苗 潤，王偉力，吳世永，杜茂華

(1.海軍航空大學(xué)岸防兵學(xué)院，山東 煙臺 264001; 2.海軍工程大學(xué)兵器工程學(xué)院，湖北 武漢 430032)

0 引 言

小型作戰(zhàn)艦艇主要用于執(zhí)行對艦/潛攻擊、近海巡邏、警戒、護航、護魚、海上搜索救援等任務(wù)[1]。近些年，小型作戰(zhàn)艦艇的體量明顯增大、功能顯著加強、作戰(zhàn)能力不斷提升。導(dǎo)彈巡邏艇更是成為部分國家近海防御的主要力量[2]，例如韓國在第2次延平海戰(zhàn)后大量開發(fā)和研制具備遠距離海上打擊能力的小型作戰(zhàn)艦艇，以應(yīng)對日益頻繁的韓朝雙方海上沖突，其中預(yù)計配備約40艘“犬鷲”級導(dǎo)彈巡邏艇；日本也于2002年開始正式裝備“隼”級導(dǎo)彈艇；中國配備了“紅稗”級雙體導(dǎo)彈艇作為近海防御時的主要武器；越南海軍更是大量購置俄羅斯的導(dǎo)彈快艇用于近海巡邏和警戒。

針對小型作戰(zhàn)艦艇目標特性的問題，胡志強[3]針對濱海作戰(zhàn)需要，分析了小型水面艦艇的作戰(zhàn)性能特點和未來發(fā)展趨勢；方志剛等[4]分析了俄羅斯500 t級導(dǎo)彈艇的設(shè)計特點，指出俄羅斯導(dǎo)彈艇的主體結(jié)構(gòu)并沒有采用小型快艇多使用的鋁合金材料，而是采用高強度合金鋼。

針對帶有復(fù)合裝甲的艦船艙壁侵徹方面，袁天等[5]通過LS-DYNA平臺建立了凱夫拉結(jié)構(gòu)的細觀模型，采用*ADD_EROSION失效模型定義了材料失效，并驗證了其準確性；張元豪等[6]通過LS-DYNA平臺進行了高速立方彈體侵徹玻璃鋼和鋼制組合靶的數(shù)值模擬計算，說明了玻璃鋼層前置時組合艙壁抗侵徹能力更好；徐立志等[7]給出高強聚乙烯材料在不同應(yīng)變率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，其中說明了在高應(yīng)變率條件下高強聚乙烯材料本構(gòu)模型可采用修正的J-C塑性模型，可以較為準確地描述高應(yīng)變率條件該材料的塑性段。目前尚未有關(guān)于半穿甲戰(zhàn)斗部對密集加筋結(jié)構(gòu)的復(fù)合裝甲侵徹方面的研究。

針對艙室結(jié)構(gòu)在爆炸載荷下毀傷效應(yīng)方面，Nurick等[8-9]進行了大量帶加強筋板架結(jié)構(gòu)的爆炸實驗和數(shù)值模擬，給出了有限元分析中加強筋結(jié)合板架結(jié)構(gòu)的失效模型，得出一種剛性漸進退化的失效分析方法；侯海量等[10-11]等進行了縮比艙室的內(nèi)爆試驗，證明了艙室板架結(jié)構(gòu)沿角隅部位發(fā)生撕裂失效并發(fā)生大撓度外翻變形是艙內(nèi)爆炸載荷作用下結(jié)構(gòu)的主要失效模式。目前針對艙室結(jié)構(gòu)的內(nèi)爆毀傷研究多針對大型艦船，針對小型艦船的研究較少。

小型艦艇相比于大型艦艇，核心艙室數(shù)目較少，艙室尺寸較小，艙室選用材料強度較小，其結(jié)構(gòu)板材較薄，型材設(shè)置較密，艙室內(nèi)設(shè)備集成度較高，部分重要艙室會加裝復(fù)合裝甲用以防止彈片或沖擊波的破壞。就目前常見的半穿甲反艦導(dǎo)彈單發(fā)命中此類小型艦艇內(nèi)部一般即可將其擊沉，由于小型作戰(zhàn)艦艇造價低廉，數(shù)量較大，采用國內(nèi)現(xiàn)有反艦導(dǎo)彈對其逐個打擊成本較高。因此，通過本文的研究預(yù)估毀傷該類艦船的裝藥量，具有一定的應(yīng)用價值。

1 有限元建模

1.1 典型艙室結(jié)構(gòu)設(shè)計

通過對各國千噸左右級小型艦艇進行調(diào)研可以得到以下結(jié)論：1)該級別小型艦艇以輕型護衛(wèi)艦和導(dǎo)彈艇為主，船型采用傳統(tǒng)型設(shè)計較多，還有部分為雙體穿浪型結(jié)構(gòu)；2)長度小于85 m，寬度小于14 m；3)上層建筑通常為2～3層，甲板下方為單層或2層艙結(jié)構(gòu)；4)該級別艦艇結(jié)構(gòu)比較緊湊，絕大部分艙室沒有防護，可能配備防護裝甲的艙室主要有指揮艙、駕駛艙、彈藥艙、機艙以及燃油艙；5)不同排水量小型艦艇由于不同的設(shè)計方案，核心艙室的位置會略有不同，如作戰(zhàn)指揮室位置可位于駕駛室后方、下方或艦炮下方，燃油室可位于甲板下一層或艦船底層等。

由于反艦導(dǎo)彈主要攻擊水面艦艇水線以上的側(cè)舷部分，根據(jù)小型作戰(zhàn)艦艇的核心艙室位置布局，對其位于水線以上的機艙和作戰(zhàn)指揮艙進行打擊較為理想。根據(jù)有關(guān)小型艦船的調(diào)研數(shù)據(jù)，可對其典型艙室進行如下設(shè)計：典型艙室尺寸為5 m×4 m×2.5 m，采用某型艦船鋼材料，頂板和側(cè)舷方向艙壁厚8 mm，底板厚5 mm，其余壁板厚4 mm；頂板、底板、縱壁板加強筋采用8號球扁鋼和⊥4×200/6×80的T型鋼，采用橫縱相交的加強筋布置方式，其中T型鋼僅縱向布置，間隔為1 m；球扁鋼橫向、縱向均布置，間隔為0.5 m。橫壁板采用6號球扁鋼和⊥4×150/6×80的T型鋼，僅設(shè)置縱向加強筋，每間隔0.5 m設(shè)置1條球扁鋼，每間隔1 m設(shè)置1條T型鋼。彈孔尺寸根據(jù)所用彈體侵徹靶板試驗結(jié)果設(shè)定，彈孔直徑為25 cm，著靶位置為單縱向加強筋結(jié)構(gòu)，彈孔圓心距離上下橫向扁鋼均為25 cm、左右T型鋼均為50 cm。機艙1/2模型如圖1所示。

圖1 1/2典型艙室結(jié)構(gòu)圖

試驗用典型艙室尺寸為3 m×3 m×2.5 m，前板（編號 1）厚 10 mm，右板（編號 2）、后板（編號 3）、左板（編號4）厚度均為4 mm，上板（編號5）、下板（編號6）壁厚均為8 mm，材料為Q235鋼，該材料密度為=7.83 g/cm3，楊氏模量E=201 GPa，b泊松比=0.284，屈服強度為235 MPa。間隔1 m布設(shè)一根橫梁，間隔800 mm布設(shè)一根縱骨橫梁采用6號扁鋼，縱骨采用⊥6×80/6×160的T型鋼，采用密度為1.85 g/cm3的溫壓炸藥在艙室中心處起爆。

1.2 有限元結(jié)構(gòu)建模

數(shù)值模擬用半穿甲戰(zhàn)斗部彈體直徑200 mm，攜帶溫壓炸藥約9.5 kg，戰(zhàn)斗部總重約22.5 kg，結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。

圖2 彈體結(jié)構(gòu)尺寸圖（單位：mm）

靶板采用 8 mm厚超高分子量聚乙烯+8 mm厚某型艦船鋼結(jié)構(gòu)，設(shè)定靶板長寬尺寸為1 m×1 m，加強筋采用6號扁鋼，尺寸為60 mm×6 mm，采用共節(jié)點方式與艙壁相連。組合加筋板結(jié)構(gòu)如圖3所示。

圖3 組合加筋板結(jié)構(gòu)示意圖

彈體和靶板均建立1/4實體建模，采用SOLID164六面體單元，采用Lagrange網(wǎng)格單元劃分，靶板自由面設(shè)置無反射邊界，采用面-面接觸侵蝕算法；艙室內(nèi)爆中，炸藥和空氣2種材料采用Euler網(wǎng)格單元劃分，全部采用共節(jié)點映射網(wǎng)格，均為八節(jié)點六面體單元。計算中單元運用多物質(zhì)ALE算法，其中炸藥設(shè)為柱形裝藥，中心點起爆?？諝獬叽绫扰摫谕鈬叽缭黾?0 cm，其四周設(shè)置透射邊界。

1.3 材料本構(gòu)關(guān)系及失效準則

內(nèi)爆與侵徹試驗中的艙壁鋼板均采用隨動硬化彈塑性模型（plastic-kinematic），某艦船材料密度為=7.83 g/cm3，屈服強度為480 MPa，切線模量Et=319 MPa，硬化參數(shù)取0.2，采用Mises屈服準則定義其失效，其失效應(yīng)變?nèi)?.2[12]，采用Cowper-Symonds模型表示其應(yīng)變率效應(yīng)，其中SRC和SRP值分別取4×10-5和12。焊縫部分采用固連失效模型，通過定義焊接點處的雙向失效應(yīng)力，計算焊縫處的斷裂情況。其失效準則為

超高分子聚乙烯材料采用正交各向異性的彈性模型，使用Chang-Chang失效準則，該準則將纖維材料的失效形式分為基體開裂、壓縮失效和纖維斷裂3種形式[7]，失效公式為

其中，X為軸向強度，Y為橫向強度，S為剪切強度；下標為1表示沿纖維軸向，2為沿纖維環(huán)向；下標為T為拉伸，c為壓縮。當滿足式（2）～式（5）時，定義材料破壞。該材料密度為0.97 g/cm3，面內(nèi)拉伸模量為48.6 GPa，面內(nèi)拉伸強度為950 MPa，壓縮彈性模量為6.5 GPa，壓縮強度為250 MPa，伸長率為3.5%。各項異性模型參數(shù)Ea，Eb，Ec分別為 30.7，30.7，1.97 GPa；Gab，Gbc，Gca分別為0.73，0.67，0.67 GPa；分別為 0.12,0.46,0.46 GPa[14]。

炸藥在侵徹過程中不起爆，在侵徹的數(shù)值計算中設(shè)定為配重體，為簡化計算，設(shè)定為剛體模型，密度為1.85 g/cm3，楊氏模量為3.6 GPa，泊松比為0.34。

艙室內(nèi)爆所用溫壓炸藥采用JWL狀態(tài)方程進行描述，部分參數(shù)參考[15-16]，密度=1.85 g/cm3、爆速DCJ=7 300 m/s、 爆 壓pCJ=25.5 GPa，A=212.2 GPa，B=7 GPa，R1=4.4，R2=1.2，=0.38。

2 模型可靠性驗證

內(nèi)爆對照試驗的艙室為全封閉的3 m×3 m×2.5 m的縮比艙室，前板厚10 mm，上、下板厚8 mm，其余艙壁厚4 mm。材料為某型船用鋼，采用密度為1.85 g/cm3、質(zhì)量為5 kg溫壓炸藥在艙室中心處起爆。試驗中艙室結(jié)構(gòu)和超壓測試點位置如圖4所示，艙室內(nèi)共設(shè)置超壓測試點15處，分別位于艙室的3個表面；前板在試驗中各測試點超壓-時間曲線與數(shù)值計算各測試點超壓-時間曲線分別由如圖5和圖圖6所示，通過圖5可以發(fā)現(xiàn)，艙室內(nèi)的沖擊波超壓一般經(jīng)歷兩次峰值后歸零，其中超壓最大值出現(xiàn)在焊縫或角隅處測試點；該艙壁的試驗照片與數(shù)值模擬圖片對比如圖7所示，兩者變形情況相似，加強筋彎曲位置相似。通過對比兩者的數(shù)據(jù)信息及破壞效果可以驗證數(shù)值模擬中模型的準確性。試驗與數(shù)值模擬測試點超壓峰值對比如表1所示。

由于超壓測試中，采用壁面型壓力傳感器，測試壓力與沿地面運動的馬赫波壓力無法在數(shù)值計算中體現(xiàn)[17]，此外其對沖擊波正壓持續(xù)時間[18]等因素也會對測試結(jié)果產(chǎn)生較大影響，而數(shù)值計算中的壓力值均為理想值，因此會存在一定的計算誤差。對比無彈孔情況的試驗和數(shù)值計算的壓力峰值，計算獲得的峰值的變化規(guī)律與試驗獲取值基本接近，且趨勢基本吻合，各測試點壓力峰值的平均誤差約為12.8%，說明有限元計算結(jié)果較為準確。

圖4 試驗結(jié)構(gòu)與超壓測試點

圖5 試驗中測試點超壓-時間曲線

圖6 數(shù)值模擬中測試點超壓-時間曲線

圖7 前艙壁試驗與數(shù)值模擬破壞效果對比（單位：102GPa）

表1 測試點超壓峰值對比

3 復(fù)合裝甲艙壁侵徹數(shù)值模擬分析

3.1 侵徹無加強筋UHMWPE+艦船鋼艙壁的數(shù)值模擬分析

設(shè)置彈體著靶速度從180 m/s起，每20 m/s增加一組算例，計算戰(zhàn)斗部侵徹無加筋結(jié)構(gòu)區(qū)域時彈體的剩余速度，剩余速度-時間曲線如圖8所示。通過分析曲線可知，當彈體著靶速度為180 m/s時，彈體與無法穿過鋼+纖維材料層，分別計算彈體侵徹單一超高分子量聚乙烯層和艦船鋼層，可以分別得到兩種材料的臨界速度，如圖9所示。

圖8 戰(zhàn)斗部侵徹聚乙烯層復(fù)合裝甲速度-時間曲線

圖9 臨界速度-時間曲線

該彈體穿透8 mm厚某型艦船鋼的臨界速度在140～150 m/s之間，穿透8 mm超高分子量聚乙烯層的臨界速度在100～110 m/s之間。將以上值代入德·馬爾經(jīng)驗公式[18]中，該公式可用于計算艦船用鋼的臨界侵徹速度和極限侵徹穿深[19-20]。

其中，vc為能穿透靶板的最小著靶速度，單位為 m/s；K為材料系數(shù)；d為彈體直徑，單位為dm；b為靶板厚度，單位為dm；m為彈體總質(zhì)量，單位為kg；為入射偏角，單位為（°）。

當彈體侵徹8 mm船用鋼層和超高分子量聚乙烯層的臨界速度為145 m/s、105 m/s時，可得某型艦船鋼的材料參數(shù)K在1 400左右，該結(jié)果與常用低碳鋼參數(shù)K值接近，8 mm聚乙烯層可等效為5.5 mm艦船鋼靶。

此外，當彈體著靶速度從220 m/s上升至240 m/s時，剩余速度有較為明顯的上升，而著靶速度從240 m/s上升至260 m/s時，剩余速度的相差較小。由此可以說明，超高分子量聚乙烯層對低速彈體侵徹靶板的剩余速度影響更為明顯。

3.2 侵徹不同加筋結(jié)構(gòu)UHMWPE+艦船鋼艙壁的數(shù)值模擬分析

將彈體以260 m/s侵徹靶板的著靶點分別設(shè)置為無加強筋的板格結(jié)構(gòu)、1條加強筋、2條加強筋。其中命中1條加強筋和2條加強筋的侵徹后對比如圖10所示。

通過破壞情況可以看出，加筋結(jié)構(gòu)對于彈體侵徹起到一定的阻礙作用，當艙壁面已出現(xiàn)明顯斷裂時，加筋結(jié)構(gòu)仍保持一定強度，使彈體動能持續(xù)轉(zhuǎn)化為對加強筋材料所做的塑性功，使彈體剩余速度持續(xù)下降，直至加強筋發(fā)生斷裂。

3種情況剩余速度-時間曲線如圖11所示，通過剩余速度分析可以得出結(jié)論：彈體以260 m/s速度侵徹組合加筋靶，當侵徹過程經(jīng)過1條加強筋時，其速度下降約1.3%，彈體所消耗動能約占初始動能的2.6%；經(jīng)過2條加強筋時，其速度下降約4.8%，彈體所消耗動能約占初始動能的9.4%。而當彈體以180 m/s速度侵徹時，經(jīng)過1條加強筋速度下降約3.9%，彈體所消耗動能約占初始動能的7.7%；經(jīng)過2條加強筋時，其速度下降約9.2%，彈體所消耗動能約占初始動能的17.6%。說明彈體初始動能越小，加筋結(jié)構(gòu)對于侵徹能力的影響越明顯。

圖11 侵徹不同加筋結(jié)構(gòu)剩余速度-時間曲線

4 帶侵徹彈孔典型艙室內(nèi)爆的數(shù)值模擬分析

4.1 艙室毀傷過程描述

數(shù)值模擬得到炸藥在艙室內(nèi)爆炸后不同時間段毀傷效果應(yīng)力云圖，如圖12所示。裝藥在艙室中心爆炸，產(chǎn)生沖擊波和爆轟產(chǎn)物向四周發(fā)散，到達艙壁的先后順序根據(jù)艙壁距離爆心的遠近而不同。沖擊波先于爆轟產(chǎn)物到達艙壁，使得艙壁上加強筋和板架變形破損，并在艙壁和角隅處匯聚疊加，在艙體尚未發(fā)生結(jié)構(gòu)破裂時，侵徹彈孔處會間歇性噴出爆轟產(chǎn)物，導(dǎo)致破孔附近艙壁壓力較高，如圖12(a)所示；艙室在3 150 μs時，沖擊波在角隅處的匯聚疊加，使得底板與右側(cè)艙壁焊縫處破損，出現(xiàn)裂口，艙內(nèi)壓力明顯下降，7 400 μs時右側(cè)艙壁與其他艙壁完全脫離，15 700 μs時，艙室完全解體。

4.2 艙室內(nèi)沖擊波超壓分析

為了了解沖擊波在艦艇艙室中的傳播規(guī)律和對艙壁的作用，選取5處比較具代表性的超壓測試點，查看其位置的沖擊波超壓時間歷程曲線。P1為側(cè)舷與底板焊接處附近壓力測試點，該點為距離起爆點最近的板焊接角隅處；P2為與側(cè)舷中心點侵徹彈孔附近壓力測試點，該點可反映彈孔附近的壓力情況；P3為底板中心壓力測試點，該點為爆轟波最先接觸到艙壁附近的點；P4為橫壁與底板焊接處附近壓力測試點，該點與P1類似，但與裝藥距離比P1遠；P5為橫壁中心點附近壓力測試點，該點可反映橫壁中心壓力情況。選取測點具體位置見圖13所示；獲得以上5點處壓力時間曲線，如圖14所示。

圖12 不同時刻隔艙壁mises應(yīng)力云圖（單位：102GPa）

圖13 艙室壓力測試點分布圖

圖14 艙內(nèi)測試點壓力-時間曲線

P3點為距離炸藥最近的測試點，最先到達壓力峰值，為2.33MPa；P2點為彈孔附近的點，在艙壁未發(fā)生結(jié)構(gòu)斷裂時，破孔不斷泄壓，并出現(xiàn)多次峰值，P1為距離爆炸點最近的角隅處，艙壁率先從此處發(fā)生斷裂，此后，艙室結(jié)構(gòu)不再封閉，其余各點壓力均無法達到該峰值。根據(jù)該壓力-時間曲線可知各測試點均在達到第2次峰值后趨于穩(wěn)定，艙內(nèi)準靜態(tài)壓力約為0.23 MPa。

為驗證不同質(zhì)量溫壓炸藥對該典型艙室的毀傷情況，分別建立了1 kg、3 kg、5 kg溫壓炸藥在典型艙室內(nèi)起爆的數(shù)值模擬，選取P1～P4點測試點，壓力-時間曲線如圖15所示。

圖15 1，3，5 kg裝藥艙內(nèi)測試點壓力-時間曲線

其中當炸藥質(zhì)量為1 kg時，艙室只有縱壁板與其余艙壁分離，其余壁板發(fā)生大變形，但未發(fā)生結(jié)構(gòu)脫離，根據(jù)已有研究表明，超壓值為0.02 MPa～0.1 MPa時，人員從輕微挫傷到大部分死亡[21]。以上各組工況下，超壓峰值均大于0.1 MPa，因此可以說明，1 kg 溫壓炸藥在艙室中心起爆即可造成部分艙壁解體，對艙內(nèi)人員造成可以致死的殺傷。

4.3 彈孔結(jié)構(gòu)對艙室內(nèi)爆的影響研究

艦船艙室可以近似為密閉結(jié)構(gòu)，炸藥在艙室內(nèi)發(fā)生爆炸時，如果艙壁有泄壓孔，將對艙內(nèi)壓力產(chǎn)生影響，因此可通過增加泄壓孔來降低艙室內(nèi)爆對艙室結(jié)構(gòu)的破壞效應(yīng)[22]。但由于半穿甲戰(zhàn)斗部的彈孔直徑較小，是否會對艙室內(nèi)爆效應(yīng)產(chǎn)生顯著影響，可以通過數(shù)值模擬進行驗證。

通過ALE方法可以觀察到爆轟氣體的擴散規(guī)律，爆轟產(chǎn)物隨時間向整個艙室進行擴散，率先到達上下兩艙壁面，并向四周擴散，在角隅處聚集并反射，當爆轟產(chǎn)物到達艙壁破孔處時，由于艙壁面對爆轟波的反射作用，爆轟產(chǎn)物出現(xiàn)了間歇性的擠壓，且每次擠壓過程都會增加爆轟產(chǎn)物從破孔的溢出量，直至溢出物直徑與破孔直徑相近后持續(xù)間歇性噴出。爆轟產(chǎn)物從破孔溢出的狀態(tài)直到艙壁焊接處發(fā)生斷裂后停止，而后爆轟產(chǎn)物不再從破孔處溢出，破孔對沖擊波毀傷的影響停止。爆轟產(chǎn)物沿孔洞溢出效果如圖16所示?？梢缘贸鼋Y(jié)論，孔洞對于艙室內(nèi)爆效應(yīng)的影響主要體現(xiàn)于孔洞使得艙室內(nèi)部沖擊波超壓下降，從而使得艙壁首次出現(xiàn)結(jié)構(gòu)破壞的時間延長，從而導(dǎo)致破孔的泄壓作用持續(xù)。

圖16 爆轟氣體沿孔洞擴散

分別建立孔洞尺寸為20 cm、25 cm、30 cm的模型進行計算，對孔洞附近測試點和角隅處測試點超壓進行觀測，其壓力時間曲線如圖17所示。

孔洞附近的1-1點壓力峰值隨著彈孔直徑的增大而略有減小，從無彈孔到直徑30 cm彈孔，壓力峰值分別下降4.3%、11.5%和7.5%，其峰值到達時間分別延后了 10 μs，25 μs和 10 μs。角隅處的 1-5點壓力峰值隨孔洞之間增大出現(xiàn)不規(guī)律變化，其中孔洞直徑為25 cm和30 cm時，其峰值和峰值到達時間幾乎相同。

圖17 不同尺寸孔洞壓力-時間曲線圖

由此可以得出結(jié)論，炸藥在存在彈孔結(jié)構(gòu)的艙室內(nèi)爆時，沖擊波超壓峰值會隨彈孔直徑的增大而降低，峰值到達時間會隨彈孔直徑增大而延后，艙室解體時間越晚，泄壓區(qū)域越小，其孔洞對內(nèi)爆效應(yīng)的影響越明顯。而對于半穿甲戰(zhàn)斗部的彈孔，該尺寸一般小于艙壁長度的1/10，其對內(nèi)爆效應(yīng)的影響可忽略不計。

5 結(jié)束語

本文通過調(diào)研各國現(xiàn)役小型作戰(zhàn)艦艇，根據(jù)其典型結(jié)構(gòu)特征、船體材料、加強筋設(shè)置等因素，設(shè)計了具有一定代表性的小型艦艇典型艙室模型，分別展開對該類艦艇復(fù)合裝甲艙壁的侵徹數(shù)值模擬計算、對帶侵徹破孔的典型艙室內(nèi)爆的數(shù)值模擬計算。通過與3 m×3 m×2.5 m艙室真實內(nèi)爆試驗艙內(nèi)超壓值對比，驗證了模型的準確性?？梢缘贸鲆韵陆Y(jié)論：

1) 通過計算半穿甲戰(zhàn)斗部彈體在不同著靶速度下對超高分子量聚乙烯+鋼復(fù)合裝甲艙壁時的剩余速度，擬合出某型艦船鋼在德·馬爾侵徹公式中材料參數(shù)K約為1 400，8 mm超高分子量聚乙烯層可近似等效為5.5 mm艦船鋼靶。超高分子量聚乙烯材料艙對高速彈體的侵徹阻礙能力較差，對低速彈體的侵徹阻礙能力較為突出。

2) 通過不同速度侵徹計算說明，彈體初始動能越小時，加筋結(jié)構(gòu)對于侵徹能力的影響越明顯，結(jié)合復(fù)合裝甲板對低速彈體出色的阻礙能力，加密艙壁的加強筋結(jié)構(gòu)并添加復(fù)合裝甲對半穿甲侵徹過程將產(chǎn)生極大影響。

3) 分析不同質(zhì)量溫壓炸藥在典型艙室起爆的艙內(nèi)超壓結(jié)果說明，艙室率先從側(cè)舷與頂板、底板連接處的焊縫結(jié)構(gòu)破裂，1 kg溫壓炸藥即可造成艙壁結(jié)構(gòu)破壞，艙內(nèi)人員死亡的結(jié)果。

4) 當半穿甲戰(zhàn)斗部彈孔尺寸小于艙壁長度的1/10，其對內(nèi)爆效應(yīng)的影響可忽略不計。