水錘效應(yīng)影響因素及防護(hù)結(jié)構(gòu)的數(shù)值研究

楊秋足，張玉林，楊揚(yáng)，徐緋，王計(jì)真

（1.西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院，西安 710072）

（2.太原理工大學(xué) 航空航天學(xué)院，太原 030024）

（3.中國飛機(jī)強(qiáng)度研究所結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710065）

（4.西安交通大學(xué) 機(jī)械學(xué)院，西安 710049）

0 引言

在眾多的飛機(jī)部件中，燃油系統(tǒng)中油箱的暴露面積通常占全機(jī)的50%以上，當(dāng)燃油箱受到高速射彈襲擊時(shí)，水錘效應(yīng)是造成油箱破壞的重要原因之一，為了設(shè)計(jì)具有高生存力的油箱結(jié)構(gòu)，對水錘效應(yīng)下油箱的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及其破壞機(jī)理進(jìn)行研究尤為重要。

水錘效應(yīng)作為一種比較常見且殺傷力巨大的破壞現(xiàn)象，自二戰(zhàn)后就受到了美國等發(fā)達(dá)國家的重視，并開展了許多研究。目前已有的對水錘效應(yīng)的研究按研究方法可分為理論研究、實(shí)驗(yàn)研究和數(shù)值仿真研究。理論分析進(jìn)展緩慢，引入過多假設(shè)導(dǎo)致其結(jié)果缺乏準(zhǔn)確性；實(shí)驗(yàn)研究成本高、危險(xiǎn)性大；而數(shù)值仿真可重復(fù)性高、方便捕捉內(nèi)部現(xiàn)象，成為研究水錘效應(yīng)的重要手段。

國 外，R.Vignjevic等率 先 使 用SPH（Smoothed Particle Hydrodynamics）方法模擬水錘效應(yīng)，結(jié)構(gòu)和流體均使用粒子離散，并將仿真得到的空腔形狀與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對比，驗(yàn)證了SPH方法的可 行 性；M.Sauer發(fā) 現(xiàn) 當(dāng) 流 體 域 范 圍 較 大 時(shí)，使用SPH方法耗時(shí)較長，故采用有限元和SPH耦合的方法來計(jì)算高速破片沖擊下容器的破壞問題，液體在大變形時(shí)轉(zhuǎn)換成SPH粒子，該方法能夠較好地仿真液體飛濺現(xiàn)象，計(jì)算效率也得以提高；Y.Kwon等利 用Ls-Dyna中 的ALE方 法 對 水 錘 效應(yīng)進(jìn)行仿真，對照實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性后，又對結(jié)構(gòu)壁厚、彈體沖擊速度、彈體質(zhì)量、彈體形狀和沖擊角度對水錘效應(yīng)的影響分別做了分析討論。

國內(nèi)，Liu F等使用Autodyna軟件中的SPH方法來離散液體，研究發(fā)現(xiàn)，在液艙內(nèi)壁面加入橡膠層能夠減小結(jié)構(gòu)的變形；韓璐等對影響水錘效應(yīng)的破片速度、形狀、入射角度、方向等進(jìn)行了深入研究；李向東團(tuán)隊(duì)從ALE（Arbitrary Lagrange-Euler）方法和實(shí)驗(yàn)方法結(jié)合的角度，對多破片作用下的液壓水錘效應(yīng)進(jìn)行了研究，同時(shí)他們也從實(shí)驗(yàn)中觀測到了水錘效應(yīng)產(chǎn)生時(shí)會(huì)發(fā)生液體噴濺現(xiàn)象，并分析了影響液體噴濺的因素；李典等、仲強(qiáng)等對水錘效應(yīng)的載荷特性以及艦船上常用的陶瓷/液艙復(fù)合結(jié)構(gòu)產(chǎn)生水錘效應(yīng)時(shí)的破壞過程和破壞模式進(jìn)行了研究；Yang H Q利用包含空化和氣液界面追蹤模塊的計(jì)算流體力學(xué)軟件CFD-ACE+建立了多相多物理場的數(shù)值模型，模型較好地重現(xiàn)了液體的噴濺現(xiàn)象，同時(shí)也能仿真空泡的生長過程。

迄今為止，研究人員對飛機(jī)油箱水錘效應(yīng)影響因素的研究已較為全面，也取得了豐富的研究成果。但對于水錘效應(yīng)演化過程中流場內(nèi)部壓力、空腔形態(tài)的關(guān)注比較少，尤其對油箱防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面的研究甚是缺乏。本文采用Abaqus軟件里的CEL方法對水錘效應(yīng)問題進(jìn)行模擬，通過與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對比，驗(yàn)證仿真模型的準(zhǔn)確性；之后，以該油箱模型為研究對象，開展入射速度、充液率對油箱內(nèi)部壓力、空腔演化、結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響規(guī)律研究；同時(shí)借鑒艦艇防雷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)特點(diǎn)，對油箱增設(shè)單層、具有空氣夾層兩種防護(hù)結(jié)構(gòu)對水錘效應(yīng)破壞威力的影響進(jìn)行研究，揭示水錘效應(yīng)對結(jié)構(gòu)的損傷程度及破壞機(jī)理，以期為油箱結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參數(shù)支持。

1 射彈沖擊油箱的有限元模型建立

射彈高速侵徹油箱的有限元模型包括彈丸、油箱、燃油、空氣四部分，為了驗(yàn)證本文計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，參考文獻(xiàn)［18］中的試驗(yàn)：載滿燃油的箱體尺寸為750 mm×150 mm×150 mm，箱體左右兩端采用150 mm×150 mm×30 mm PMMA有機(jī)玻璃固定（便于試驗(yàn)觀察），四周采用2.5 mm厚的鋁合金6063-T5固定。試驗(yàn)中，采用速度900 m/s、直徑12.5 mm的鋼球沖擊油箱，因?yàn)樵谡麄€(gè)侵徹過程中未觀察到鋼球有明顯的變形，所以在數(shù)值建模中將鋼球作為剛體處理，采用內(nèi)存為64 G、CPU為i9 9900K的計(jì)算機(jī)進(jìn)行計(jì)算。

1.1 射彈和油箱結(jié)構(gòu)模型

為減少計(jì)算量，數(shù)值計(jì)算時(shí)只建立1/2的射彈、油箱模型，如圖1所示。彈體共1 280個(gè)單元，容器共79 652個(gè)單元，采用Johnson-Cook本構(gòu)模型和Johnson-Cook Damage損傷模型來描述箱體材料的塑性行為和破壞特征，模型中使用的具體材料參數(shù)如表1所示。

圖1 射彈和箱體結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.1 Finite element model of projectile and box structure

表1 結(jié)構(gòu)材料參數(shù)［19］Table 1 Structural material parameters［19］

1.2 流體模型

模型中的液體部分使用狀態(tài)方程來描述流體的壓力、體積和能量特性，各項(xiàng)同性壓力可由Mie-Gruneisen狀態(tài)方程得到：

其中，

式中：E為單位質(zhì)量的內(nèi)能；為一階體積修正量，=/-1；為Gruneisen常數(shù)；為狀態(tài)方程的曲線擬合參數(shù)；為材料中聲速。

模型外部的空氣則采用理想氣體狀態(tài)方程：

式中：為絕熱系數(shù)。

流體的材料參數(shù)如表2所示。

表2 流體材料參數(shù)［19］Table 2 Fluid material parameters［19］

1.3 流固耦合方法實(shí)現(xiàn)

本文采用的CEL方法融合了拉格朗日算法和歐拉算法各自的特點(diǎn)，使用歐拉算法描述流體，能有效地解決大變形問題；同時(shí)使用拉格朗日網(wǎng)格來離散結(jié)構(gòu)體，可得到準(zhǔn)確的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)。在流體與固體耦合作用時(shí)，采用耦合面來抑制歐拉網(wǎng)格描述的流體穿透拉格朗日單元網(wǎng)格。最終歐拉區(qū)域大小如圖2所示，模型中液體區(qū)域通過預(yù)定義材料場的方式賦予水的材料屬性、外部歐拉域賦予空氣的材料屬性。

圖2 流固耦合計(jì)算域設(shè)置Fig.2 The setup of calculation domain for fluid structure coupling

1.4 模型驗(yàn)證

首先同D.Varas等的水錘效應(yīng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。在整個(gè)水錘效應(yīng)過程中，彈體的速度變化情況與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對比如圖3所示，可以看出：CEL方法得到的速度結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值比較接近，最大相對誤差是6.9%，發(fā)生在=0.125 ms時(shí)刻。

圖3 彈體速度衰減時(shí)間曲線Fig.3 Fragment velocity-time curves of projectile

然后將計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)壁面的整體變形情況與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比，如圖4所示，可以看出：數(shù)值計(jì)算得到的壁面變形破壞模式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較吻合，前后壁面整體都由于水錘效應(yīng)的影響產(chǎn)生了較大范圍的變形，在彈體直接穿透位置局部，前壁面破孔處較為整齊，后壁面穿孔處局部隆起，孔沿相對參差不齊。

圖4 壁面變形對比Fig.4 The comparison of wall deformation

2 水錘效應(yīng)問題數(shù)值分析

在已驗(yàn)證其正確性的有限元模型基礎(chǔ)上，開展入射速度、充液率對飛機(jī)油箱水錘效應(yīng)的影響研究（箱內(nèi)液體采用RP-3航空煤油），分析射彈侵徹過程中液體內(nèi)部壓力、空腔形態(tài)、結(jié)構(gòu)響應(yīng)的變化趨勢；為了降低水錘效應(yīng)的破壞威力，對防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)進(jìn)行數(shù)值分析。數(shù)值研究中，從彈體入射點(diǎn)開始沿入射方向上每隔10 cm取一個(gè)測量點(diǎn)（P1～P14）。

2.1 彈體入射速度對水錘效應(yīng)的影響

對彈體分別以300、600和900 m/s的初始速度撞擊完全充液的油箱進(jìn)行數(shù)值模擬，對比分析彈體動(dòng)能對水錘效應(yīng)的影響。

2.1.1 彈體入射速度對液體內(nèi)部壓力的影響

箱體內(nèi)部各典型壓力測點(diǎn)的壓力時(shí)間曲線隨撞擊速度的變化如圖5所示，可以看出：彈體沖擊速度對壓力峰值影響很大，以P1點(diǎn)為例，900 m/s時(shí)的壓力峰值412.5 MPa是600 m/s時(shí)的2.93倍，是300 m/s時(shí)的14.9倍；壓力脈沖持續(xù)時(shí)間受彈體速度的影響很大，總的來說就是：彈體速度越大、壓力峰值越高，壓力脈沖持續(xù)時(shí)間則會(huì)變短。彈體入射速度為900 m/s時(shí)產(chǎn)生的壓力峰值達(dá)到了412.5 MPa，但對應(yīng)的整個(gè)壓力脈沖持續(xù)時(shí)間卻只有16.8 μs，當(dāng)彈體速度為300 m/s時(shí)產(chǎn)生的壓力峰值僅為27.7 MPa，峰值出現(xiàn)時(shí)間由于彈體速度減小相應(yīng)延后，但整個(gè)壓力脈沖持續(xù)時(shí)間達(dá)到了55.5 μs。

圖5 不同入射速度下的入射路徑上各測點(diǎn)壓力曲線Fig.5 Pressure-time histories of fluid on the incident path

2.1.2 彈體入射速度對空腔形態(tài)的影響

彈體以不同速度沖擊含液容器時(shí)空腔直徑隨時(shí)間的變化如圖6所示，可以看出：在不同速度下空腔增長的速率都是隨著時(shí)間增長而放緩，而且彈體的沖擊速度越大形成的空腔直徑越大。彈體以300、600和900 m/s速度入射時(shí)最終形成的空腔最大直徑分別為100.8、119.6和133.7 mm。

圖6 彈體以不同速度入射時(shí)空腔直徑拓展曲線Fig.6 Deformation of cavity under different impact velocity

不同入射速度下對應(yīng)的射彈射出后空腔形態(tài)如圖7所示。

圖7 不同彈體沖擊速度下的空腔形態(tài)Fig.7 Cavity shape under different impact velocity

從圖7可以看出：當(dāng)彈體入射速度較高，比如600和900 m/s時(shí)，由于液體獲得的動(dòng)能相對更多，最終形成的空腔沿長度方向半徑差異不是很大；而當(dāng)彈體入射速度相對較低時(shí)，當(dāng)彈體運(yùn)動(dòng)到后壁面時(shí)剩余速度相對較小，在此位置附近彈體排開液體的能力有限，因此靠近后壁面附近空腔半徑更小，造成其最終形成的空腔長徑比更大，更顯細(xì)長。

2.1.3 彈體入射速度對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響

彈體以不同速度沖擊時(shí)，液箱結(jié)構(gòu)的變形能在整個(gè)過程中的變化如圖8所示。

圖8 不同彈體沖擊速度下油箱結(jié)構(gòu)變形能對比Fig.8 Comparison of structural deformation energy under different impact velocity

從圖8可以看出：彈體速度越大，箱體出現(xiàn)的最大變形以及最終的塑性變形都更大。以900 m/s時(shí)結(jié)構(gòu)的變性能曲線為例，曲線出現(xiàn)第一個(gè)也是最大峰值是其產(chǎn)生的空腔膨脹到最大尺寸時(shí)產(chǎn)生的，然后結(jié)構(gòu)的彈性變形恢復(fù)，結(jié)構(gòu)變形能逐漸減小，當(dāng)空腔收縮到一定尺寸時(shí)又開始重新膨脹變大，同時(shí)內(nèi)部也產(chǎn)生射流對結(jié)構(gòu)有擠壓沖擊作用，使結(jié)構(gòu)重新產(chǎn)生變形，變形能再次增加出現(xiàn)第二個(gè)峰值，之后隨著整個(gè)液箱體系中能量的逐漸耗散，箱體變形能逐漸減小并最終趨于穩(wěn)定。從曲線的峰值來看，900 m/s的最大變形能是600 m/s的1.34倍，是300 m/s的3.05倍，表 明沖擊速度的增大顯著提升了壁面變形水平。

2.2 充液率對水錘效應(yīng)的影響

在飛行器服役環(huán)境中，油箱并不總是處于完全充液狀態(tài)，相對而言更容易在燃料有消耗時(shí)遭受打擊，因此對彈體以600 m/s的速度沖擊充液率分別為60%、80%和100%的容器進(jìn)行計(jì)算，研究充液率對水錘效應(yīng)的影響。

2.2.1 充液率對容器內(nèi)部壓力分布的影響

彈體撞擊不同充液率的容器時(shí)，液體內(nèi)部的壓力沿彈體運(yùn)動(dòng)路徑的分布如圖9所示，P1壓力點(diǎn)靠近彈體入射位置，壓力峰值為彈體撞擊前壁面和液面的初始沖擊波強(qiáng)度；距入射點(diǎn)距離較遠(yuǎn)的P4、P8和P12壓力曲線中的第一個(gè)峰值則是初始沖擊波傳遞到該處的剩余強(qiáng)度，第二個(gè)峰值是彈體運(yùn)動(dòng)到該點(diǎn)處撞擊產(chǎn)生的壓力場。

圖9 不同充液率下沿入射路徑上測點(diǎn)的壓力變化曲線Fig.9 Pressure-time histories of fluid on the incident path

從圖9可以看出：充液率較高時(shí)，含液量高，容器內(nèi)的液體初始沖擊波強(qiáng)度大，當(dāng)彈體擊穿前壁面時(shí)，容器內(nèi)液體對前壁面的支撐作用越明顯，所消耗能量會(huì)更多，因而產(chǎn)生了更強(qiáng)的初始沖擊波；而含液量較低時(shí)，由于彈體消耗能量更小，剩余動(dòng)能更大，故在遠(yuǎn)離入射點(diǎn)的地方由于直接撞擊引起的該點(diǎn)壓力峰值更大。

2.2.2 充液率對空腔演化的影響

彈體撞擊不同含液量的容器時(shí)，射出容器后形成的空腔如圖10所示，可以看出：隨著容器內(nèi)液體含量的降低，同一時(shí)刻容器內(nèi)液體的含量越少空腔的體積越大，且空腔更易向液體更少的一側(cè)膨脹，空腔不再像完全充液時(shí)對稱；空腔在上下兩側(cè)的形態(tài)差異最終也會(huì)導(dǎo)致上下壁面變形不一致，而且充液率的變化也使得液體對壁面的作用方式發(fā)生改變，當(dāng)液體含量相對較多時(shí)，空腔在膨脹過程中主要對壁面產(chǎn)生擠壓作用，而液體含量相對較少時(shí)，彈體的高速運(yùn)動(dòng)排開的液體迅速飛濺到上壁面，此時(shí)上壁面主要承受來自液體的抨擊壓力。

圖10 不同充液率下空腔最終形態(tài)Fig.10 Final shape of cavity under different filling rate

2.2.3 充液率對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響

當(dāng)容器中液體含量不同時(shí)，遭受液壓水錘效應(yīng)作用時(shí)系統(tǒng)內(nèi)主要的能量變化如圖11所示。

圖11 不同充液率下結(jié)構(gòu)能量變化曲線Fig.11 Structure energy curves

從圖11（a）可以看出：充液率越低液體得到的動(dòng)能反而越大。這是由于不完全充液時(shí)，容器上部為壓縮性較好的空氣，給了液體運(yùn)動(dòng)的空間，液體能夠獲得更多的動(dòng)能，后續(xù)液體在容器中晃蕩動(dòng)能逐漸消耗。而完全充液時(shí)液體得到的能量同時(shí)通過擠壓作用傳遞到結(jié)構(gòu)壁面上，造成壁面變形破壞，因此液體動(dòng)能峰值相對較低，同時(shí)動(dòng)能下降迅速。

從圖11（b）可以看出：含液量越高，結(jié)構(gòu)獲得的內(nèi)能越大，表明結(jié)構(gòu)的變形程度更大，充液率降低40%，水錘效應(yīng)下容器內(nèi)能減小33%。這也反映了液壓水錘效應(yīng)形成過程中液體擠壓比液體晃蕩的破壞更為顯著，同時(shí)容器充液率越高，形成的液壓水錘效應(yīng)破壞性越強(qiáng)。

2.3 水錘效應(yīng)的防護(hù)設(shè)計(jì)

當(dāng)油箱遭受外物沖擊時(shí)，設(shè)置防護(hù)擋板能夠削弱彈體在充液結(jié)構(gòu)中的侵徹能力，而防護(hù)結(jié)構(gòu)會(huì)額外增加飛機(jī)重量，重量問題是飛機(jī)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中需要認(rèn)真考慮的問題。本文側(cè)重點(diǎn)是防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)置形式的優(yōu)選，暫不考慮重量的影響，對同等重量條件下的擋板位置以及設(shè)置形式開展研究（本節(jié)彈體均以600 m/s的初速度沖擊滿載油箱）。

2.3.1 添加擋板防護(hù)

在結(jié)構(gòu)內(nèi)引入一厚度與壁面相近，為2 mm的鋁合金板，根據(jù)擋板放置位置不同設(shè)置數(shù)值實(shí)驗(yàn)（不涉及重量的影響），如表3所示。

表3 防護(hù)擋板參數(shù)設(shè)置Table 3 Parameter setting of protective baffle

加入擋板后容器各個(gè)壁面的變形情況如圖12所示，可以看出：在前后壁面處添加防護(hù)均能夠有效減小對應(yīng)壁面的變形程度，但增強(qiáng)前后壁面阻礙了液體向兩端運(yùn)動(dòng)，這也造成了上壁面的最大變形反而比未防護(hù)時(shí)更大；而將擋板放置在容器內(nèi)部時(shí)對減小上壁面變形效果顯著，綜合對比來看，將擋板放置于容器中間時(shí)效果最好，不僅使上壁面變形量下降了63.15%，也能在一定程度上減小前后壁面的變形。

圖12 不同防護(hù)擋板的壁面變形Fig.12 Deformation of wall

在結(jié)構(gòu)中加入擋板的防護(hù)機(jī)制：一是增加了結(jié)構(gòu)剛度，減小了壁面變形量；二是板自身產(chǎn)生塑性變形耗散了能量。結(jié)合計(jì)算結(jié)果來看，在引入相同重量的情況下，在實(shí)際防護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)，可結(jié)合構(gòu)件的重要程度，需要對哪個(gè)壁面進(jìn)行特殊防護(hù)就將防護(hù)擋板放置于該壁面；而從減少結(jié)構(gòu)整體變形的角度來說，將擋板放置于容器中間位置是最優(yōu)的。

2.3.2 添加空氣隔層防護(hù)

產(chǎn)生液壓水錘效應(yīng)的另一類比較嚴(yán)重的破壞是由沖擊波引起的，若能夠減小沖擊波強(qiáng)度也能進(jìn)一步提高結(jié)構(gòu)的安全性。借鑒艦艇防雷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)特點(diǎn)，在液箱中加入厚度為10 mm的空氣隔層，兩側(cè)采用1 mm的鋁合金隔板，研究其對水錘效應(yīng)的影響（不涉及重量的影響）。

兩種防護(hù)結(jié)構(gòu)的前后壁面穿孔處的變形輪廓如圖13所示，可以看出：具有空氣隔層的防護(hù)結(jié)構(gòu)前后壁面結(jié)構(gòu)變形均有減小，而上壁面變形差異顯著，最大變形量從15.7 mm減小到2.8 mm，變形降低幅度達(dá)82%。這是因?yàn)榭諝飧魧拥拇嬖趯_擊波的傳播具有一定的延緩作用，從而減小了對容器前后壁面的擠壓，結(jié)構(gòu)的整體變形減小。

圖13 添加空氣隔層防護(hù)的壁面變形Fig.13 Deformation of wall

結(jié)構(gòu)能量吸收曲線如圖14所示，可以看出：增加空氣隔層能夠明顯地衰減結(jié)構(gòu)整體對彈體能量的吸收，加入隔層后結(jié)構(gòu)最終的內(nèi)能僅為原始結(jié)構(gòu)的55.6%，更多的能量通過空氣隔層結(jié)構(gòu)吸收耗散，表明結(jié)構(gòu)破壞變形程度大幅減小，同時(shí)也證明添加空氣隔層結(jié)構(gòu)防護(hù)的有效性。

圖14 結(jié)構(gòu)能量吸收曲線Fig.14 Energy absorption curves of structure

在容器中設(shè)置空氣隔層的保護(hù)機(jī)制：一是由于空氣和水波阻抗差異較大阻礙了沖擊波的傳播；二是由于空氣易于被壓縮，空氣隔層為水在形成空泡時(shí)提供了足夠的流動(dòng)空間從而釋放壓力和能量，減輕了對結(jié)構(gòu)的擠壓作用；三是空氣隔層結(jié)構(gòu)本身產(chǎn)生塑性變形，吸收部分彈體動(dòng)能，減輕容器壁面的吸能變形。

3 結(jié)論

（1）彈體初始動(dòng)能越大，引起的液體內(nèi)部壓力峰值越大，形成的空腔體積越大，箱體結(jié)構(gòu)的變形能峰值越高，但相應(yīng)的壓力脈沖持續(xù)時(shí)間越短。

（2）充液率的變化也使得液體對壁面的作用方式發(fā)生了改變，充液率越低，液體得到的動(dòng)能越大，反映出液壓水錘效應(yīng)形成過程中的液體擠壓比液體晃蕩的破壞更為顯著，同時(shí)容器充液率越高，形成的液壓水錘效應(yīng)破壞性更強(qiáng)。

（3）添加防護(hù)能夠有效減少壁面的變形量，綜合對比來看，將擋板放置于容器中間時(shí)效果最好，不僅使上壁面變形量下降了63.15%，也能在一定程度上減小前后壁面的變形。

（4）添加10 mm空氣隔層防護(hù)，能夠減少結(jié)構(gòu)對44.4%彈體能量的吸收，結(jié)構(gòu)上壁面破壞變形程度降低82%。