鋁蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)爆炸罐動力響應(yīng)研究

王 震， 顧文彬， 原 奇， 陳 姮， 郝禮楷,3

(1. 陸軍工程大學(xué) 野戰(zhàn)工程學(xué)院， 南京 210000；2. 陸軍工程大學(xué) 國防工程學(xué)院， 南京 210000； 3. 66133部隊， 北京 100000)

爆炸罐作為一種潛在危險的限域裝置，能夠最大限度控制爆炸作用范圍，保護(hù)人民群眾的生命和財產(chǎn)安全，目前已被廣泛應(yīng)用于國防、科研、工業(yè)等領(lǐng)域[1]。由于目前常用的單層爆炸罐抗爆能力有限，對大當(dāng)量的炸藥爆炸防護(hù)作用不佳，而且大都存在移動不便、重量大等缺點(diǎn)，因此在爆炸罐的設(shè)計方面將更多地集中于復(fù)合材料和結(jié)構(gòu)的綜合運(yùn)用，許多學(xué)者在理論分析、實驗研究和數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上，進(jìn)行了大量的工作來研究爆炸罐的靜態(tài)和動態(tài)爆破壓力[2-6]，李鴻賓等[7]對爆炸罐內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)壓力進(jìn)行了測量，并根據(jù)試驗結(jié)果擬合得到了爆炸罐內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)壓力的經(jīng)驗計算公式， Simoens等[8]采用試驗的方法對不同形式裝藥爆炸作用下圓柱形爆炸罐的動態(tài)響應(yīng)特征進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)，裝藥形狀對爆炸罐內(nèi)壁所受載荷大小具有重要影響，同時裝藥形狀的差異可能引起殼體應(yīng)變峰值多達(dá)兩倍的大小差距，而起爆位置的差異對爆炸罐的動態(tài)響應(yīng)特征沒有明顯的影響。金鵬剛等[9]利用AUTODYN對炸藥在密閉爆炸罐中爆炸進(jìn)行了數(shù)值模擬，獲得了爆炸罐內(nèi)部沖擊波的傳播過程。

近年來，材料科學(xué)發(fā)展日新月異，復(fù)合材料具有比強(qiáng)度高、比剛度大、良好的比吸能、可設(shè)計性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)。碳纖維、玻璃纖維、氣凝膠、泡沫金屬等具有優(yōu)異力學(xué)性能和緩沖吸能效果的復(fù)合材料在爆炸罐的應(yīng)用方面展現(xiàn)出了巨大的優(yōu)勢。Yasui[10]研究了多層蜂窩鋁板的動態(tài)軸向壓縮特性和壓縮吸能情況。Qiu等[11]建立了固支條件的夾芯圓板在空氣和水中爆炸載荷作用下的理論模型，考慮到爆炸載荷的作用、芯層的壓縮和夾芯結(jié)構(gòu)整體變形在時間上有量級的差異，可以將夾芯板結(jié)構(gòu)的變形分為3個連續(xù)的階段：流固耦合階段、芯層壓縮階段和夾芯板塑形彎曲和拉伸的聯(lián)合作用階段。Hiroaki等[12]采用有限元方法對填充剛性夾雜物的蜂窩結(jié)構(gòu)進(jìn)行了平面沖擊研究，分析了平均應(yīng)力、密實化應(yīng)變和單位體積吸收能量。朱文輝等[13]對球形爆炸罐進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)在球殼中加入泡沫介質(zhì)后，殼體在減輕自身重量的同時還可以吸收爆炸產(chǎn)生的沖擊波能量，使得爆炸罐壁面應(yīng)力顯著減小。進(jìn)一步研究得到泡沫填充的最佳疏松度范圍在100～140，此時可以減輕約三分之一爆炸罐的重量。李興葉等[14-15]采用爆炸罐雙層復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計，在內(nèi)外鋼壁夾層中填充各類緩沖材料，之后對該爆炸罐分別進(jìn)行振動測試實驗和噪聲測試實驗，結(jié)果表明設(shè)計方案的吸能減振降噪效果良好。由于爆炸罐內(nèi)部沖擊波的產(chǎn)生、傳播及演化是一個極其復(fù)雜的過程，不僅涉及到?jīng)_擊波在空氣中的傳播、在爆炸罐內(nèi)壁的反射以及相互間追趕疊加，同時還涉及到爆炸罐變形與沖擊波之間的相互耦合作用問題。目前，對真實爆炸罐內(nèi)部爆炸載荷的特征及分布規(guī)律缺乏系統(tǒng)的認(rèn)識；對響應(yīng)振動的相互作用規(guī)律深入剖析不夠；對于爆炸罐響應(yīng)和內(nèi)爆載荷之間互相作用規(guī)律的研究少見報道；且缺乏系統(tǒng)深入分析復(fù)雜應(yīng)變增長現(xiàn)象的產(chǎn)生機(jī)理。

基于以上原因，本文在國內(nèi)外研究學(xué)者的研究基礎(chǔ)上，通過對單層爆炸罐27 g、64 g、120 g和150 g的TNT裝藥爆炸進(jìn)行了試驗和仿真計算，驗證了數(shù)值模擬的可靠性，并確定了爆炸罐在爆炸中的薄弱位置，設(shè)計了一種內(nèi)襯可滑動的鋼板-鋁蜂窩芯-鋼板結(jié)構(gòu)的復(fù)合多層爆炸罐，建立了復(fù)合多層爆炸罐的細(xì)觀模型；進(jìn)行了150 g、300 g、500 g、700 g和1 000 g的TNT裝藥爆炸仿真計算，通過對單層罐試驗數(shù)據(jù)、仿真數(shù)據(jù)和蜂窩芯復(fù)合多層罐仿真數(shù)據(jù)進(jìn)行對比，分析了爆炸沖擊波在罐體中的傳播規(guī)律以及罐體的應(yīng)變響應(yīng)規(guī)律，對復(fù)合多層爆炸罐的實際應(yīng)用提供了一定的基礎(chǔ)。

1 單層罐試驗及仿真設(shè)計

1.1 試驗方案設(shè)計

單層罐的內(nèi)部爆炸試驗以現(xiàn)有的爆炸罐為基礎(chǔ)，如圖1所示，其尺寸如表1所示。分別設(shè)置密度為1.50 g/cm3的球形TNT藥包27 g、64 g、120 g、155 g，進(jìn)行爆炸罐抗爆性能試驗。試驗在圓筒的側(cè)壁共設(shè)置五個測點(diǎn)來測試壁面的反射超壓，測點(diǎn)P5位于橢圓形下端蓋的極點(diǎn)處，P2、P3、P4、P5與P1分別相距150 mm、300 mm、450 mm、808.95 mm，如圖2所示。

表1 爆炸罐具體參數(shù)Tab.1 Specific parameters of explosion tank

圖1 單層爆炸罐實物圖Fig.1 Physical drawing of single-layer explosion tank

圖2 爆炸罐測點(diǎn)布置圖Fig.2 Layout of measuring points of explosion tank

1.2 單層罐仿真設(shè)計

依據(jù)爆炸試驗系統(tǒng)尺寸建立3D仿真模型，爆炸罐模型由TNT炸藥、空氣和爆炸罐三部分組成，如圖3所示。TNT炸藥采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型，狀態(tài)方程采用*EoS_JWL[16-17]來表示爆炸產(chǎn)物的壓力。狀態(tài)方程的表達(dá)式如式(1)所示

(1)

式中：E，V分別是能量密度和相對體積，在進(jìn)行初始計算時，應(yīng)當(dāng)被賦予初始值E0和V0;A、B和E0是壓力單位，R1、R2、OMEG和V0是無量綱的。其具體材料參數(shù)如表2所示。

表2 JWL狀態(tài)方程的具體參數(shù)Tab.2 Specific parameters of JWL equation of state

空氣選用ALE網(wǎng)格建模，用*MAT_NULL關(guān)鍵字和*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程定義空氣模型的材料特性，狀態(tài)方程的表達(dá)式如式(2)～式(4)，將空氣看成理想狀態(tài)下的氣體, 多項式方程系數(shù)C0=C1=C2=C3=C6= 0，變量系數(shù)γ經(jīng)常設(shè)置成1.4，因此C4=C5= 0.4。E0，ρ0，V0分別是初始能量密度，初始密度，初始相對體積參數(shù)數(shù)值分別是1.29 g/cm3、0.25 MPa和1.0?？諝獾挠嬎銋?shù)如表3所示?？諝饩W(wǎng)格大小為5.5 mm，采取六面體歐拉網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格數(shù)量為1 583 282。

p=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(2)

(3)

C4=C5=γ-1

(4)

表3 空氣的計算參數(shù)[18]Tab.3 Calculation parameters of air[18]

爆炸罐主體及端蓋由Q345R鋼制成，為了精確描述罐體在爆炸中的力學(xué)性能，尤其是在爆炸荷載作用下的變形，本文采用PLASTIC KINEMATIC材料模型定義罐體、螺栓和螺母的材料特性。該模型能夠很好地描述金屬材料具有的力學(xué)性能，在數(shù)值計算中被大量采用，物質(zhì)密度ρ0為7.85 g/cm3，楊氏模量E為209 GPa，泊松比ν為0.28。爆炸罐網(wǎng)格類型采用拉格朗日網(wǎng)格，采取六面體網(wǎng)格進(jìn)行劃分，網(wǎng)格數(shù)量為281 823。

1.3 試驗結(jié)果分析

圖4為P1～P4測點(diǎn)在27 g、64 g、120 g、150 g的TNT裝藥下，爆炸沖擊波峰值壓力的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比圖。由圖4(a)可知，不同裝藥量下壓力的數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果具有較好一致性，P1～P4測點(diǎn)分別距P1測點(diǎn)0、0.15 m、0.3 m、0.45 m，各測點(diǎn)反射超壓峰值隨比例爆距的減小逐漸減小，試驗值的擬合曲線與數(shù)值模擬結(jié)果的擬合曲線近似重合，仿真效果與試驗結(jié)果吻合度高。

為了定量地描述試驗與數(shù)值模擬之間的差異，將爆炸沖擊波峰值壓力數(shù)值模擬結(jié)果作為X軸，試驗結(jié)果作為Y軸，繪制圖4(b)。圖中斜率為1的直線上表示數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果完全一致，當(dāng)試驗點(diǎn)落于直線下方時，表示數(shù)值模擬計算的爆炸沖擊波峰值壓力比試驗值大，當(dāng)試驗點(diǎn)落于直線的上方時，表示數(shù)值模擬計算的爆炸沖擊波峰值壓力比試驗值小。從圖4(b)中可以直觀地看到，試驗點(diǎn)基本上都落于斜率為1的實線和斜率為0.80的虛線之間，誤差在20%以內(nèi)。分析表明，數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，數(shù)值模型相對正確，可作為進(jìn)一步研究的參考，并發(fā)現(xiàn)端蓋處荷載最大，為爆炸罐的最薄弱位置。

(a) 超壓峰值對比

2 復(fù)合多層爆炸罐細(xì)觀模型建立

根據(jù)單層罐的試驗和仿真研究得出爆炸罐的最薄弱位置為端蓋處，因此本文采用一種內(nèi)襯可滑動的鋼板-鋁蜂窩芯-鋼板結(jié)構(gòu)進(jìn)行復(fù)合多層爆炸罐的設(shè)計，并在其最薄弱的端蓋處增加鋁蜂窩芯的厚度。在爆炸荷載作用下，滑動的內(nèi)襯能夠最大限度的壓縮鋁蜂窩芯，使其充分吸收爆炸作用釋放的能量，減小了直接作用于爆炸罐外壁的爆炸荷載。新型的復(fù)合多層爆炸罐在提高抗爆能力方面具有優(yōu)良的應(yīng)用前景[19-21]。在本節(jié)中，給出了鋁蜂窩芯三維模型的生成算法，利用LS-DYNA軟件建立了1：1的三維實體細(xì)觀模型，通過數(shù)值模擬的手段探究了新型復(fù)合爆炸罐的抗爆能力。鋁蜂窩芯生成算法由三個步驟組成，首先通過陣列生成蜂窩狀幾何外形；其次建立結(jié)構(gòu)有限元模型，為所提取的蜂窩幾何外形設(shè)置細(xì)胞壁厚；最后在結(jié)構(gòu)有限元模型中進(jìn)行網(wǎng)格映射，刪除粗骨料，提取鋁蜂窩芯網(wǎng)格，得到鋁蜂窩芯三維有限元模型。

2.1 幾何模型生成

鋁蜂窩芯由大量的孔和細(xì)胞壁組成，孔的邊長一般為5～6 mm，厚度約為0.04～0.06 mm。通過規(guī)則陣列矩陣生成二維蜂窩模型結(jié)構(gòu)，如圖5所示，其規(guī)則的多孔結(jié)構(gòu)不僅提供了緩沖吸能特性，還可以增大強(qiáng)度。隨后將二維模型擴(kuò)展到三維立方體域，根據(jù)爆炸罐試件特征生成柱體和端蓋的內(nèi)襯結(jié)構(gòu)，如圖6所示。復(fù)合爆炸罐具體參數(shù)如表4所示。

表4 復(fù)合爆炸罐具體參數(shù)Tab.4 Specific parameters of composite explosion tank

(a) 爆炸罐內(nèi)襯

(b) 端蓋內(nèi)襯圖6 三維蜂窩模型Fig.6 3D honeycomb model

2.2 有限元網(wǎng)格生成

將粒子的幾何特征在立方體中進(jìn)行有限元網(wǎng)格映射，形成適應(yīng)性網(wǎng)格，當(dāng)元素的所有節(jié)點(diǎn)全部或部分位于孔隙內(nèi)時，材料性質(zhì)設(shè)為孔隙。否則，它就是鋁蜂窩芯。根據(jù)孔在試樣中的位置，確定網(wǎng)格的材料性質(zhì)。最后得到鋁蜂窩芯的有限元模型如圖7所示。

(a) 端蓋蜂窩芯有限元模型

(b) 柱體蜂窩芯有限元模型圖7 三維有限元模型Fig.7 Three-dimensional finite element model

2.3 蜂窩芯爆炸罐模型

根據(jù)爆炸罐仿真設(shè)計建立如圖8所示的有限元模型，模型包括空氣、圓柱筒體、法蘭、鋁蜂窩芯等部分，為了準(zhǔn)確分析泡沫鋁三明治夾芯板在強(qiáng)動態(tài)載荷作用下的非線性行為，采用LS-DYNA中PLASTIC KINEMATIC材料模型描述鋁蜂窩芯的材料特性。

圖8 蜂窩芯爆炸罐模型Fig.8 Honeycomb core explosion tank model

鋁蜂窩芯的基體材料為鋁合金，其組成為Al-Si(7-9%)-Mg(0.5-1%)，具體計算參數(shù)如下：質(zhì)量密度ρ=2 730 kg/m3，楊氏模量E= 70 GPa，泊松比ν= 0.34，屈服應(yīng)力SIGY=185 MPa，切線模量ETAN=4.62 GPa[21]。

空氣選用ALE網(wǎng)格建模，用*MAT_NULL關(guān)鍵字和*EOS_LINEAR_ POLYNOMIAL狀態(tài)方程定義空氣模型的材料特性，空氣的計算參數(shù)見表3。

2.4 鋁蜂窩芯的破壞準(zhǔn)則

在幾何非線性分析中，常采用侵蝕技術(shù)刪除鋁蜂窩芯胞壁中畸變嚴(yán)重的元素，從而模擬鋁蜂窩芯胞壁的破壞。當(dāng)一個單元中的應(yīng)力或應(yīng)變滿足預(yù)先定義的失效條件時，它就會自動移除元件。我們使用不同的侵蝕閾值進(jìn)行了大量計算，本文根據(jù)蜂窩芯變化形態(tài)最終確定鋁蜂窩芯侵蝕應(yīng)變?yōu)?.37[22]。

3 結(jié)果分析

3.1 復(fù)合多層爆炸罐中沖擊波的運(yùn)動分析

圖9為500 g的TNT裝藥質(zhì)量下爆炸罐內(nèi)部爆炸應(yīng)力云圖。起爆時間為0，爆炸沖擊波大約在0.1 ms時到達(dá)爆炸罐內(nèi)壁，然后形成的反射沖擊波因為墻上的阻塞效應(yīng)在0.14 ms時沿著爆炸罐內(nèi)壁向兩端傳播。大約在0.32 ms時，可以清晰的看到馬赫反射波和三波交叉現(xiàn)象出現(xiàn)。

圖9 爆炸罐內(nèi)爆炸應(yīng)力云圖Fig.9 Explosion stress cloud map in explosion tank

值得注意的是，爆轟中心環(huán)面上的反射波正逐漸向爆炸罐中心收斂，在0.35 ms時環(huán)面反射的沖擊波、生成的次生沖擊波、四面八方的爆炸波成功收斂于爆炸罐中心，并繼續(xù)向爆炸罐兩端進(jìn)行沖擊。

3.2 復(fù)合多層爆炸罐的吸能機(jī)理

復(fù)合多層爆炸罐圓柱筒體部分，鋼筒蜂窩芯內(nèi)襯的運(yùn)動以及變形吸能過程如圖10所示。t=1 ms時，蜂窩芯擠壓破壞開始發(fā)生，圓柱筒體內(nèi)襯部分在爆炸沖擊波作用下沿內(nèi)端蓋的切邊滑移，并產(chǎn)生擠壓壓縮，t=4 ms時，破壞程度加劇，蜂窩芯發(fā)生較大變形，爆炸罐內(nèi)側(cè)鋼板發(fā)生彎曲，t=6 ms時，相對滑移結(jié)束，沒有脫離接觸，使得沖擊波無法直接作用到爆炸罐壁面上。這種分離式的內(nèi)襯設(shè)計，可使內(nèi)襯在空間內(nèi)沿“上下前后左右”六個方向運(yùn)動，從而使得其抗爆消波作用顯著。

圖10 柱體蜂窩芯緩沖吸能視圖Fig.10 Cylinder honeycomb core buffer energy absorption view

復(fù)合多層爆炸罐端蓋部分內(nèi)襯的變形吸能過程如圖11所示。由圖11可知，端蓋內(nèi)襯在爆炸沖擊波的作用下，壓縮外圍的蜂窩芯內(nèi)襯沿筒體方向做軸向運(yùn)動，并帶動筒體部分的蜂窩芯內(nèi)襯發(fā)生滑移運(yùn)動，t= 4 ms時，端蓋處的內(nèi)側(cè)鋼板變形嚴(yán)重，端蓋蜂窩芯內(nèi)襯的變形刪除已經(jīng)基本完畢，筒體部分的相對滑移結(jié)束。

圖11 端蓋蜂窩芯緩沖吸能視圖Fig.11 End cover honeycomb core buffer energy absorption view

3.3 復(fù)合多層爆炸罐的應(yīng)變分析

五種不同裝藥情況下復(fù)合多層爆炸罐各測點(diǎn)的應(yīng)變與單層罐的150 g的TNT炸藥量的各測點(diǎn)應(yīng)變對比如圖12所示，圖12(a)為環(huán)向應(yīng)變對比圖，圖12(b)為徑向應(yīng)變對比圖，各測點(diǎn)用S1～S4表示，150-single表示為單層罐爆炸150 g的TNT炸藥量的應(yīng)變，為了分析復(fù)合罐內(nèi)襯的對于爆炸罐外層鋼板的保護(hù)和緩沖作用，單層罐與復(fù)合多層罐的應(yīng)變測點(diǎn)均取自外層鋼板中心點(diǎn)。從圖12中可以看出，單層罐各測點(diǎn)的應(yīng)變數(shù)據(jù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于蜂窩芯復(fù)合多層爆炸罐的應(yīng)變峰值，內(nèi)襯的作用使得應(yīng)變峰值得到了極大的衰減。對于復(fù)合多層爆炸罐而言，炸藥爆炸的能量通過蜂窩芯內(nèi)襯之間的相互碰撞傳遞到外壁，受到的沖擊作用較為“緩和”，不存在明顯的應(yīng)變增長現(xiàn)象，最大應(yīng)變出現(xiàn)大都出現(xiàn)在第一個周期，而后迅速減弱。復(fù)合多層爆炸罐S1測點(diǎn)的環(huán)向應(yīng)變平均值由51.1 με降至16 με，由此可見蜂窩芯材料能夠起到很好地衰減沖擊波并且降低應(yīng)變峰值的作用。復(fù)合多層爆炸罐各測點(diǎn)的徑向應(yīng)變與單層罐各測點(diǎn)的徑向應(yīng)變相比，應(yīng)變峰值有所減小。由于金屬內(nèi)襯的加入，結(jié)構(gòu)強(qiáng)度方面有所加強(qiáng)，因此在沖擊載荷作用下，其峰值位移和應(yīng)變會有所降低。對于端蓋S5測點(diǎn)，馬赫波沿端蓋內(nèi)壁傳播并最終在端蓋極點(diǎn)處匯聚，使得爆炸罐橢球端蓋極點(diǎn)所受載荷在整個爆炸罐殼體中最大。由于鋁蜂窩芯在端蓋處加大厚度，使得其1 000 g的TNT炸藥量下的應(yīng)變值遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于150 g的TNT炸藥量下的單層罐的應(yīng)變值。

(a) 環(huán)向應(yīng)變對比圖

(b) 徑向應(yīng)變對比圖圖12 復(fù)合多層罐與單層罐應(yīng)變對比Fig.12 Comparison of strain between composite multilayer tank and single-layer tank

圖13為復(fù)合多層罐與單層罐S1測點(diǎn)的應(yīng)變時程曲線圖，由圖可知，增加鋁蜂窩芯后，應(yīng)變被降頻，基本不會引起爆炸罐的節(jié)拍效應(yīng)；而單層爆炸罐外殼的應(yīng)變由于“節(jié)拍效應(yīng)”，應(yīng)變曲線呈現(xiàn)非嚴(yán)格一致的周期性消漲特征，在5 ms之內(nèi)不斷震蕩。說明蜂窩芯的內(nèi)襯設(shè)計能夠大幅度提高爆炸罐的抗爆消波能力，蜂窩芯內(nèi)襯的復(fù)合多層爆炸罐的環(huán)向應(yīng)變下降幅度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于徑向應(yīng)變下降幅度。

圖13 S1測點(diǎn)應(yīng)變時程曲線圖Fig.13 S1 measuring point strain time history curve

4 結(jié) 論

本文對單層爆炸罐的內(nèi)部爆炸壓力載荷進(jìn)行試驗測試和仿真計算，確定爆炸罐的最薄弱位置，并進(jìn)行了復(fù)合多層爆炸罐的設(shè)計，建立復(fù)合多層爆炸罐3D細(xì)觀模型，分析爆炸罐的內(nèi)荷載分布規(guī)律及端蓋內(nèi)流場的分布和演化規(guī)律。主要結(jié)論如下：

(1) 單層爆炸罐3D模型的數(shù)值計算分析方法與試驗結(jié)果吻合較好，數(shù)值模型相對正確，能夠可靠預(yù)測沖擊波在單層罐體中的傳播，并發(fā)現(xiàn)由于三波的匯聚使得爆炸罐0.808 95m的端蓋處荷載最大，確定端蓋兩極為爆炸罐的最薄弱位置。

(2) 采用一種內(nèi)襯可滑動的鋼板-鋁蜂窩芯-鋼板結(jié)構(gòu)進(jìn)行復(fù)合多層爆炸罐的設(shè)計，建立復(fù)合多層爆炸罐的細(xì)觀模型。在爆炸作用下，蜂窩芯內(nèi)襯的變形過程與能量的耗散同時進(jìn)行，滑動的內(nèi)襯能夠最大限度地壓縮鋁蜂窩芯，使其充分吸收爆炸作用釋放的能量，減小直接作用于爆炸罐罐體的爆炸荷載，且變形是耗能的主要途徑。

(3) 鋁蜂窩芯內(nèi)襯可以使爆炸罐獲得更好的抗爆能力，成功使1 000 g的TNT炸藥量下復(fù)合罐的S1測點(diǎn)的應(yīng)變值小于150 g的TNT單層罐的S1測點(diǎn)的應(yīng)變值，顯著提高了爆炸載荷向內(nèi)襯的能量傳遞，可為工程設(shè)計提供參考。