譚 波，王偉力，張 俊，曲慶龍，苗 潤，王翩翩

(1.海軍工程大學(xué) 兵器工程學(xué)院， 武漢 430033；2.海軍研究院，北京 100161；3 旅順軍械技術(shù)保障大隊(duì)， 遼寧 旅順 116000)

半穿甲戰(zhàn)斗部穿透水面艦艇舷側(cè)外板在艙內(nèi)爆炸，是艦艇結(jié)構(gòu)最重要的一種毀傷載荷形式[1，2]。在海上作戰(zhàn)中，攻擊遠(yuǎn)距離海上艦艇目標(biāo)主要是采用導(dǎo)彈，艦炮武器主要用來在近距離上對付中、小型艦艇。使用半穿甲戰(zhàn)斗部的艦炮彈藥對艦船艙室的毀傷效應(yīng)與導(dǎo)彈的區(qū)別主要在于：炮彈戰(zhàn)斗部裝藥量要顯著低于導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部，因此單發(fā)炮彈造成的毀傷效果相對較差；但艦炮武器通常采取連續(xù)攻擊的方式打擊目標(biāo)，實(shí)戰(zhàn)中可能有多發(fā)炮彈命中艦船的相同或相鄰位置，造成疊加毀傷效應(yīng)，從而對水面艦艇形成嚴(yán)重破壞。

目前，在艙室內(nèi)爆毀傷效應(yīng)方面，相關(guān)研究人員從理論、仿真、試驗(yàn)等多個(gè)方面開展了工作。朱建方[3]等利用LS-DYNA研究了炸藥在船艙內(nèi)部靜爆的毀傷效能，發(fā)現(xiàn)加筋結(jié)構(gòu)的破壞方式為沿加筋部位發(fā)生局部剪切破壞，在爆炸荷載作用下艙室容易沿角隅焊接部位發(fā)生撕裂；虞德水等[4]以艦船典型結(jié)構(gòu)為目標(biāo)，設(shè)計(jì)了2個(gè)1∶1模擬艦船船艙，研究半穿甲戰(zhàn)斗部在模擬船艙內(nèi)爆炸的毀傷效應(yīng)，試驗(yàn)結(jié)果表明10 kg TNT當(dāng)量戰(zhàn)斗部可完全摧毀200 t級(jí)艦船艙室，并殺傷其有生力量；李承俊等[5]針對反艦導(dǎo)彈掠海側(cè)舷攻擊和頂部攻擊2種模式，分別建立了3×3×1多艙室結(jié)構(gòu)模型。采用LS-DYNA模擬分析了多個(gè)艙室結(jié)構(gòu)在50 kg和100 kg TNT裝藥內(nèi)部爆炸沖擊載荷作用下的變形和破壞過程，表明不同裝藥量多艙室破壞模式有所區(qū)別；鄢順偉等[6]仿真計(jì)算了不同壁厚艙室結(jié)構(gòu)在反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部內(nèi)爆作用下的毀傷效應(yīng)，發(fā)現(xiàn)戰(zhàn)斗部在艙室內(nèi)爆時(shí)，沖擊波是造成毀傷的主要因素，焊接質(zhì)量是影響艙室結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的重要因素；侯海量等[7]通過試驗(yàn)觀察和數(shù)值模擬，分析表明艙內(nèi)爆炸下艙室板架結(jié)構(gòu)承受的沖擊載荷及失效模式與敞開環(huán)境爆炸下加筋板結(jié)構(gòu)承受的沖擊載荷及失效模式有較大區(qū)別。熊飛[8]通過數(shù)值模擬，表明當(dāng)炸點(diǎn)位置不同時(shí)，艙室毀傷模式有顯著區(qū)別，炸點(diǎn)位置不在艙室中心時(shí)，艙室出現(xiàn)花瓣撕裂毀傷模式；苗潤[9]等利用LS-DYNA分析艙室在動(dòng)爆和靜爆時(shí)小型艦船上下鄰艙結(jié)構(gòu)的毀傷形式，結(jié)果表明，動(dòng)爆時(shí)艙內(nèi)沖擊波流場與靜爆時(shí)有較大差異，導(dǎo)致艙壁破壞模式不同；譚波[10]建立帶加強(qiáng)筋艙室模型，通過數(shù)值模擬對比分析發(fā)現(xiàn)，設(shè)備將對艙室內(nèi)部流場分布及角隅部位沖擊波的匯聚產(chǎn)生影響，使艙室結(jié)構(gòu)的破壞過程發(fā)生變化。

在艦炮彈藥對艙室毀傷方面，杜志鵬等[11]采用實(shí)船艙室模型進(jìn)行炮彈艙內(nèi)靜爆試驗(yàn)，研究了艙內(nèi)靜爆沖擊波的超壓、準(zhǔn)靜態(tài)超壓、結(jié)構(gòu)應(yīng)變等數(shù)據(jù)處理方法，得到實(shí)驗(yàn)爆源、艙室結(jié)構(gòu)、設(shè)備和人體模型的簡化方法及設(shè)計(jì)制作要求；宋成俊等[12]研究了艦炮彈藥對艦船毀傷評(píng)估準(zhǔn)則，將艦炮彈藥對艦船具體設(shè)施毀傷形式及效果的加權(quán)進(jìn)行分析及評(píng)價(jià)。從已公開發(fā)表文獻(xiàn)看，目前尚未開展多次內(nèi)爆對艦船艙室毀傷效應(yīng)影響的研究，國外對這方面公開報(bào)道的文獻(xiàn)較少。

基于有限元軟件LS-DYNA，建立了2個(gè)不同尺寸、上下連接的艙室模型，利用完全重啟動(dòng)功能，以不同順序分別在上下艙室設(shè)置同等當(dāng)量的裝藥爆炸進(jìn)行數(shù)值仿真分析，從而模擬相鄰艙室在遭受不同打擊次序的艦炮彈藥攻擊時(shí)，內(nèi)爆對艦船結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的破壞效果。分析結(jié)果對于實(shí)戰(zhàn)條件下艦炮武器對艦船毀傷效果評(píng)估、艦船防爆結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，以及艦艇作戰(zhàn)部門艦炮作戰(zhàn)使用都具有一定的參考價(jià)值。

1 仿真模型

為模擬艦炮彈藥連續(xù)內(nèi)爆對艙室的疊加毀傷效應(yīng)，建立上下2個(gè)艙室，炸藥先后在2個(gè)艙室的中心位置爆炸。仿真分析應(yīng)用LS-DYNA中的完全重啟動(dòng)功能，可在前階段爆炸反應(yīng)結(jié)束后，將前一艙室爆炸后的爆炸產(chǎn)物刪除，將前一艙室內(nèi)爆產(chǎn)生的相關(guān)材料模型的應(yīng)力和變形等邊界條件傳遞給后一艙室內(nèi)爆的分析過程。從而模擬一發(fā)炮彈在某一艙室爆炸后，另一發(fā)炮彈緊接著在相鄰艙室爆炸，對艙室結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的疊加毀傷效果。由于分析建模過于復(fù)雜，本研究未考慮戰(zhàn)斗部破片對艙室的毀傷效應(yīng)，僅模擬遭受艦炮彈藥連續(xù)攻擊時(shí)，在臨近艙室內(nèi)部先后內(nèi)爆產(chǎn)生的沖擊波超壓及準(zhǔn)靜態(tài)壓力疊加毀傷效應(yīng)對艙室結(jié)構(gòu)的影響。

1.1 幾何模型

艙室模型由上下2個(gè)長方體結(jié)構(gòu)組成。根據(jù)對有關(guān)小型艦船的調(diào)研數(shù)據(jù)[9]，對艙室模型設(shè)計(jì)如下：模型下部為輪機(jī)艙(艙室1)，尺寸為4 m×5 m×2.5 m；模型上部為指揮艙(艙室2)，尺寸為3 m×4 m×2.5 m。上下艙室甲板、艙壁均采用T型鋼、球扁鋼橫縱相交與面板焊接而成。各面板厚度為8 mm，T型鋼尺寸為⊥80 mm×6 mm/160 mm×6 mm，球扁鋼尺寸為60 mm×6 mm。具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖1所示，上下艙室甲板T型鋼和球扁鋼縱向相間布置，間距0.5 m；球扁鋼橫向等間隔布置，間距0.5 m；橫艙壁T型鋼和球扁鋼水平方向相間布置，間距0.5 m；舷側(cè)艙壁T型鋼和球扁鋼縱向相間布置，間距0.5 m，球扁鋼水平方向等間隔布置，間距0.5 m。上下艙室頂部甲板加強(qiáng)筋布置在迎爆面方向，底部甲板加強(qiáng)筋布置在背爆面；艙壁加強(qiáng)筋均為迎爆面布置。

因炮彈戰(zhàn)斗部破片與艙室結(jié)構(gòu)的尺度差別較大，分析建模過于復(fù)雜，本研究未考慮破片對艙室的毀傷效應(yīng)。由于戰(zhàn)斗部殼體在爆炸過程中因變形、破裂會(huì)對能量產(chǎn)生損耗，在數(shù)值模擬中又無法準(zhǔn)確反映殼體對于爆炸能量的這一影響，因此采用了近似計(jì)算的方法將帶殼裝藥當(dāng)量轉(zhuǎn)換為等效裸裝藥當(dāng)量，帶殼裝藥質(zhì)量與等效裸裝藥質(zhì)量之間關(guān)系為[13-14]：

(1)

式中:Cbe為等效裝藥質(zhì)量；C為實(shí)際裝藥質(zhì)量，A=C/(C+M)，M為殼體質(zhì)量；a為裝藥形狀參數(shù)，圓柱型裝藥取a=1；b為裝藥殼體形狀參數(shù)，對于圓柱型裝藥取b=2；γ為多方指數(shù)，γ=1.4。r0為殼體初始半徑、rp0為殼體膨脹形成破片時(shí)的半徑，殼體采用30CrMnSi，取rp0=1.5r0。選取各參數(shù)代入式(1)，并將實(shí)際裝藥質(zhì)量換算成TNT當(dāng)量，可得某口徑炮彈等效裝藥質(zhì)量約為1kg。

等效戰(zhàn)斗部裝藥1和裝藥2均為1 kg TNT圓柱形裸裝藥，分別設(shè)置于艙室1和艙室2的幾何中心，先后在艙室1和艙室2中心爆炸。

1.01甲板； 2.主甲板； 3.第二甲板； 4.艙室1橫艙壁； 5.艙室2橫艙壁； 6.艙室1右舷側(cè)艙壁； 7.艙室2右舷側(cè)艙壁

1.2 有限元模型建立

采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建模，根據(jù)艙室對稱性，取x方向?yàn)榕烎挤较?，建立二分之一模型。如圖2(a)所示，有限元模型包括3部分組成：中心裝藥，艙室結(jié)構(gòu)，以及艙室內(nèi)外的空氣域。為便于觀察內(nèi)部結(jié)構(gòu)，圖中隱去了空氣網(wǎng)格。所有單元均采用solid164八節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元，共劃分實(shí)體網(wǎng)格單元 45 241個(gè)，建立空氣模型網(wǎng)格單元 645 888個(gè)。因分析中戰(zhàn)斗部侵徹形成的孔洞對結(jié)果影響不大[15]，因此未建立孔模型。

其中艙室結(jié)構(gòu)單元采用Lagrange網(wǎng)格描述，炸藥和空氣采用Euler網(wǎng)格描述；采用多物質(zhì)ALE算法，通過罰函數(shù)傳遞能量。炸藥利用關(guān)鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION _GEOMETRY建立[16]，可將一部分空氣定義成炸藥的材料屬性，也可通過該關(guān)鍵字改變炸藥的半徑和形狀，使網(wǎng)格劃分更加方便，本分析定義為1 kg TNT當(dāng)量的圓柱體戰(zhàn)斗部裝藥，沿Z軸水平布置。空氣域四周采用無反射邊界，對稱面約束方式為對稱約束。第一次爆炸炸藥在艙室1中心點(diǎn)起爆，質(zhì)量為1 kg。當(dāng)焊縫處出現(xiàn)破裂，爆炸產(chǎn)物接近空氣網(wǎng)格邊界時(shí)結(jié)束分析，取第一次分析時(shí)長15 ms；第二次應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA中的完全重啟動(dòng)功能，將艙室1內(nèi)爆產(chǎn)生的相關(guān)材料模型的應(yīng)力和變形等邊界條件傳遞給艙室2內(nèi)爆的分析過程，爆炸在艙室2中心點(diǎn)起爆，到25 ms時(shí)結(jié)束，第二次分析時(shí)長10 ms。

由于上下艙室之間、艙室角隅部位均為焊接而成，結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度有所降低，同時(shí)沖擊作用下材料和結(jié)構(gòu)容易出現(xiàn)斷裂、絕熱剪切等動(dòng)破壞現(xiàn)象，因此在計(jì)算模型中使用等效接觸法[17]模擬艙壁交界處的焊縫，增加最大剪切應(yīng)變失效準(zhǔn)則。利用單元?jiǎng)h除技術(shù)模擬艙室的破壞，當(dāng)單元變形引起塑性變形和剪切應(yīng)變超過臨界值時(shí)，認(rèn)為該單元破壞。為了便于判斷結(jié)構(gòu)破壞情況，如圖2(b)所示，在艙室多個(gè)焊接位置分別選取分離部分共12個(gè)節(jié)點(diǎn)A～L，讀取各自坐標(biāo)值并計(jì)算位置差，當(dāng)位置差不為0則表示出現(xiàn)相對位移，焊縫開裂。在焊接位置分別選取8個(gè)空氣單元P1～8，讀取壓力值。

圖2 艙室內(nèi)爆炸數(shù)值模擬模型(a)與測量點(diǎn)位置(b)示意圖

選取LS-DYNA程序提供的ALE算法建立流體與固體間的聯(lián)系，模擬戰(zhàn)斗部裝藥在艙室內(nèi)爆炸后設(shè)備和艙室結(jié)構(gòu)的響應(yīng)和破壞[18]。

戰(zhàn)斗部進(jìn)入艙室內(nèi)部爆炸后，結(jié)構(gòu)材料在高溫高壓下的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能非常復(fù)雜，必須考慮大變形、高應(yīng)變率的影響。艙室與設(shè)備結(jié)構(gòu)材料選用某型船用鋼，材料參數(shù)[9]見表1，采用 Plastic-Kinematic模型定義其材料本構(gòu)關(guān)系，采用Mises屈服準(zhǔn)則定義其失效，其中失效應(yīng)變設(shè)定為0.2。應(yīng)變率由Cowper-Symonds模型表達(dá)，應(yīng)變率參數(shù)SRC和SRP分別設(shè)定為4×105和12[19]。裝藥為TNT裸裝藥，采用High-Explosive-Burn材料模型和JWL狀態(tài)方程描述[9]，參數(shù)為見表2?？諝獠捎美硐霘怏w模型，用NULL模型描述，其中ρ0=1.29 kg/m，比內(nèi)能e=2 MJ/kg，多方指數(shù)γ=1.4。

表1 艙室結(jié)構(gòu)與設(shè)備材料參數(shù)

表2 裝藥性能參數(shù)

2 裝藥先后在艙室1和艙室2引爆的分析結(jié)果

通過數(shù)值模擬分別得到裝藥先后在艙室1、艙室2引爆的分析結(jié)果(工況1)，以及裝藥先后在艙室2、艙室1引爆的分析結(jié)果(工況2)。爆炸后不同瞬時(shí)艙室結(jié)構(gòu)的毀傷情況及von Mises應(yīng)力云圖分別如圖3～圖4。

圖3 工況1不同瞬時(shí)的von Mises應(yīng)力云圖

裝藥1在艙室1中心位置起爆后，約1 100 μs時(shí)，沖擊波到達(dá)主甲板下側(cè)。在3 150 μs時(shí)，見圖3(a)，沖擊波作用于艙室1上下甲板，產(chǎn)生應(yīng)力波在結(jié)構(gòu)內(nèi)傳播，受加強(qiáng)筋影響，產(chǎn)生不均勻分布；上艙室與主甲板中心以及上艙室T型鋼與主甲板焊接處出現(xiàn)應(yīng)力集中，最大von Mises應(yīng)力值約為451 MPa。爆炸產(chǎn)物形成的沖擊波繼續(xù)擴(kuò)散，作用于兩側(cè)舷側(cè)艙壁，然后在甲板與舷側(cè)艙壁焊接部位形成匯聚，在4 500 μs時(shí)，見圖3(b)。

由于焊接部位應(yīng)力集中，最大von Mises應(yīng)力值約為469 MPa；應(yīng)力波沿加強(qiáng)筋傳播至面板，并向艙室2傳遞。沖擊波繼續(xù)擴(kuò)散，開始作用于艙室內(nèi)距離最遠(yuǎn)的橫艙壁，然后在甲板與橫艙壁、以及甲板、舷側(cè)艙壁、橫艙壁焊接處匯聚。沖擊波在艙室1內(nèi)經(jīng)多次反射，來回震蕩，見圖3(d)。在 15 000 μs時(shí)，最大von Mises應(yīng)力值約為516 MPa，艙室1在壓力作用下向外膨脹，焊接處破裂處破口增大，板、舷側(cè)艙壁、橫艙壁焊接處破口最大，此時(shí)應(yīng)力波經(jīng)由各艙壁在艙室2內(nèi)部傳播，在中央部位加強(qiáng)筋、1甲板與舷側(cè)艙壁焊縫處產(chǎn)生較大應(yīng)力。分析至15 000 μs艙室1出現(xiàn)較大破口后終止了計(jì)算。

完成裝藥1在艙室1內(nèi)部爆炸后，在分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA中的完全重啟動(dòng)功能，將艙室1內(nèi)爆產(chǎn)生的相關(guān)材料模型的應(yīng)力和變形等邊界條件傳遞給艙室2內(nèi)爆的分析過程。裝藥2在艙室2中心位置起爆，沖擊波傳播與作用過程與艙室1類似。在17 850 μs時(shí)，見圖3(d)，沖擊波作用于艙室2各加筋板，上艙室與主甲板中心應(yīng)力較為集中，但此時(shí)艙室1中應(yīng)力尚未消除，最大von Mises應(yīng)力值約為502 MPa。在18 750 μs時(shí)，見圖3(e)，沖擊波在各焊接角隅處匯聚，匯聚處應(yīng)力較為集中，最大von Mises應(yīng)力值約為543 MPa，受到艙室1爆炸的影響，且艙室2內(nèi)部空間較小，此時(shí)艙室2從焊接處已出現(xiàn)裂縫；隨后裂縫進(jìn)一步擴(kuò)大，氣體開始泄放，壓力降低，在25 000 μs時(shí)，見圖3(f)，艙室2完全解體。

3 裝藥先后在艙室2和艙室1引爆的分析結(jié)果

改變裝藥起爆的順序，首先引爆在艙室2中心位置的裝藥2。在2 000 μs時(shí)，見圖4(a)，沖擊波作用于上甲板加強(qiáng)筋，產(chǎn)生應(yīng)力波在艙室結(jié)構(gòu)內(nèi)部傳播；在4 200 μs時(shí)，見圖4(b)，爆轟產(chǎn)物和應(yīng)力波在角隅部位匯聚，艙室2結(jié)構(gòu)中von Mises最大應(yīng)力值達(dá)到約515 MPa，焊接局部出現(xiàn)開裂；計(jì)算至10 000 μs時(shí)，見圖4(c)，結(jié)構(gòu)從焊縫處解體，面板向四處飛散。分析至10 000 μs艙室2出現(xiàn)較大破口后終止計(jì)算。與工況1情況類似，完成裝藥2在艙室2內(nèi)部爆炸后，在分析結(jié)果的基礎(chǔ)上，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA中的完全重啟動(dòng)功能進(jìn)行分析。在11 800 μs時(shí)，見圖4(d)，在艙室2爆炸產(chǎn)生的應(yīng)力波傳播至艙室1，與裝藥1爆炸沖擊波作用于艙壁形成的應(yīng)力波疊加，艙室2各艙壁在艙室1爆炸作用和前序作用力的疊加作用下繼續(xù)飛散，與艙室1相連的橫艙壁以及舷側(cè)艙壁出現(xiàn)較大變形；在20 750 μs時(shí)，見圖4(e)，艙室2在沖擊波作用下對外膨脹，von Mises最大應(yīng)力值達(dá)到約536 MPa；在25 000 μs時(shí)，見圖4(f)，艙室2膨脹程度增加，但未見焊縫開裂，von Mises最大應(yīng)力值約為494 MPa，艙室2完全解體，終止計(jì)算。

圖4 工況2不同瞬時(shí)的von Mises應(yīng)力云圖

4 壓力與相對位移分析

如圖5、圖6所示，分別讀取各測點(diǎn)壓力和相對位移值。由圖5可見，工況1中，艙室1即主甲板下較大艙室中裝藥先引爆，主甲板與舷側(cè)艙壁之間測點(diǎn)P-5最高壓力值達(dá)到約0.58 MPa，接近約7 ms左右，當(dāng)準(zhǔn)靜態(tài)壓力開始作用時(shí)，下面艙室第二甲板與橫艙壁之間的L處焊縫開始出現(xiàn)破裂，17 ms左右相對位移約25 mm，隨后主甲板與橫艙壁之間的I處焊縫也出現(xiàn)了較小的破裂；當(dāng)艙室2中裝藥引爆后，01甲板與舷側(cè)艙壁之間測點(diǎn)P-1最高壓力值達(dá)到約0.7 MPa，約18 ms左右，01甲板與橫艙壁之間測點(diǎn)C處焊縫出現(xiàn)開裂，20 ms左右相對位移約10 mm。隨后上艙室與主甲板之間的D、E、F處焊縫開裂并不斷擴(kuò)大，此時(shí)其余測點(diǎn)未開裂。

由圖6可見，工況2中，艙室2即主甲板上較小艙室中裝藥先引爆，01甲板與舷側(cè)艙壁之間測點(diǎn)P-1最高壓力值達(dá)到約0.66 MPa，接近約4 ms左右，上艙室01甲板與舷側(cè)艙壁之間的A處焊縫開始出現(xiàn)破裂，5 ms左右相對位移約11 mm，隨后艙室2與主甲板之間的D、E、F處焊縫開裂，在20 ms左右，最小相對位移達(dá)到了約90 mm；當(dāng)艙室1中裝藥引爆后，主甲板與舷側(cè)艙壁之間測點(diǎn)P-5最高壓力值達(dá)到約0.61 MPa，此時(shí)艙室2各艙壁飛散，相對位移值遠(yuǎn)高于艙室1。由此可見，從焊縫開裂程度看，工況2的毀傷效果要優(yōu)于工況1。

圖5 工況1各測量點(diǎn)壓力與相對位移曲線

圖6 工況2各測量點(diǎn)壓力與相對位移曲線

分析其原因，對比分析工況1和工況2各測量點(diǎn)壓力與相對位移值可見，當(dāng)裝藥先在某一艙室中引爆時(shí)，由于另一相鄰艙室受到擠壓，裝藥后引爆的艙室壓力值要略高。當(dāng)裝藥先在容積較小的艙室中爆炸時(shí)，能量首先使艙室焊縫開裂，隨后裝藥在容積較大艙室爆炸時(shí)，能量轉(zhuǎn)換為艙室艙壁的變形能，并通過主甲板傳遞至較小艙室，使其破壞加劇，從而收到較好的毀傷效果；而如果裝藥先在較大艙室中爆炸，能量大部分轉(zhuǎn)換為艙壁的變形能，通過主甲板傳遞至上層較小艙室使之整體向上加速運(yùn)動(dòng)，能量被耗散，對于艙室的破壞貢獻(xiàn)相對較小。

5 結(jié)論

1) 針對不同空間大小組合的艙室結(jié)構(gòu)，同等裝藥量的戰(zhàn)斗部采取不同的打擊次序?qū)⒕哂胁煌臍Ч?/p>

2) 在利用艦炮彈藥打擊水面艦艇時(shí)，先行攻擊主甲板以上空間較小的艙室，再打擊下層空間較大的艙室，以艙室破裂的程度衡量，該打擊次序的毀傷效果要顯著優(yōu)于先打擊空間較大的下層艙室；

3) 當(dāng)裝藥先在容積較小的艙室中爆炸時(shí)，能量對艙室破壞的貢獻(xiàn)率相對較高，從而具有較好的毀傷效果。