi)爆炸后形成的沖擊波超壓和準(zhǔn)靜態(tài)壓力，都會導(dǎo)致艙室結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重破壞，而采用泄爆技術(shù)可將艙內(nèi)爆炸沖擊波和爆轟產(chǎn)物能量通過泄爆口引出船體外，使艙內(nèi)沖擊波在還未形成積聚效應(yīng)前（十幾到幾十毫秒）就將其壓力降低，從而起到保護(hù)艦內(nèi)指揮室和彈藥庫等重要艙室的作用。傳統(tǒng)的彈藥庫通常布置在不易受敵方武器攻擊的艦船中心位置，而DDG 1000驅(qū)逐艦出于隱身性考慮，將其設(shè)計(jì)成干舷內(nèi)傾式船型，導(dǎo)致主甲板變窄而無法在艦船中心布置導(dǎo)彈垂直發(fā)射系統(tǒng)。為此，美國海軍專門研發(fā)了沿船體周邊布置的外圍導(dǎo)彈垂直發(fā)射系統(tǒng)，如圖1所示。該垂直發(fā)射系統(tǒng)彈藥艙的外側(cè)艙壁較為薄弱，因此對內(nèi)側(cè)艙壁進(jìn)行了加強(qiáng)［2-5］。當(dāng)導(dǎo)彈在發(fā)射單元內(nèi)意外發(fā)生爆炸時，外側(cè)艙壁將瞬間飛出，通過這種方式，可達(dá)到艙室泄爆的效果，這一效果己在美國海軍實(shí)驗(yàn)中得到驗(yàn)證（圖2）［5］。DDG 1000布置于舷側(cè)的垂直發(fā)射系統(tǒng)顛覆了傳統(tǒng)彈藥庫要隱藏在最不易受攻擊的核心位置的設(shè)計(jì)原則，突破了泄爆防護(hù)關(guān)鍵技術(shù)，為驅(qū)逐艦抗反艦導(dǎo)彈爆炸攻擊探索出了一種新的途徑。

圖1 DDG 1000驅(qū)逐艦外圍垂直發(fā)射系統(tǒng)位置圖Fig.1 Peripheral VLS cells located in DDG 1000 destroyer

圖2 薄板泄爆模型爆炸實(shí)驗(yàn)及結(jié)果Fig.2 The explosion test and its results of the thin plate explosion venting model

從現(xiàn)有的文獻(xiàn)來看，國內(nèi)對于艙室泄爆結(jié)構(gòu)的研究還主要集中在預(yù)開泄爆孔大小、布置方式對艙內(nèi)沖擊波特性及艙室破壞的影響等方面［6-9］，而對于DDG 1000這種新型舷側(cè)薄板泄爆結(jié)構(gòu)的研究還鮮有報道。本文將參考DDG 1000采用的舷側(cè)薄板泄爆結(jié)構(gòu)，通過AUTODYN有限元軟件建立有限元模型進(jìn)行數(shù)值仿真，對不同泄爆薄板厚度下艙室的破壞情況進(jìn)行對比分析，研究內(nèi)爆后艙內(nèi)壓力、比沖量的變化情況，用以為我國艦船舷側(cè)艙室等結(jié)構(gòu)開展泄爆設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 數(shù)值計(jì)算方法驗(yàn)證

1.1 數(shù)值仿真模型的建立

Edri等［10］針對一系列長方體裝藥下的艙內(nèi)爆炸進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)（圖3），并對不同裝藥下的載荷特性進(jìn)行了對比研究。本文取該實(shí)驗(yàn)中裝藥量為4 kg TNT的艙室內(nèi)爆工況，采用數(shù)值仿真手段模擬該工況下的內(nèi)爆實(shí)驗(yàn)，并通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)的對比來驗(yàn)證仿真方法的可靠性。實(shí)驗(yàn)所用艙室內(nèi)部空間尺寸為290 cm×290 cm×270 cm，艙壁材料由2塊鋼板之間的增強(qiáng)高強(qiáng)度混凝土澆鑄而成，整體厚度為35 cm（實(shí)驗(yàn)中忽略艙壁的動態(tài)變形，可視為剛體）。實(shí)驗(yàn)用TNT炸藥為長方形，尺寸為208 mm×134 mm×104 mm（L1×L2×L3），位于艙室中心，其中L1與L3確定的平面平行于安裝傳感器的艙壁面。起爆點(diǎn)位于炸藥上表面的幾何中心。在實(shí)驗(yàn)中，共布置了9處壓力傳感器，其中，在測點(diǎn)RP1，RP7和RP8處未采集到數(shù)據(jù)，本文仿真將取實(shí)驗(yàn)中采集到了數(shù)據(jù)的6個位置（RP2，RP3，RP4，RP5，RP6和RP9）進(jìn)行壓力驗(yàn)證。

圖3 文獻(xiàn)［10］中的實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀y點(diǎn)布置及炸藥示意圖Fig.3 Test model，measuring points and TNT of Reference［10］

艙室有限元模型直接在AUTODYN軟件中建立?？紤]到模型具有一定的對稱性，為簡化計(jì)算并節(jié)省時間，采用1/2對稱模型進(jìn)行仿真計(jì)算。艙室有限元模型由空氣域、艙壁板和炸藥組成，炸藥位于艙室中心，如圖4所示。由于不考慮艙壁的動態(tài)響應(yīng)，艙壁材料選用4340鋼，并在艙壁上設(shè)置剛性邊界條件使其為剛性壁面，以模擬艙室模型的主體結(jié)構(gòu)。

圖4 仿真模型圖Fig.4 Simulation model

1.2 仿真材料參數(shù)的選擇

仿真中，空氣采用理想氣體狀態(tài)方程：

式中：p為流體壓力；γ為絕熱指數(shù)；ρa(bǔ)為空氣密度；e為比內(nèi)能。本文中，取γ=1.4，ρ=1.225×10-3g·cm-3，e=2.068×105kJ/kg。

炸藥采用TNT裝藥，爆轟產(chǎn)物用JWL狀態(tài)方程描述。該狀態(tài)方程本質(zhì)上是一個經(jīng)驗(yàn)公式，其數(shù)據(jù)來源于一系列的物理實(shí)驗(yàn)，能很好地反映產(chǎn)物的體積、壓力和能量特性，適用于大多數(shù)高能炸藥。爆轟產(chǎn)物的氣體壓強(qiáng)由下式給出：

式中：a，b，R1，R2，ω為實(shí)驗(yàn)擬合參數(shù)；E0為單位體積爆轟產(chǎn)物的內(nèi)能；v=ρ0/ρt，為爆轟產(chǎn)物的相對比容，其中ρ0為炸藥初始密度，ρt為爆轟后某一時刻的密度。TNT參數(shù)采用AUTODYN軟件材料庫中的默認(rèn)參數(shù)［11］。

艙壁材料采用4340鋼，將用Linear狀態(tài)方程和Johnson-Cook強(qiáng)度模型來描述。Linear狀態(tài)方程假設(shè)壓力與內(nèi)能無關(guān)，材料密度變化小，變化過程是可逆的，通常用于固體。

式中：K為材料的體積模量；μ為壓縮比，μ=(ρ/ρ0)-1。

Johnson-Cook強(qiáng)度模型通常用來描述大應(yīng)變、大應(yīng)變率和高溫下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。

式中：A，B，C，n，m均為材料常數(shù)，其中A為屈服應(yīng)力，B為硬化常數(shù)，C為應(yīng)變率常數(shù)，n為硬化指數(shù)，m為相應(yīng)的溫度指數(shù)；εp為有效塑性應(yīng)變；εp*為有效塑性應(yīng)變率；Tmelt為材料融化溫度；Troom為室溫。AUTODYN軟件中對應(yīng)的參數(shù)如表1和表2所示［11］。

表1 4340鋼Linear狀態(tài)方程參數(shù)Table 1 Parameters of Linear state equation of 4340 steel

表2 4340鋼Johnson-Cook強(qiáng)度模型參數(shù)Table 2 Parameters of Johnson-Cook strength model of 4340 steel

1.3 仿真與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比

從計(jì)算結(jié)果中提取6個測點(diǎn)的壓力時程曲線（圖5）與實(shí)驗(yàn)中相對應(yīng)測點(diǎn)的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。文獻(xiàn)［10］沒有給出各測點(diǎn)的壓力時程曲線，僅給出了反射超壓峰值和準(zhǔn)靜態(tài)壓力值。本文仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果［10］的對比情況如表3所示。

由圖5可以看到，同位于兩壁面角隅位置的測點(diǎn)PR2，PR6及PR9的反射超壓值相差較大。這是因?yàn)槠破鸨c(diǎn)會影響艙內(nèi)壓力的分布，根據(jù)文獻(xiàn)［12］的研究，發(fā)現(xiàn)起爆點(diǎn)位置對結(jié)構(gòu)內(nèi)壁面各測點(diǎn)的反射沖擊波超壓峰值有顯著影響。炸藥中心起爆后，艙內(nèi)等壓線分布均勻，而當(dāng)炸藥偏中心起爆時，艙內(nèi)等壓線分布則較紊亂，偏向起爆位置一側(cè)的等壓線分布更為密集。此外，艙內(nèi)壓力會在不同角度的壁面測點(diǎn)處發(fā)生復(fù)雜的反射波疊加作用而導(dǎo)致壓力大小有差異。

圖5 仿真測點(diǎn)壓力時程曲線Fig.5 Timehistorycurvesofmeasuringpointpressureinsimulation

表3 仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果[10]對比Table 3 Comparison of simulation results and experimental results[10]

從表3中可以看到，除測點(diǎn)PR2處的誤差較大外（27.3%），其余測點(diǎn)的反射超壓及準(zhǔn)靜態(tài)壓力的誤差值均在允許范圍內(nèi)。表3中所示準(zhǔn)靜態(tài)壓力值取6個測點(diǎn)在25 ms時刻測得壓力的平均值（各測點(diǎn)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力值取波動基線處的壓力值）?？梢娫摂?shù)值計(jì)算方法具有一定的可靠性，可為下一步泄爆艙室模型的仿真計(jì)算提供保證。

2 泄爆艙室模型建立及結(jié)果分析

2.1 泄爆艙室仿真模型建立

通過簡化DDG 1000舷側(cè)垂直發(fā)射系統(tǒng)彈藥艙的結(jié)構(gòu)，參考其整體尺寸建立了1∶1三維艙室模型，如圖6所示。其中，艙室長5 m，寬3 m，高5 m。舷側(cè)艙壁外板的中間部分為泄爆薄板結(jié)構(gòu)，居中設(shè)計(jì)，其尺寸大小為2.5 m×2.5 m。艙室四周（上、下甲板及前、后橫艙壁）為剛性艙壁，不考慮其動態(tài)響應(yīng)。兩條縱向艙壁為正常艙壁，其中左側(cè)縱向艙壁（靠近舷側(cè)）具有泄爆薄板結(jié)構(gòu)，右側(cè)縱向艙壁為防護(hù)艙壁，艙壁材料選用4340鋼。除泄爆薄板厚度外，其余艙壁的等效厚度均為10 mm。建立的泄爆艙1/2對稱有限元模型如圖7所示，其中歐拉空氣域邊界設(shè)置流出邊界條件，以避免沖擊波在空氣域邊界發(fā)生反射而造成計(jì)算誤差。炸藥為135 kg TNT方形裸炸藥，位于艙室中心。4340鋼、TNT炸藥及空氣的材料參數(shù)見1.2節(jié)。圖7中，“1”為在防護(hù)艙壁中心處設(shè)置的沖擊波壓力測點(diǎn)，“2”為在艙壁中心處設(shè)置的撓度變化測點(diǎn)。

圖6 艙室的三維模型Fig.6 3D model of cabin

圖7 1/2有限元模型Fig.7 1/2 finite element model

2.2 典型薄板泄爆艙室泄爆過程分析

在前期的仿真中，發(fā)現(xiàn)左、右艙壁厚度均為10 mm時，在艙室中心處放置的135 kg方形TNT炸藥起爆后防護(hù)艙壁剛好發(fā)生破損（圖9中的3#艙室）。為便于進(jìn)行對比分析，仿真中所使用的TNT藥量也為135 kg。這里取泄爆薄板厚度為4 mm，對135 kg TNT炸藥在艙室中心的爆炸進(jìn)行分析。不同時刻艙內(nèi)的壓力變化云圖如圖8所示。

從圖8中可以看到，炸藥在艙內(nèi)起爆后，沖擊波最先到達(dá)離炸點(diǎn)最近的左、右艙壁面。0.4 ms時，初始沖擊波到達(dá)左、右艙壁并和艙壁發(fā)生相互作用，作用范圍逐漸擴(kuò)大。0.8 ms時，垂直方向的初始沖擊波與上、下艙壁及左、右艙壁的相互作用導(dǎo)致在艙壁附近出現(xiàn)了高壓區(qū)。1.2 ms時，艙室壁面反射的沖擊波與向角隅結(jié)構(gòu)方向傳播的沖擊波在角隅處發(fā)生匯聚，此時，在壓力載荷的作用下，左側(cè)泄爆薄板開始發(fā)生塑性變形，右側(cè)防護(hù)艙壁變形不明顯。3.2 ms時，初始沖擊波在傳播至上、下艙壁與左、右艙壁相交的位置處時形成沖擊波匯聚，與緊隨其后而來的上、下艙壁的反射沖擊波疊加，在艙室中部位置形成了匯聚高壓區(qū)域，由于右側(cè)艙壁的反射沖擊波強(qiáng)于左側(cè)，導(dǎo)致高壓區(qū)逐漸向左艙壁一側(cè)移動（如4.0 ms時）［13］。4.8 ms時，泄爆薄板中心處在壓力載荷的作用下發(fā)生失效，出現(xiàn)破口，艙內(nèi)壓力開始外泄，右側(cè)防護(hù)艙壁僅發(fā)生了彎曲變形。8.0 ms時，左側(cè)艙壁反射的沖擊波到達(dá)右側(cè)艙壁，在右側(cè)艙壁附近形成高壓區(qū)。隨著時間的推移，在壓力泄出的過程中，左側(cè)艙壁的破壞沿著泄爆薄板與正常艙壁的連接處及邊角逐漸加大，破損的艙壁形成破片飛出。由于破孔較大，壓力泄出導(dǎo)致艙內(nèi)壓力逐漸降低。左側(cè)艙壁完全破壞時的艙室的破損情況如圖8（h）所示，可見右側(cè)的防護(hù)艙壁僅發(fā)生了塑性變形，未發(fā)生破損。

圖8 不同時刻艙內(nèi)壓力云圖Fig.8 The pressure contours at different times in cabin

2.3 泄爆薄板厚度對艙室破壞方式的影響

本節(jié)對泄爆薄板厚度分別為2，6，10 mm的3種艙室進(jìn)行仿真分析，以研究薄板厚度對艙室破壞方式的影響。為便于后文的表述，這里將2，6和10 mm薄板艙室分別定義為1#艙室、2#艙室和3#艙室。炸藥均位于艙室中心處，3種情況下艙室典型時刻的破壞情況如圖9所示。

由圖9可以看到，在40 ms時刻，1#艙室和2#艙室左側(cè)艙壁均出現(xiàn)了大破口，且為薄板部分整體飛出（1#艙室在8.4和12 ms時，由于薄板飛出的距離較遠(yuǎn)，故未給出已飛出的薄板圖），右側(cè)防護(hù)艙壁僅發(fā)生了塑性變形，未發(fā)生破壞，而3#艙室的左、右艙壁均發(fā)生了破口。通過對比1#艙室和2#艙室可以看到，1#艙室在1.6 ms時在薄板與艙壁連接邊的中心處最先發(fā)生失效。這是因?yàn)楫?dāng)板厚較薄時，在載荷的作用下發(fā)生了較大的塑性變形，連接處因受到拉伸作用而發(fā)生了拉伸失效。2#艙室在4.8 ms時在薄板與艙壁的連接邊角處最先發(fā)生失效。這是因?yàn)楫?dāng)板厚較厚時，在相同的載荷作用下塑性變形困難，而在連接邊角處發(fā)生了應(yīng)力集中，其因受到較大的作用力而發(fā)生失效。隨后，這2種艙室的破壞情況都將沿著連接邊界逐漸擴(kuò)大，最后在沖擊波壓力的作用下，整塊薄板飛出艙體，形成泄爆口。最后，破損的左艙壁在壓力的作用下向外翻出（例如，1#艙室和2#艙室的12和40 ms時刻）。

通過對以上3種艙室破壞情況的比較可以發(fā)現(xiàn)，1#，2#艙室的右側(cè)防護(hù)艙壁僅發(fā)生了塑性變形，而3#艙室的右側(cè)防護(hù)艙壁則發(fā)生了破口，這說明泄爆薄板結(jié)構(gòu)可以有效防護(hù)右側(cè)艙壁。艙壁的破壞失效最先發(fā)生在薄板與艙壁的連接處，并逐漸向艙壁邊角處擴(kuò)大。因此，薄板厚度越小，在薄板和艙壁連接處就越容易發(fā)生失效，也就可以更早地形成泄爆口，其形成表現(xiàn)為薄板整體飛出艙室。

圖9 不同薄板厚度下不同時刻艙室典型破壞情況Fig.9 Typical damage conditons of cabin with different thin plate thickness at different times

2.4 泄爆薄板厚度對艙內(nèi)載荷的影響

圖10和圖11分別為內(nèi)爆后3種艙室內(nèi)測點(diǎn)位置的壓力變化及比沖量變化時程曲線。

由圖10可以看到，在7.5 ms之前，3種艙室在測點(diǎn)處的壓力曲線完全重合。1#，2#艙室在7.5 ms之前左側(cè)艙壁均發(fā)生了破損，薄板飛出；對比3#艙室可以發(fā)現(xiàn)，泄爆結(jié)構(gòu)對艙內(nèi)前兩次的壓力峰值幾乎沒有影響。從圖10中也可以看到7.5 ms之前，測點(diǎn)處的比沖量也基本相同。

圖10 測點(diǎn)位置壓力變化時程曲線Fig.10 Pressure change curves of measuring point location

圖11 測點(diǎn)位置比沖量變化時程曲線Fig.11 Specific impulse time curves of determination location

在 7.5～11.5 ms時刻，2#，3#艙室在測點(diǎn)處的壓力曲線重合度較高，其中2#艙室測點(diǎn)處的壓力略低于3#艙室，1#艙室在測點(diǎn)處的壓力最低。這是因?yàn)?#艙室在2.4 ms時薄板就發(fā)生失效而形成了泄爆口，在7.5 ms后艙內(nèi)大部分壓力已泄出，無法形成壓力很高的第3次反射波。而2#艙室在7.5 ms時剛形成泄爆口不久，艙內(nèi)壓力還未來得及大量泄出，故此時間段內(nèi)測點(diǎn)處的壓力與3#艙室相比壓力略低。比沖量為壓力對時間的積分，在該段時間，3種艙室的比沖量開始發(fā)生變化，如圖11所示。

由圖11可看到，在11 ms之后，由于3#艙室還未出現(xiàn)破口，艙內(nèi)沖擊波在多次復(fù)雜的反射和相互作用下，逐漸衰減為作用時間很長的準(zhǔn)靜態(tài)壓力，其值約為2.11×103kPa（取波動基線處的壓力值）。而1#艙室和2#艙室由于泄爆的作用，艙內(nèi)壓力逐漸降低，最終沒有形成準(zhǔn)靜態(tài)壓力。從圖11所示的比沖量時程圖中還可以看到，在11 ms之后，1#，2#艙室的比沖量變化逐漸趨于平緩，最終1#艙室維持在3.53×104Pa·s，2#艙室維持在 4.14×104Pa·s，降比約14.7%。由于3#艙室內(nèi)存在作用時間很長的準(zhǔn)靜態(tài)壓力，導(dǎo)致艙內(nèi)的比沖量隨時間繼續(xù)上升，在40 ms時達(dá)到 8.95×104Pa·s，為 1#，2#艙室的 2倍以上（由于發(fā)生了破口，隨著時間的推移，其值還會繼續(xù)增大，但增長速率有所降低）。可見，3#艙室防護(hù)艙壁失效破壞發(fā)生的主要原因是在比沖量的作用下艙壁中心處變形達(dá)到拉伸極限。

通過對艙內(nèi)載荷變化的分析發(fā)現(xiàn)，薄板泄爆結(jié)構(gòu)對艙內(nèi)初始沖擊波超壓幾乎沒有影響，但可以有效降低艙內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力及比沖量，且薄板越薄，泄壓效果越明顯。在本文所研究藥量和結(jié)構(gòu)下，造成防護(hù)艙壁破壞的主要因素不是初始沖擊波超壓，而是長時間存在的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。

2.5 泄爆薄板厚度對防護(hù)艙壁變形撓度的影響

圖12所示為3種艙室防護(hù)艙壁在內(nèi)爆炸載荷下的撓度變化時程曲線。由圖可以看出，在7.5 ms之前，3種艙室的防護(hù)艙壁變形撓度變化趨勢基本相同；在7.5 ms之后的準(zhǔn)靜態(tài)壓力作用階段，防護(hù)艙壁的撓度不再增大，變化波動較小。40 ms時，3種艙室防護(hù)艙壁的變形撓度依次為871.6，910.8，937.2 mm，最大和最小撓度相差約65 mm。可見在該藥量和結(jié)構(gòu)下，造成防護(hù)艙壁達(dá)到最大變形撓度的主要因素是前期的初始沖擊波和反射沖擊波，后期的準(zhǔn)靜態(tài)壓力對該撓度增大的影響較小。圖12中，3#艙室后期的撓度曲線為直線，是因?yàn)榉雷o(hù)艙壁發(fā)生了破口而未能測出后續(xù)的撓度變化波動。

圖12 測點(diǎn)位置撓度變化時程曲線Fig.12 Deflection curves of measuring point location

3 比沖量及撓度變化函數(shù)模型擬合

艙內(nèi)發(fā)生爆炸后，為能快速預(yù)估不同薄板厚度下作用在防護(hù)艙壁上的比沖量和撓度變化大小，本節(jié)通過數(shù)據(jù)擬合，得到了計(jì)算比沖量和撓度的函數(shù)模型。除上述已有的3組仿真數(shù)據(jù)外，又增加了泄爆薄板厚度為4和8 mm的仿真數(shù)據(jù)。不同板厚下獲得的比沖量和撓度大小如表4所示。由于板厚為10 mm的艙室在40 ms時僅發(fā)生小破口，比沖量還在繼續(xù)增大，故擬合時舍去了其值。擬合結(jié)果如圖13和圖14所示，得到的函數(shù)模型及相關(guān)系數(shù)（R2）如表5所示。由表5可以看到，兩者的函數(shù)模型均為二次函數(shù)，相關(guān)系數(shù)達(dá)到了0.99以上。該數(shù)值可以反映出數(shù)據(jù)的離散程度，越接近±1，表示數(shù)據(jù)的相關(guān)度越高，擬合越好。

表4 不同薄板厚度下防護(hù)艙壁處比沖量和撓度值Table 4 Specific impulse and deflection of the protective bulkhead at different thickness

圖13 比沖量隨薄板厚度變化曲線Fig.13 Variation of specific impulse with respect to thin plate thickness

圖14 撓度隨薄板厚度變化曲線Fig.14 Variation of deflection with respect to thin plate thickness

表5 擬合的函數(shù)模型及相關(guān)系數(shù)Table 5 Fitting function model and correlation coefficients

4 結(jié) 論

本文采用數(shù)值分析的方法模擬了內(nèi)爆情況下新型薄板泄爆艙室的毀傷過程，分析了不同泄爆薄板厚度下艙室的破壞情況及艙內(nèi)載荷的變化情況，得到以下主要結(jié)論：

1）艙內(nèi)發(fā)生爆炸后，新型薄板泄爆結(jié)構(gòu)能有效形成泄爆口。艙壁的破壞失效最先發(fā)生在薄板和艙壁連接處，并逐漸向艙壁邊角處擴(kuò)大。薄板厚度越小，在內(nèi)爆載荷作用下，薄板和艙壁連接處越容易發(fā)生失效，從而也就越容易形成泄爆口，且泄爆口的形成表現(xiàn)為薄板整體飛出艙室。

2）造成防護(hù)艙壁達(dá)到最大變形撓度的主要因素是前期的初始沖擊波和反射沖擊波，而造成防護(hù)艙壁最終破壞的主要因素是長時間作用的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。泄爆結(jié)構(gòu)對艙內(nèi)的初始沖擊波超壓幾乎沒有影響，但可以明顯降低艙內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力和比沖量。其中，具有泄爆薄板的艙室在一定時間后艙內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)壓力將降為0；比沖量隨著薄板厚度的減小而降低。

3）通過數(shù)據(jù)擬合得到比沖量和撓度隨泄爆薄板厚度變化的二次函數(shù)模型，其相關(guān)系數(shù)達(dá)0.99以上，可以很好地描述比沖量和撓度隨泄爆薄板厚度的變化規(guī)律。