楊 銳，汪 泉，謝守冬，李 瑞,4，涂唱暢，徐小猛，李孝臣

（1.安徽理工大學(xué)化學(xué)工程學(xué)院, 安徽 淮南 232001；2.安徽理工大學(xué)土木建筑學(xué)院, 安徽 淮南 232001；3.宏大爆破工程集團(tuán)有限責(zé)任公司, 廣東 廣州 510000；4.安徽理工大學(xué)煤炭安全精準(zhǔn)開采國(guó)家地方聯(lián)合工程研究中心, 安徽 淮南 232001）

近年來(lái)，高原環(huán)境的軍事演習(xí)增多，高原環(huán)境下的爆炸沖擊毀傷問(wèn)題得到國(guó)內(nèi)外的高度重視。在處理飛機(jī)、船舶、車輛等復(fù)雜結(jié)構(gòu)在爆炸作用下的毀傷問(wèn)題時(shí)，可將這些復(fù)雜結(jié)構(gòu)視為裝甲類目標(biāo)，以其表面的板結(jié)構(gòu)作為研究對(duì)象，通過(guò)實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬和理論分析開展研究[1–2]。Jacob 等[3]研究了爆距和藥量對(duì)爆炸載荷作用下固支圓板響應(yīng)的影響。陳長(zhǎng)海等[4]通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析了方板在近爆載荷作用下的破壞模式，提出了破裂判別條件，從而預(yù)測(cè)了爆炸載荷作用下鋼板是否失效。韓璐等[5]通過(guò)方板毀傷實(shí)驗(yàn)建立了不同毀傷模式下的數(shù)值模型。Wang 等[6]對(duì)聚異氰氨酸酯噁唑烷酮（polyisocyanateoxazodone，POZD）涂層鋼板-鋼筋混凝土板和普通鋼板-鋼筋混凝土板進(jìn)行爆炸實(shí)驗(yàn)，分析了藥量、POZD 厚度、鋼板厚度和鋼筋混凝土板厚度對(duì)POZD 涂層鋼板-鋼筋混凝土板抗爆性能的影響。Remennikov 等[7]采用液體球狀炸藥對(duì)鋼板進(jìn)行近爆實(shí)驗(yàn)，探討了幾種防護(hù)方案對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響，并建立了工程模型。秦業(yè)志等[8]采用RKDG（Runge-Kutta discontinuous Galerkin）方法研究了柱狀裝藥水下近場(chǎng)爆炸作用下單層鋼板的響應(yīng)特性。以往的模擬實(shí)驗(yàn)大多針對(duì)水下爆炸或常壓下爆炸對(duì)板結(jié)構(gòu)的毀傷[9–10]，對(duì)于高原、高空等負(fù)壓環(huán)境下爆炸載荷與目標(biāo)結(jié)構(gòu)變形之間的關(guān)系研究較少。當(dāng)炸藥藥卷從常壓環(huán)境轉(zhuǎn)移到負(fù)壓環(huán)境時(shí)，為了平衡內(nèi)外氣壓，藥卷體積膨脹，密度降低，根據(jù)爆轟產(chǎn)物的JWL 狀態(tài)方程[11]，裝藥密度降低會(huì)直接影響爆轟產(chǎn)物膨脹規(guī)律，同時(shí)，負(fù)壓環(huán)境對(duì)沖擊波的傳播過(guò)程亦有影響，致使負(fù)壓與常壓下的毀傷實(shí)驗(yàn)結(jié)果有所不同。

本研究將對(duì)負(fù)壓爆炸載荷作用下固支鋼板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程進(jìn)行實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，以期為負(fù)壓環(huán)境下爆炸沖擊波威力等效評(píng)估、高原環(huán)境下目標(biāo)毀傷評(píng)估等提供參考。

1 負(fù)壓爆炸實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

負(fù)壓爆炸實(shí)驗(yàn)在可調(diào)真空度的爆炸容器內(nèi)進(jìn)行。固支方板作為模擬復(fù)雜防護(hù)結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化單元，采用Q235 鋼制成，尺寸為1 mm×460 mm×460 mm，四周均勻分布20 個(gè)直徑為16 mm 的螺栓孔。為實(shí)現(xiàn)方形鋼板的邊界固定條件，在爆炸容器中心平臺(tái)上搭建鋼制方形支座[4]，如圖1(a)所示。由于存在夾板，因此實(shí)驗(yàn)中鋼板的有效迎爆面尺寸為300 mm×300 mm。炸藥采用乳化炸藥，爆熱為3 610.20 J/g，TNT 當(dāng)量約為乳化炸藥質(zhì)量的0.862 9 倍[12]。用繩索將乳化炸藥吊置在鋼板上方，將容器抽至預(yù)期負(fù)壓后靜置2 h，將導(dǎo)爆管雷管插入炸藥中心起爆。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖1(b)所示，實(shí)驗(yàn)工況如表1 所示，其中pe為初始環(huán)境壓力，W為乳化炸藥質(zhì)量。

表1 實(shí)驗(yàn)工況Table 1 Experimental conditions

圖1 實(shí)驗(yàn)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the experiment

1.2 固支鋼板在不同負(fù)壓環(huán)境下的變形破壞分析

圖2 給出了工況1～工況3 下固支鋼板的變形情況?？梢钥闯?，不同負(fù)壓爆炸載荷作用下固支鋼板均未穿孔，整體出現(xiàn)塑性大變形，迎爆面形成凹坑，即毀傷模式為塑性大變形毀傷[5]。當(dāng)初始環(huán)境壓力從101 kPa 降到60 kPa 時(shí)，鋼板中心處凹陷程度下降。鋼板四周固支端螺栓孔在垂直于固支邊界并指向鋼板中心的方向上出現(xiàn)明顯的拉伸變形，且隨著環(huán)境壓力的下降，鋼板四周的拉伸變形逐漸減小。鋼板迎爆面對(duì)角線處出現(xiàn)明顯的塑性鉸線，塑性鉸線延伸至中心，中心點(diǎn)為凹坑最深處，鋼板表面無(wú)明顯的爆炸產(chǎn)物灼燒現(xiàn)象。

在鋼板中線上每隔1 cm 布置一個(gè)測(cè)點(diǎn)，測(cè)量鋼板中線變形撓度γ。設(shè)鋼板有效迎爆面的半寬為L(zhǎng)，以鋼板中心為原點(diǎn)、鋼板中線為x軸，得到工況1～工況3 中鋼板中線的變形輪廓，如圖3 所示。在10～15 cm 區(qū)間（邊緣區(qū)），3 種工況下鋼板的變形程度相近；在0～10 cm 區(qū)間（中心區(qū)），3 種工況下鋼板的變形程度不同，最大撓度位于鋼板距離炸藥中心的最近點(diǎn)（即鋼板中心），初始環(huán)境壓力為101、80、60 kPa 時(shí)，最大撓度分別為37、33、31 mm，最大撓度隨初始環(huán)境壓力的下降而減小。

圖3 鋼板變形輪廓Fig.3 Deformation contours of steel plates

目前，通常用超壓-沖量準(zhǔn)則[13]衡量空氣爆炸載荷對(duì)目標(biāo)的破壞效應(yīng)，即認(rèn)為空氣沖擊波陣面的最大超壓Δpm與比沖量i的共同作用滿足某臨界條件時(shí)目標(biāo)破壞。炸藥爆炸瞬間，爆炸產(chǎn)物劇烈膨脹并壓縮周圍空氣，形成壓力、密度、溫度突躍的空氣沖擊波，其初始強(qiáng)度取決于爆轟波參數(shù)、介質(zhì)的密度及可壓縮性等特性。負(fù)壓環(huán)境的典型特征是環(huán)境壓力和空氣密度低于常壓。隨著爆炸容器內(nèi)壓力的降低，沖擊波陣面前未擾動(dòng)的空氣變得稀薄，沖擊波峰值超壓和比沖量減小[14]。因此，負(fù)壓環(huán)境通過(guò)影響沖擊波的傳播過(guò)程對(duì)爆炸載荷起衰減作用。由于爆炸沖擊波的比沖量決定實(shí)驗(yàn)后鋼板的最大撓度[15]，所以鋼板的變形程度隨著環(huán)境壓力的下降而減小。同時(shí)，環(huán)境壓力下降時(shí)，爆炸產(chǎn)物膨脹速率下降變慢，空氣沖擊波速度變快。

工況4 增大了乳化炸藥的藥量并減小了爆距，可視為接觸爆炸載荷作用。圖4 給出了實(shí)驗(yàn)后鋼板的破壞形貌。鋼板中心部位呈花瓣?duì)铋_裂，3 條長(zhǎng)度分別為19.20、12.50、15.70 cm 的裂紋貫穿整個(gè)鋼板，將鋼板分成3 個(gè)破片，裂紋延伸至四周固支邊界使鋼板剪切斷裂，有效抗爆面整體剪切失效，從支座上脫落并扭曲成團(tuán)，毀傷模式為三花瓣?duì)钇瓶跉鸞5]。固支邊界處的剪切斷面光滑整齊，垂直于剪切斷面方向出現(xiàn)明顯的拉伸變形，沿著剪切斷面方向出現(xiàn)細(xì)微的拉伸變形。相對(duì)于初始板厚，中心部位的裂紋邊緣呈現(xiàn)明顯的減薄現(xiàn)象。

圖4 工況4 中鋼板的破壞模式Fig.4 Damage mode of steel plates in case 4

1.3 動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變

工況4 中，鋼板中心部位的裂紋由拉伸斷裂所致，邊緣出現(xiàn)明顯的減薄現(xiàn)象。根據(jù)雙向應(yīng)變假設(shè)，鋼板的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變可由鋼板開裂處的減薄率計(jì)算[16]。在開裂處取極小微元，其厚度為h，體積為hdxdy，設(shè)微元在x、y方向的應(yīng)變分別為εx、εy，厚度方向由h變成h1，根據(jù)體積不變?cè)恚?/p>

假設(shè)微元在x、y方向上的應(yīng)變是對(duì)稱的，即εx=εy，可得

式中：εf為結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變。

測(cè)量3 個(gè)破片在開裂處的鋼板厚度，如圖4(b)所示，共取8 個(gè)測(cè)點(diǎn)，實(shí)驗(yàn)和計(jì)算得到的減薄率以及雙向極限應(yīng)變列于表2。考慮到鋼板結(jié)構(gòu)的受力和變形比較復(fù)雜，測(cè)點(diǎn)3 和測(cè)點(diǎn)8 的數(shù)據(jù)與其他測(cè)點(diǎn)的數(shù)據(jù)相差較大，因此將其舍棄，取其余6 個(gè)測(cè)點(diǎn)的雙向極限應(yīng)變的平均值作為鋼板的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變，得到Q235 鋼板的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變?yōu)?.269。由于結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變與材料屬性、結(jié)構(gòu)形式、加載方式等諸多因素有關(guān)，本研究所用薄鋼板的尺寸較小，因此得到的雙向極限應(yīng)變0.269 是合理的。該結(jié)果僅適用于負(fù)壓爆炸載荷作用下尺寸較小的固支薄鋼板中心拉伸斷裂情況，對(duì)Q235 鋼結(jié)構(gòu)在類似的爆炸載荷作用下的失效情況具有一定的參考價(jià)值。

表2 開裂處鋼板厚度的測(cè)量結(jié)果Table 2 Measurement results of steel thickness at crack

1.4 失效條件

近場(chǎng)爆炸時(shí)，一般按有效沖量計(jì)算爆炸對(duì)目標(biāo)的破壞作用。與單質(zhì)炸藥相比，乳化炸藥在負(fù)壓環(huán)境下的做功能力和破壞能力較弱，傳統(tǒng)的基于TNT 等單質(zhì)炸藥提出的正壓沖量公式無(wú)法準(zhǔn)確預(yù)測(cè)乳化炸藥爆炸沖擊波的比沖量。文獻(xiàn)[12]給出了乳化炸藥在不同負(fù)壓環(huán)境下的入射波正壓比沖量公式

式中：裝藥質(zhì)量W的單位為kg；R為比例距離，m；ph和p0分別為低壓環(huán)境和標(biāo)準(zhǔn)大氣壓環(huán)境下的環(huán)境壓力，kPa；is為入射波正壓比沖量，Pa·s。計(jì)算剛性表面的爆炸沖擊波時(shí)，其藥量應(yīng)按照空中爆炸時(shí)藥量的2 倍[17]計(jì)算，若周圍介質(zhì)可吸收能量，則式(3)中的裝藥質(zhì)量應(yīng)當(dāng)用2θW表示，其中：θ 是考慮爆炸能量耗散在空氣中的份額所得出的材料系數(shù)，對(duì)于本研究中的鋼板，θ 取1。入射波正壓比沖量公式轉(zhuǎn)化為

文獻(xiàn)[18]給出了沖擊波正規(guī)反射比沖量ir與入射波正壓比沖量is的關(guān)系式，即ir=is(1+cos φ0)，其中：φ0為爆炸沖擊波到鋼板的入射角。本實(shí)驗(yàn)中，爆心距r=150 mm，鋼板半寬L=150 mm，則0° ≤ φ0<45°。因此，不同環(huán)境壓力下炸藥爆炸沖擊波的正規(guī)反射比沖量為

假設(shè)結(jié)構(gòu)為理想的剛塑性體，當(dāng)受到爆炸沖擊波作用后，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生位移，直至速度為零時(shí)，全部動(dòng)能轉(zhuǎn)化為應(yīng)變能。根據(jù)動(dòng)量定理，單位體積最大速度v0=ir/ρh，其中ρ 為質(zhì)量密度。

由工況4 可知，鋼板中心發(fā)生拉伸斷裂，中心處的應(yīng)變率[19]為

本研究中，L=0.15 m。

設(shè)動(dòng)屈服強(qiáng)度σd=ασ0，其中：σ0為準(zhǔn)靜態(tài)屈服強(qiáng)度，α 為應(yīng)變率系數(shù)。α 由Cowper-Symonds 關(guān)系得到

式中：D為應(yīng)變率常數(shù)，q為應(yīng)變率指數(shù)。對(duì)于Q235 鋼，q=5，D=40.4 s-1，σ0=235 MPa。

若結(jié)構(gòu)的最大應(yīng)變?chǔ)舖接近甚至超過(guò)極限應(yīng)變?chǔ)舊，則認(rèn)為結(jié)構(gòu)破裂失效。根據(jù)剛塑性假設(shè)和能量準(zhǔn)則，鋼板中心點(diǎn)的單位體積應(yīng)變能為σdεm。由于近爆時(shí)間極短，因此可以認(rèn)為鋼板獲得的初始動(dòng)能全部轉(zhuǎn)化為應(yīng)變內(nèi)能

文獻(xiàn)[4]中定義變量η 作為結(jié)構(gòu)的破裂判別參數(shù)，η 的表達(dá)式為

失效應(yīng)變采用1.3 節(jié)中的雙向極限應(yīng)變，即εf=0.269。當(dāng)η<1 時(shí)，鋼板僅發(fā)生塑性變形，未發(fā)生斷裂失效；當(dāng)η≥1 時(shí)，鋼板發(fā)生斷裂失效。

表3 給出了工況1～工況4 的失效判別條件參數(shù)。從表3 可以看出：工況1～工況3 中，η<1，說(shuō)明3 種負(fù)壓環(huán)境下固支鋼板均未穿孔，整體未斷裂失效，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致；工況4 中，η>1，說(shuō)明鋼板斷裂失效，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。通過(guò)測(cè)量負(fù)壓爆炸載荷作用下金屬板開裂處的厚度，可以計(jì)算出金屬板的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變。根據(jù)剛塑性假設(shè)，由正規(guī)反射比沖量公式得出金屬板獲得的動(dòng)能，進(jìn)而根據(jù)能量密度準(zhǔn)則計(jì)算出金屬板在爆炸作用下瞬間形變的最大應(yīng)變。當(dāng)最大應(yīng)變超過(guò)動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變，即η >1 時(shí)，金屬板斷裂失效。當(dāng)金屬板處于近距離爆炸場(chǎng)時(shí)，已知金屬板的性能參數(shù)，可以推算出負(fù)壓環(huán)境下爆炸載荷作用下金屬板斷裂失效的最小起爆藥量。值得注意的是，當(dāng)選取的金屬板厚度較薄，最大應(yīng)變小于或接近動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變時(shí)，金屬板也可能斷裂失效；當(dāng)爆距過(guò)大時(shí)，爆炸載荷可視為均布爆炸載荷，金屬板的斷裂失效情況可能與局部爆炸載荷作用下的情況有所不同。

表3 失效判別式的相關(guān)參數(shù)Table 3 Relevant parameters for failure discriminant

2 數(shù)值模擬

2.1 一維空中爆炸及結(jié)果映射

采用結(jié)果映射Ramap 技術(shù)，建立一維楔形空氣域模型，模擬不同環(huán)境壓力下TNT 爆炸沖擊波傳播的初始過(guò)程，然后將一維結(jié)果映射到相同工況的三維模型中繼續(xù)求解。通過(guò)映射可以提高計(jì)算效率，得到更精確的結(jié)果。一維楔形空氣域模型及炸藥網(wǎng)格如圖5(a)所示。在歐拉空氣域中設(shè)置半徑為26.7 mm 的TNT，比例距離為3.0 m/kg1/3。如圖5(b)所示，建立1/4 三維模型，包含空氣和鋼兩種物質(zhì)?？諝庥虻拈L(zhǎng)和寬均為150 mm，高為240 mm，綜合考慮網(wǎng)格敏感性和模擬時(shí)間成本，將網(wǎng)格尺寸設(shè)置為2 mm×2 mm[20]，邊界設(shè)為Flowout 透射邊界。鋼板迎爆面的長(zhǎng)和寬均為150 mm，厚度為1 mm，鋼板網(wǎng)格尺寸為1 mm×1 mm，在板邊緣添加速度為零的約束條件。鋼板采用Lagrange算法，板結(jié)構(gòu)和空氣域采用流固耦合算法。

圖5 幾何模型Fig.5 Geometrical model

2.2 模型材料

TNT 采用JWL 狀態(tài)方程描述，相關(guān)材料參數(shù)取自AUTODYN 標(biāo)準(zhǔn)材料模型庫(kù)。鋼板選用Q235 鋼，采用Shock 狀態(tài)方程描述，其參數(shù)取自AUTODYN 材料庫(kù)，Johnson-Cook 強(qiáng)度模型參數(shù)列于表4，其中：ρs為Q235 鋼的密度，A為初始屈服應(yīng)力，B為硬化常數(shù)，n為硬化指數(shù)，C為應(yīng)變率常數(shù)，m為熱軟化指數(shù)，Tm為熔化溫度。

表4 材料參數(shù)[21]Table 4 Material parameters[21]

空氣采用理想氣體狀態(tài)方程描述，即

式中：p為氣壓，K為絕熱指數(shù)，ρa(bǔ)為空氣密度，e為空氣的初始比內(nèi)能。不同壓力環(huán)境下，空氣的密度與壓力之比相同，即

式中：下標(biāo)i和j代表不同狀態(tài)。

根據(jù)式(11)，通過(guò)改變空氣的初始密度，可以實(shí)現(xiàn)不同的負(fù)壓環(huán)境。表5 列出了不同初始環(huán)境壓力對(duì)應(yīng)的空氣密度。

表5 不同環(huán)境壓力對(duì)應(yīng)的空氣密度Table 5 Air densities at different environment pressures

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖6 給出了在不同負(fù)壓環(huán)境下鋼板的變形情況。不同負(fù)壓環(huán)境下，鋼板均出現(xiàn)明顯的塑性大變形，未產(chǎn)生穿孔破損，鋼板中心點(diǎn)的撓度最大。當(dāng)初始環(huán)境壓力為101、80、60、40、20 kPa 時(shí)，鋼板的最大撓度分別為34.7、32.9、30.6、28.3、27.9 mm；初始環(huán)境壓力從101 kPa 降到80、60、40、20 kPa 時(shí)，鋼板最大撓度分別減小5.3%、11.8%、18.4%和19.6%。隨著初始環(huán)境壓力的下降，沖擊波傳播過(guò)程中空氣密度減小，爆炸沖擊波的峰值超壓和比沖量也減小，致使鋼板整體形變程度呈下降趨勢(shì)。

圖6 不同負(fù)壓環(huán)境下鋼板的變形情況Fig.6 Deformation of steel plate under different negative pressure environments

圖7 為鋼板中心點(diǎn)速度曲線。當(dāng)初始環(huán)境壓力為101、80、60、40、20 kPa 時(shí)，鋼板中心點(diǎn)最大速度分別為113.7、106.6、83.5、80.3、70.5 m/s，隨著初始環(huán)境壓力下降，鋼板中心點(diǎn)最大速度減小。鋼板中心點(diǎn)速度在0.66 ms 左右降至零以下，即開始反向運(yùn)動(dòng)，隨后發(fā)生振蕩，并逐漸衰減，最終停止運(yùn)動(dòng)。

圖7 鋼板中心點(diǎn)速度曲線Fig.7 Velocity curves at center point of steel plate

數(shù)值模擬得到的鋼板變形與實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致，證明了數(shù)值模型的正確性。當(dāng)初始環(huán)境壓力為101、80、60 kPa 時(shí)，鋼板中心點(diǎn)撓度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果的相對(duì)誤差分別為6.2%、0.4%、1.3%，兩者符合得較好，但數(shù)值模擬結(jié)果整體偏小。這是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)中沖擊波的傳播過(guò)程還受空氣溫度和濕度影響，并且鋼板螺栓孔處會(huì)出現(xiàn)輕微拉伸變形，導(dǎo)致鋼板中心撓度的實(shí)驗(yàn)結(jié)果偏大。另外，數(shù)值模型無(wú)法完全模擬實(shí)驗(yàn)現(xiàn)實(shí)狀態(tài)。考慮到撓度的相對(duì)誤差小于10%，在可接受的范圍之內(nèi)，因此可以認(rèn)為數(shù)值模型是正確、可靠的。

3 結(jié) 論

通過(guò)負(fù)壓爆炸實(shí)驗(yàn)，對(duì)負(fù)壓爆炸載荷作用下固支鋼板動(dòng)態(tài)響應(yīng)的極限應(yīng)變和失效條件進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，同時(shí)利用AUTODYN 非線性有限元程序進(jìn)行數(shù)值模擬，得到以下主要結(jié)論。

(1) 實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，鋼板整體出現(xiàn)塑性大變形，四周出現(xiàn)明顯的拉伸變形。隨著初始環(huán)境壓力從101 kPa 下降至60 kPa，半徑在10～15 cm 區(qū)間（邊緣區(qū)）的撓度變化基本相同，而半徑在0～10 cm 區(qū)間（中心區(qū)）的撓度減小。

(2) 常壓近爆作用下，鋼板中心以拉伸斷裂為主，裂紋延伸至邊緣出現(xiàn)剪切斷裂。根據(jù)雙向應(yīng)變假設(shè)，得到Q235 鋼板的動(dòng)態(tài)極限應(yīng)變?yōu)?.269。根據(jù)乳化炸藥在不同負(fù)壓環(huán)境下產(chǎn)生的爆炸沖擊波的正規(guī)反射比沖量公式，結(jié)合基于剛塑性假設(shè)和能量準(zhǔn)則提出的失效判據(jù)，可以有效判斷負(fù)壓爆炸載荷作用下鋼板拉伸斷裂情況。

(3) 不同環(huán)境壓力下鋼板撓度的數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差小于10%，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性。模擬結(jié)果顯示，隨著初始環(huán)境壓力從101 kPa 下降至20 kPa，沖擊波傳播過(guò)程中空氣介質(zhì)的密度減小，鋼板中心點(diǎn)最大撓度減小，中心點(diǎn)最大速度減小。