復(fù)合裝藥爆炸載荷下砌體墻破壞過程及動(dòng)態(tài)響應(yīng)

洪曉文，李偉兵，程 偉，王曉鳴，李文彬，李軍寶

(1.南京理工大學(xué)智能彈藥技術(shù)國防重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210094；2.重慶紅宇精密工業(yè)有限責(zé)任公司，重慶 402760)

引 言

在現(xiàn)代城市作戰(zhàn)或維和行動(dòng)中并不希望戰(zhàn)斗部主裝藥完全發(fā)生爆轟，一是為了減少附帶毀傷，二是為了避免沖突的升級(jí)，因此既能提高作戰(zhàn)適應(yīng)能力和靈活性，又能減輕后勤負(fù)擔(dān)的毀傷威力可調(diào)戰(zhàn)斗部成為當(dāng)前研究的熱點(diǎn)之一[1-5]。內(nèi)外層復(fù)合裝藥結(jié)構(gòu)是目前實(shí)現(xiàn)毀傷威力可控的有效技術(shù)途徑，它通常由中心高爆層、中間隔爆層和外部含鋁炸藥層組成，當(dāng)只起爆中心炸藥時(shí)，中間隔爆層衰減了內(nèi)部的爆炸沖擊波，使得外部含鋁炸藥層爆轟不完全，而同時(shí)起爆中心炸藥和含鋁炸藥時(shí)，復(fù)合裝藥爆炸能量完全釋放，從而實(shí)現(xiàn)戰(zhàn)斗部的毀傷威力可控[6-7]。在城市建筑中，砌體墻由于經(jīng)濟(jì)廉價(jià)，幾乎應(yīng)用于所有建筑結(jié)構(gòu)中，在爆炸載荷下砌體墻較鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出很強(qiáng)的脆性[8-9]，在城市作戰(zhàn)中砌體墻受爆炸載荷產(chǎn)生的碎片以很高的速度拋射會(huì)給居民帶來嚴(yán)重的傷害。為此國內(nèi)外研究人員對(duì)砌體墻在爆炸載荷下的破壞過程展開了大量研究。在試驗(yàn)研究方面，美國TSWG對(duì)砌體墻的超壓沖量破壞進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)，對(duì)墻體的破壞形態(tài)分為4個(gè)類別：可使用；可修復(fù)；倒塌；碎片飛出[10]?，F(xiàn)場(chǎng)爆炸、擺錘、落錘等試驗(yàn)方法也被用于砌體墻的抗爆性能研究[11-14]。數(shù)值模擬研究方面，周曉青等[15]采用AUTODYN軟件對(duì)磚墻模型在一定比例距離處受爆炸載荷的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程進(jìn)行了初步研究，但未深入探討砌體墻動(dòng)態(tài)破壞過程；張彥春等[16]使用AUTODYN程序?qū)螌悠鲶w墻在爆炸載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了炸洞尺寸隨炸藥量增大而增大的結(jié)論，但炸藥量繼續(xù)增大，炸洞尺寸增加緩慢；郭玉榮等[17]對(duì)3類墻體在相同爆炸載荷下的破壞過程進(jìn)行了研究，結(jié)果表明3類墻體在爆炸載荷下的破壞規(guī)律、各測(cè)點(diǎn)和沖擊波超壓與比例爆轟距離關(guān)系都比較相似，加固24墻的抗爆性能最好。上述均是針對(duì)單一裝藥對(duì)單層砌體或多層加固砌體墻受爆炸載荷作用而進(jìn)行的研究，對(duì)復(fù)合裝藥爆炸載荷對(duì)砌體墻結(jié)構(gòu)的作用過程研究較少，而復(fù)合裝藥實(shí)現(xiàn)不同毀傷輸出時(shí)對(duì)砌體墻結(jié)構(gòu)的破壞區(qū)別有待于進(jìn)一步研究。

為了模擬復(fù)合裝藥爆炸載荷對(duì)砌體墻的破壞作用，本研究應(yīng)用AUTODYN數(shù)值模擬軟件，研究復(fù)合裝藥近距離(0.5m)起爆時(shí)砌體墻的破壞過程及動(dòng)態(tài)響應(yīng)，找出砌體墻表面載荷分布規(guī)律及其他參數(shù)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)規(guī)律，對(duì)比不同爆炸載荷下砌體墻的響應(yīng)，從而探討毀傷當(dāng)量可調(diào)時(shí)戰(zhàn)斗部對(duì)目標(biāo)的毀傷情況。

1 復(fù)合裝藥爆轟波傳播及砌體墻的破壞過程

1.1 計(jì)算模型

由于近場(chǎng)沖擊波頻率高、脈寬窄、衰減快且峰值壓力高，網(wǎng)格劃分得足夠細(xì)才能準(zhǔn)確模擬近場(chǎng)沖擊波。根據(jù)模擬經(jīng)驗(yàn)，本模型需在2.5m×2.25m×1m的計(jì)算空間劃分106量級(jí)的網(wǎng)格數(shù)目，計(jì)算效率較低。為簡(jiǎn)化計(jì)算，采用AUTODYN中Remap功能對(duì)復(fù)合裝藥的爆轟波傳播及砌體墻的破壞過程進(jìn)行分步計(jì)算。

首先，建立如圖1(a)所示的二維軸對(duì)稱模型，其中，中心藥柱直徑3.5cm，隔爆材料內(nèi)徑3.5cm，外徑6.5cm，外層藥柱內(nèi)徑6.5cm，外徑9.5cm，高度均為20cm，網(wǎng)格單元尺寸2.5mm×2.5mm。在模型上側(cè)和右側(cè)設(shè)置無反射邊界條件，下側(cè)為剛性地面。起爆方式為柱形裝藥底部中心起爆，當(dāng)炸藥爆轟產(chǎn)物傳播至邊界時(shí)終止計(jì)算，生成的結(jié)果保存為映射文件。

其次，將二維計(jì)算結(jié)果映射至三維空氣域，映射點(diǎn)位于距砌體墻表面0.5m處的對(duì)稱面，見圖1(b)。在砌體周圍使用Euler網(wǎng)格建立空氣域，空氣邊界同樣設(shè)置無反射邊界條件。砌體墻采用Lagrange算法，在AUTODYN中的Frag/Brick模塊建立1/2模型并在其底部設(shè)置固定邊界條件，為得到砌體破壞及動(dòng)態(tài)響應(yīng)數(shù)據(jù)，在砌體墻前后表面各設(shè)置6個(gè)等距觀測(cè)點(diǎn)，如圖1(c)所示?？諝庥蚓W(wǎng)格尺寸2.78cm×2.81cm×2.5cm，砌體中每塊磚尺寸22.5cm×7.5cm×10.25cm，在x方向設(shè)置9塊磚，y方向24塊磚，z方向1塊磚，磚塊間黏合砂漿厚1cm，磚塊網(wǎng)格沿尺寸方向劃分7×2×3等分，砂漿的網(wǎng)格由系統(tǒng)生成并自動(dòng)匹配，空氣、磚塊和砂漿網(wǎng)格如圖2所示。利用AUTODYN提供的Euler/Lagrange全接觸算法模擬爆炸波與砌體墻的相互作用。

圖1 復(fù)合裝藥爆轟波傳播及砌體墻破壞過程的計(jì)算模型Fig.1 Computational model of shock wave propagation of composite charge and the failure process of masonry wall

圖2 空氣、磚塊及砂漿網(wǎng)格模型Fig.2 Air, brick and mortar mesh model

1.2 模型有效性驗(yàn)證

材料模型及參數(shù)主要參考張彥春[16]和郭玉榮[17]在研究砌體墻受爆炸載荷作用中所采用的模型。復(fù)合裝藥包含3種材料：中心裝藥聚黑2(8701)、隔爆材料聚氨酯(Polyurethane)和外部含鋁裝藥(RDX/Al)。聚黑2(8701)炸藥參數(shù)見文獻(xiàn)[18]，外部裝藥含鋁質(zhì)量分?jǐn)?shù)30%，為考慮鋁粉能量釋放的影響，使用了JWL-Miller模型[19]。計(jì)算主要使用的材料模型及主要參數(shù)見表1和表2。

表1 材料模型

表2 材料參數(shù)

為對(duì)比復(fù)合裝藥和單一裝藥對(duì)砌體墻破壞過程及動(dòng)態(tài)響應(yīng)的差別，分別建立了與復(fù)合裝藥外徑相同的聚黑2及含鋁炸藥的二維模型，也采用映射的方法進(jìn)行計(jì)算。由于復(fù)合裝藥缺少相應(yīng)的沖擊波超壓理論計(jì)算公式，為了說明數(shù)值模擬的精度，將單一裝藥的沖擊波超壓計(jì)算結(jié)果與沖擊波峰值超壓經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式[20]進(jìn)行對(duì)比：

由于本研究裝藥長(zhǎng)度遠(yuǎn)小于爆轟波傳播距離，故可將柱形裝藥近似看成球形裝藥進(jìn)行計(jì)算；裝藥在剛性地面的爆炸需看作兩倍的裝藥在無限空間的爆炸，即ωe=2ω代入計(jì)算。

圖3為數(shù)值計(jì)算結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果的比較。

圖3 數(shù)值計(jì)算與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果比較Fig.3 Comparison of results between numerical calculation and empirical formula

由圖3可以看出，聚黑2炸藥的模擬結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果比較一致，含鋁炸藥模擬結(jié)果比經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式結(jié)果稍大，原因是爆炸沖擊波的超壓和正壓區(qū)沖量取決于能量的動(dòng)態(tài)釋放特性，含鋁炸藥的爆熱隨鋁粉反應(yīng)量的增加而增加，因此近距離內(nèi)的超壓較大。比例爆轟距離較小時(shí)，剛性地面沖擊波反射造成的超壓值高于經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果，因此可以認(rèn)為數(shù)值模擬方法具有較好的精度。

1.3 沖擊波傳播及砌體墻破壞過程分析

圖4給出了不同時(shí)刻復(fù)合裝藥沖擊波遇到砌體墻反射及繞射傳播的整個(gè)過程。為方便對(duì)繞射沖擊波的形成及特征進(jìn)行說明，圖5和圖6給出了對(duì)應(yīng)時(shí)刻垂直于地面中面和平行于地面的切片壓力云圖。結(jié)合壓力云圖可以看出，在0.3ms時(shí)刻，柱形復(fù)合裝藥沖擊波場(chǎng)在裝藥軸線方向和兩側(cè)徑向方向出現(xiàn)了局部高超壓區(qū)。隨著沖擊波的繼續(xù)傳播，高超壓區(qū)的空氣向砌體墻前壁邊緣外的低壓區(qū)流動(dòng)并逐漸得到稀釋，在0.8ms時(shí)刻軸線方向的超壓區(qū)逐漸消失，而徑向的超壓區(qū)逐漸減弱，最終形成稀疏波。從圖5(c)可清楚看到1.1ms時(shí)，稀疏波影響下的氣流同時(shí)受到兩側(cè)及頂部入射沖擊波的影響繞過砌體墻形成繞流，繞過砌體墻后的氣流發(fā)生相互碰撞并在1.8ms時(shí)形成3道新的波系，即繞射沖擊波(包括頂部的繞射及砌體墻兩側(cè)的繞射沖擊波)；在2.5ms時(shí)刻，由于兩側(cè)繞射沖擊波的碰撞，砌體墻頂部沖擊波發(fā)生了明顯的匯聚現(xiàn)象。由圖5(e)、(f)和圖6(e)和(f)還可發(fā)現(xiàn)，沖擊波繞射過砌體墻后，繞流并沒有與地面作用形成馬赫發(fā)射，而是直接與兩邊繞流匯合碰撞形成繞射沖擊波，這一現(xiàn)象發(fā)生在繞射沖擊波接觸地面之前。這和文獻(xiàn)[21]中分析結(jié)果一致。隨著繞射沖擊波的進(jìn)一步傳播，在3.0ms時(shí)砌體頂部的匯聚現(xiàn)象逐漸消失。

圖4 復(fù)合裝藥沖擊波遇砌體墻的傳播過程Fig.4 Propagation process of the composite charge shock wave in masonry wall

圖5 中面內(nèi)沖擊波傳播Fig.5 Propagation of the shock wave in the middle surface

圖6 水平面內(nèi)沖擊波傳播Fig.6 Horizontal propagation of the shock wave

復(fù)合裝藥條件下砌體墻的破壞過程如圖7所示。

圖7 復(fù)合裝藥下砌體墻的破壞過程Fig.7 Failure process of masonry wall under composite charge

在爆炸載荷作用下，由于砂漿抗拉強(qiáng)度很低，材料受損后，屈服強(qiáng)度急劇下降，因此砌體墻底部砂漿與磚塊交界面處的砂漿首先出現(xiàn)塑性變形，沿中心裝藥兩側(cè)向上拓展，在1.14ms時(shí)刻外層裝藥部位出現(xiàn)失效破壞，即圖中的紅色區(qū)域，隨后沖擊波繼續(xù)傳播，破壞區(qū)域向中間和底部?jī)蓚?cè)拓展，在2.13ms時(shí)刻在砌體墻表面形成了一個(gè)與爆轟波外形類似的對(duì)稱破壞區(qū)，這與單一裝藥在砌體墻表面形成的圓形破壞區(qū)差別很大[17]。3.21ms時(shí)刻，砂漿失效處從破壞區(qū)域繼續(xù)向上方拓展，最終在4.17ms時(shí)刻，整個(gè)砌體墻表面均被破壞且底部磚塊開始受沖擊波作用而出現(xiàn)磚塊碎片，砌體破壞最嚴(yán)重的部位主要分布在砌體墻下部三分之一處。

2 不同爆轟加載下砌體墻的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

分別對(duì)中心單點(diǎn)起爆單一聚黑2、含鋁炸藥，端面同時(shí)起爆聚黑2+含鋁炸藥和中心單點(diǎn)起爆(只起爆內(nèi)層炸藥，下同)聚黑2+含鋁炸藥復(fù)合裝藥4種工況進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究不同爆轟加載條件下砌體墻的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，對(duì)其沖擊波壓力分布、砌體墻磚塊飛散速度和砌體鼓包位移等參數(shù)進(jìn)行分析。

2.1 砌體墻表面壓力載荷分布規(guī)律對(duì)比

圖8為砌體墻表面在不同爆炸載荷下壓力峰值的變化情況。

圖8 砌體墻表面壓力峰值分布情況Fig.8 The peak pressure distribution of masonry wall surface

由圖8可知，入射或繞射沖擊波的最大壓力峰值均發(fā)生在砌體的底部，入射壓力和繞射壓力均隨砌體墻高度的增加而減小，由于沖擊波自身的衰減及砌體墻對(duì)沖擊波的吸能消波作用，正面入射壓力峰值遠(yuǎn)大于繞射壓力峰值，單一裝藥條件下的壓力峰值高于復(fù)合裝藥的情形，且隨時(shí)間的增加，衰減幅度大于復(fù)合裝藥條件下峰值壓力的衰減。

圖9為砌體墻表面入射壓力比沖量(I)隨觀測(cè)位置高度h的變化情況，可以看出4種不同爆炸加載方式，最大比沖量仍發(fā)生在砌體墻底部。不同加載條件下的最終比沖量值與壓力峰值類似，隨著觀測(cè)位置高度的增大，彼此非常接近。由圖8和圖9還可以發(fā)現(xiàn)，入射峰值壓力、繞射峰值壓力以及比沖量隨砌體墻高度的增加而趨于均勻分布，這一方面是由于沖擊波自身的衰減，另一方面隨著沖擊波傳播運(yùn)動(dòng)到砌體墻上方時(shí)，沖擊波已經(jīng)由球面波近似發(fā)展成平面波。

圖9 砌體墻表面入射壓力比沖量分布情況Fig.9 The distribution of the specific impulse of incidence pressure for masonry wall surface

2.2 砌體墻磚塊飛散速度對(duì)比

為了分析砌體墻在不同爆轟加載條件下磚塊速度的飛散情況，取7～12共6個(gè)觀測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。由于不同測(cè)點(diǎn)的飛散速度達(dá)到峰值后均有小幅度的回落，然后趨于穩(wěn)定，因此本研究取4ms后的平均速度來表示磚塊的飛散速度。各觀測(cè)點(diǎn)飛散速度變化見圖10。

圖10 砌體墻各觀測(cè)點(diǎn)速度變化曲線Fig.10 Velocity variation curves of each observation point of masonry wall

由圖10可以發(fā)現(xiàn)，單一含鋁炸藥爆炸載荷下，磚塊具有最高的飛散速度，約為48m/s；單點(diǎn)復(fù)合裝藥爆炸載荷下磚塊最高飛散速度最低，約為25m/s。通過不同爆炸載荷下各觀測(cè)點(diǎn)的速度分布可以看出，距離砌體墻底部0.73m以上的磚塊飛散速度均在10m/s以下，離砌體墻底部越近，磚塊飛散速度越大，這與砌體墻表面不同時(shí)刻壓力載荷分布的變化趨勢(shì)是一致的。

根據(jù)文獻(xiàn)[22]柱形裝藥軸向超壓區(qū)域靶板形變量最大的分析結(jié)果及本研究數(shù)值模擬砌體墻破壞的形態(tài)可知，砌體墻中心沿軸向破壞最為嚴(yán)重，為此取3～8ms的穩(wěn)定飛散速度代表各觀測(cè)點(diǎn)的磚塊拋射速度并對(duì)其進(jìn)行擬合，可直觀表現(xiàn)不同爆炸載荷下磚塊速度與觀測(cè)位置高度h的關(guān)系，不同爆炸載荷下觀測(cè)點(diǎn)的磚塊拋射速度與觀測(cè)位置高度的擬合關(guān)系見圖11。

圖11 不同爆炸載荷下觀測(cè)點(diǎn)拋射速度與觀測(cè)位置高度關(guān)系Fig.11 Relationships between the ejecting velocity and height of observation site under different explosion loads

從圖11可以看出，隨著觀測(cè)位置的增高，各觀測(cè)點(diǎn)拋射速度逐漸減小，其下降趨勢(shì)與砌體墻表面壓力峰值的關(guān)系曲線比較吻合，不同爆炸載荷下磚塊拋射速度與觀測(cè)位置高度的擬合公式如下：

(1)

根據(jù)文獻(xiàn)[10]美國TSWG對(duì)砌體墻受爆炸載荷而破壞的試驗(yàn)研究，當(dāng)墻體出現(xiàn)磚碎片飛出的速度達(dá)到9.2m/s時(shí)，就會(huì)對(duì)人員造成較大威脅。將vZ=9.2m/s代入式(1)，求得不同爆炸載荷下的臨界觀測(cè)位置高度分別為0.77、0.97、0.58和0.72m，由此可以說明采用復(fù)合裝藥形式可控制毀傷當(dāng)量。

圖12為不同爆炸載荷下磚塊最大飛散速度隨時(shí)間變化的曲線。

由圖12可知，復(fù)合裝藥較聚黑2和含鋁炸藥爆炸載荷下砌體墻的各觀測(cè)點(diǎn)磚塊最大飛散速度有所降低，砌體墻中上部降低多，底部降低的少，速度值幾乎相同。此外還可以發(fā)現(xiàn)，由于隔爆材料的作用，復(fù)合裝藥單點(diǎn)起爆模式下，磚塊最大飛散速度出現(xiàn)的時(shí)間相對(duì)滯后，而端面起爆模式下，磚塊最大飛散速度出現(xiàn)時(shí)間較單一裝藥又相對(duì)提前。

圖12 不同爆炸載荷下磚塊最大飛散速度對(duì)比Fig.12 Comparison of the maximum ejecting velocity of bricks under different blast loadings

2.3 砌體墻鼓包位移對(duì)比

圖13是8ms時(shí)不同爆炸載荷下砌體墻后表面最大鼓包位移。為反映不同爆炸載荷下鼓包位移的變化過程，將鼓包位移(S)隨時(shí)間變化的數(shù)據(jù)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)，見圖14。

圖13 不同爆炸載荷下最大鼓包位移圖
Fig.13 The maximum drum package displacement diagram under different blast loadings

圖14 砌體墻鼓包位移隨時(shí)間的變化曲線Fig.14 Change curves of the bulge displacement of masonry wall with time

3 隔爆材料對(duì)磚塊拋射速度的影響

為對(duì)比復(fù)合裝藥結(jié)構(gòu)中隔爆材料衰減沖擊波性能，實(shí)現(xiàn)復(fù)合裝藥的不同爆轟能量輸出。將復(fù)合裝藥中聚氨酯(Polyurethane)替換為鋼(Steel)、鋁(Aluminum)、有機(jī)玻璃(Lucite)和橡膠(Rubber)進(jìn)行數(shù)值模擬，材料模型與表1中聚氨酯材料模型相同，其余材料的參數(shù)均取自AUTODYN材料庫[23]，以考察隔爆材料對(duì)砌體墻磚塊拋射速度的影響。

圖15為復(fù)合裝藥采用不同起爆方式得出的砌體墻磚塊拋射速度隨觀測(cè)位置高度變化的擬合曲線。

圖15 不同起爆方式下砌體墻磚塊拋射速度與觀測(cè)位置高度的關(guān)系Fig.15 Relationship between ejecting velocity of masonry wall bricks and height of observation site under different initiation modes

由圖15(a)可以看出，不同隔爆材料的隔爆能力順序?yàn)椋轰?有機(jī)玻璃>天然橡膠>聚氨酯>鋁；圖15(b)中隔爆性能比較關(guān)系為：鋼>有機(jī)玻璃>天然橡膠>鋁>聚氨酯，結(jié)合圖中曲線分析，鋼和有機(jī)玻璃的隔爆性能大致相當(dāng)，鋁和聚氨酯的隔爆性能大致相當(dāng)，而橡膠材料隔爆性能介于中間。

為直觀顯示復(fù)合裝藥在不同起爆方式下拋射速度與觀測(cè)位置高度的關(guān)系，將造成人員生命威脅的臨界速度(9.2m/s)代入擬合關(guān)系式，得出的臨界觀測(cè)位置高度見表3。

表3 不同隔爆材料臨界觀測(cè)位置高度

由表3可以發(fā)現(xiàn)，復(fù)合裝藥兩種起爆方式下鋼和鋁的臨界觀測(cè)位置高度較為接近，而橡膠、聚氨酯和有機(jī)玻璃之間差異性較大，其中聚氨酯臨界觀測(cè)位置高度差值最大，為實(shí)現(xiàn)戰(zhàn)斗部最佳爆轟當(dāng)量的可調(diào)，可以優(yōu)先考慮使用聚氨酯作為隔爆材料。

4 結(jié) 論

(1)在復(fù)合裝藥爆炸載荷下，砌體墻表面均表現(xiàn)出明顯的塑性變形，破壞過程中形成了與單一裝藥破壞區(qū)不同的柱形對(duì)稱破壞區(qū)，最終整個(gè)砌體墻表面被破壞且破壞嚴(yán)重部位分布在砌體下部三分之一處。

(2)獲得了不同爆炸載荷條件下砌體表面壓力載荷分布、砌體墻磚塊拋射速度及砌體墻鼓包位移規(guī)律，其中沖擊波壓力峰值、比沖量值均隨砌體墻高度的增加而減小且趨于均勻分布，單一裝藥條件下的壓力峰值衰減幅度大于復(fù)合裝藥。

(3)聚黑2炸藥、含鋁炸藥、端面同時(shí)起爆聚黑2+含鋁炸藥和單點(diǎn)起爆聚黑2+含鋁炸藥復(fù)合裝藥4種工況下臨界觀測(cè)位置高度分別為0.77、0.97、0.58m和0.72m，且端面同時(shí)起爆與單點(diǎn)起爆造成砌體墻鼓包位移差距較大，說明該復(fù)合裝藥可實(shí)現(xiàn)毀傷當(dāng)量可調(diào)。

(4)獲得了隔爆材料對(duì)砌體墻磚塊拋射速度的影響規(guī)律，找出了不同起爆方式下聚氨酯、鋼、鋁、有機(jī)玻璃和橡膠5種材料在復(fù)合裝藥中的隔爆性能及臨界觀測(cè)位置高度，發(fā)現(xiàn)聚氨酯可實(shí)現(xiàn)戰(zhàn)斗部的最佳當(dāng)量可調(diào)。