设计参数对手性蜂窝橡胶覆盖层水下爆炸抗冲击性能的影响

肖 锋， 华宏星， 谌 勇， 朱大巍， 马 超

(上海交通大学 机械系统与振动国家重点实验室，上海 200240)

舰艇是海上部队赖以生存和进行对敌攻击的平台，也是是海上战斗的主要攻击对象。由于水几乎是不可压缩的流体，因而成为冲击波和声波良好的传播介质。随着现代反舰武器的不断改进，对舰艇的抗冲击和声隐身性能提出了更高的要求。开展舰艇新型防护结构形式的设计和研究对提高舰船生命力具有重要意义[1]。

在艇体湿表面敷设声学覆盖层被认为是一种能有效提高隐身性的方法[2]。声学覆盖层由多层粘弹性吸声材料层合而成，内部特殊形式的空腔结构能在多种因素作用下对被敷设的水下结构起到明显的减振降噪作用。通常在非耐压壳板外表面敷设消声瓦，在耐压壳体的外表面敷设隔声去耦瓦，在耐压壳体内表面敷设“阻尼层”。国内外学者均对其声学特性开展了大量的研究工作。研究表明，手性蜂窝结构具有优异的隔声性能[3-4]。将它引入到舰船声学覆盖层的设计中能有效抑制由外板振动引起的水中声辐射，从而具有一定的隔声潜力。波形转换特性能够将船体结构中的准纵向波、弯曲波转换为内部结构的扭转波，消除舰艇壳体在临界频率以下的声辐射模态，有效抑制由外板振动引起的水中声辐射，降低声辐射效率。内部结构的周期性对噪声的主导频段形成禁带，带隙频率范围内的弹性波将被局域在缺陷处，或沿缺陷传播，抑制处于该频段的噪声向水中传播。通过调节周期空腔结构的禁带特性，可以进一步隔离机械噪声主要频段，而这些特点是普通蜂窝覆盖层难以满足的。

为了能够更好地实现其对舰艇抗冲击和隔声双重功效，实现舰艇整体抗冲击和声隐身性能。开展手性蜂窝覆盖层的水下抗冲击性能评估及抗冲击机理分析，并在此基础上通过改变相关设计参数来提高抗冲击性是迫切需要解决的问题。目前，国内外对水下爆炸防护结构的研究较多[5-14]，但对手性蜂窝橡胶材料覆盖层的水下爆炸研究报道还没有。本文利用Abaqus中不同的超弹性本构模型对橡胶材料试验数据进行拟合，在此基础上选择合适的本构模型，然后分析手性蜂窝覆盖层的水下非接触性爆炸动响应特点，并研究主要设计参数包括高度、镂空率和面板材料对抗冲击性能的影响。

1 有限元计算模型

图1 手性蜂窝覆盖层的水下爆炸几何模型

图1给出了包括流体域的手性蜂窝覆盖层水下爆炸平面模型。手性蜂窝覆盖层由正三角形孔和圆孔组成。覆盖层的宽为160 mm，高为50 mm，上、下面厚度为4 mm，镂空率(基体材料所占面积与覆盖层整体面积之比)为30%。水下爆炸涉及到压力波与结构的相互耦合，因此需建立足够大的水域，水域宽度一般为结构宽度的6倍。为更真实地反映结构变形及流固耦合情况，减小低频计算时产生的误差，方形流体域的总深度取为1 m。由于所研究的问题属于浅水爆炸，故模拟时不考虑静水压力的影响。由于船体重量相当大，且刚度比橡胶大的多，故将覆盖层的下表面完全固定。在水体和覆盖层的左右两侧施加周期性对称边界条件来模拟整个模型的周期性。同时，为避免应力在水域边界上产生反射和压力堆积，使用可流出的无反射边界表示无限大的水域。为模拟流体空穴效应，设置发生空穴的临界压力为0 MPa。胞元孔内壁设置自接触。材料应变率取文献[13]中所采用的500 1/s。水体部分采用4节点四边形线性声学单元划分(AC2D4R单元)，该单元不考虑剪切作用但可以传递应力波，覆盖层采用4节点四边形双线性减缩积分单元划分(CPS4R单元)。橡胶中的波速要比水中的波速低很多，所以在模型中接触面的两边，有限单元网格在最小波长的尺度内最少要有六个节点。模型的网格必须划分得足够细，这里覆盖层网格单元大小为0.6 mm，水体单元略小些为0.55 设置较小的时间增量，以精确捕捉初始高频冲击波的形成和传播过程。爆炸载荷仅考虑冲击波载荷。冲击波等效为平面冲击波来处理。沿用库尔的经验公式，自由场爆炸压力波的压力P可以近似地表示为冲击波到来后时间t的指数函数，压力以指数形式快速衰减，取30 MPa压力峰值水下爆炸冲击波载荷[15]。仿真计算中自由场测量得到的压力峰值为30.002 4 MPa，与理论计算结果之间的相对误差较小，非常接近，这样保证了仿真计算方法的可靠性。

2 材料试验数据拟合及超弹性本构模型确立

本文研究的覆盖层材料采用文献[14]中所用的邵氏硬度65氯丁橡胶。橡胶材料具有高度的非线性，其非线性特性可以用超弹性模型描述。但是，基于同样的测试数据，不同的本构模型适用于不同的橡胶材料、应变区间和试验方法。为此，本文选择了5种较常用的超弹性模型对试验数据进行拟合[16]。

图2 拟合数据与试验数据比较曲线

图2给出了单向拉压试验数据与不同超弹性本构模型拟合数据比较曲线。从拟合结果来看，Mooney-Rivlin模型拟合的曲线在小应变时较为精确，而在中等应变和大应变时曲线趋势同试验数据的差别较大。Neo-Hookean模型在预测30～40%的中等应变单轴拉伸时拟合较好，但在预报大变形时与试验数据相差最大。两种模型因为它们的应变能密度都是不变量的线性函数，所以不能够表示应力-应变曲线大应变部分的陡升行为。Yeoh模型在中等变形时出现软化，在大变形情况下材料又变硬。曲线的趋势比上面两种模型有所改进，但同试验数据的差别仍然比较大。Arruda-Boyce模型在中等变形和大应变区比Yeoh模型具有更好的吻合性，其曲线形式同试验数据拟合的最好，适用于全应变范围的条件。Ogden模型在中应变区比Mooney-Rivlin模型的精度略高些，但在大应变区并不比 Mooney-Rivlin模型有优势。

总的来说，在应变不太大时Mooney-Rivlin和Ogden模型的精度略高；在中等应变区，其它3种模型的精度略高；在大应变区，Arruda-Boyce模型比较合理。因此，在后面的计算中均采用该模型来拟合试验数据。拟合常数MU=963 456.497，MU_0=1 039 813.22， LAMBDA_M=2.919 3、D=3.849 4E-09，单位均为Pa。

3 水下非接触性爆炸下覆盖层动态响应及抗冲击性能分析

3.1 覆盖层的动态响应分析

图3给出了覆盖层在冲击波载荷作用下的瞬态响应过程。响应包括如下三个阶段：外表面变形、孔的屈曲和压溃、整体回弹。由于冲击波载荷的特点，冲击波与外表面接触时峰值压力高，外面板运动很快，顶端附近的孔被瞬时压垮，屈曲以高阶模态的形式集中在顶端，形成‘I’型的冲击面。由于材料的弹性，峰值压力过后，被压垮的孔开始恢复变形。应力波大体上沿着各自的主要或最短路径向低端传播。在每个接触点处一部分波反射回去，一部分波沿着最短路径传播到下一段，还有一小部分波沿着其它路径传播开去。由于冲击能量的逐渐消耗，当应力波传播到结构中下方处时，孔的变形程度减弱。应力波在底端发生反射后强度加大。波的传播和结构变形过程如此往复地进行着。响应过程中，覆盖层的迎爆面出现了明显的内凹变形。圆孔形状由圆形变为椭圆，正三角形变为内凹三角形，坍塌后被压扁。手性蜂窝将压缩响应转化为胞元的局部弯曲和扭转变形。爆炸冲击波由纵波被转换为弯曲波和扭转波，实现了波形转换。

图3 冲击波载荷作用下覆盖层的瞬态响应

3.2 覆盖层设计参数对抗冲击性能的影响

本文从以下五个方面来研究覆盖层主要设计参数对抗冲击性能的影响：①流固耦合面上的压力；②作用在耦合面上的冲量；③覆盖层下表面的支反力；④覆盖层上表面中点速度；⑤上表面中点位移。

3.2.1 覆盖层高度对抗冲性能的影响

在镂空率不变的情况下(镂空率为30%)，分别选取40 mm、50 mm和60 mm三种高度来研究一定范围内高度对抗冲击性能的影响。图4为不同高度覆盖层在30 MPa冲击波作用下的响应曲线。表1为响应峰值。

图4 不同高度覆盖层的响应曲线

表1 不同高度覆盖层在冲击波载荷作用下的响应峰值

图4(a)为冲击波作用下不同高度覆盖层耦合面上的压力-时间曲线。从曲线的总体趋势来看，各曲线的总体趋势差异不大，分成两个比较明显的阶段。第一阶段，外表面受到入射冲击波作用后，压力在很短的时间内从零值一跃上升到峰值，冲击波峰值过后，又很快衰减到负值，这些特性是与冲击波快速衰减特性相关的。由于结构的压缩变形较大，水中拉伸反射波致使耦合界面处发生空化现象，空化区域中有气泡不断地产生、扩大、缩小和溃灭，致使曲线产生上下震荡。手性结构的稳定性较好，高频震荡不大。第二阶段，由于结构的抗变形，外表面移动的速度减慢，与其紧挨着的流体在惯性作用下对结构造成二次冲击加载，压力又再次升高，压力波形上表现为幅值较小而持续时间较长的小鼓包。二次冲击能间接反映出初始爆炸冲击波衰减过程中的剩余能量，因此具有重要的研究意义。可以看到，随着高度的增加，压力峰值大小增大，二次冲击脉宽变化不大，加载时间有较大的延迟，且高度越高，加载时间越晚。相比高度大的覆盖层，高度小的覆盖层上表面中点的初始峰值速度更大，因此起初的流固耦合效应更强。另外，应力波从顶端传到底端再反射到耦合面的时间更短，冲击能量在结构中衰减的更少，这样反射波的强度更大，二次冲击压力峰值变得更小。

图4(b)为冲击波载荷作用下不同高度覆盖层耦合面上的冲量-时间曲线。可以看到，冲量是由壁压积分所得，因此和壁压密切相关。冲击波作用的前期，入射压力较大，结构的位移较小，作用在各覆盖层上的冲量曲线相近，高度大的覆盖层其冲量要比高度小的覆盖层略高一点。在冲击波作用后期，高度越小，冲量也越小，40 mm高的覆盖层其冲量峰值最小。由此可知，适当减小高度对降低结构自身获得冲量峰值是有利的。覆盖层高度的变化影响着冲量峰值达到的时间。高度越高，冲量达到峰值的时间越晚，40 mm高的覆盖层达到冲量峰值的时间最早，60 mm的最晚，这一点与高度增加后二次冲击的加载时间变化顺序一致。由表1可知，上表面的移动速度是影响流固耦合作用和冲量获得的重要因素。当上表面运动速度更快时，壁压和冲量就越小。因此，如果改变结构的横向压缩强度，则能改变壁压和冲量峰值。

图4(c)为冲击波载荷作用下不同高度覆盖层的支反力-时间曲线。从曲线的总体变化趋势来看，由于没有改变覆盖层的胞元形状和排列特点，高度对曲线的总体变化趋势影响较小。当应力波传到底端时，支反力开始产生并迅速上升到第一次峰值。应力波峰值过后，支反力迅速下降到一个较低的水平。伴随着曲线的上下震荡之后是由二次冲击造成的第二个峰值。当反射应力波传到顶端时会引起一个较大的反向支反力峰值。高度对支反力峰值大小及时间的影响较大。从峰值大小来看，随着高度的增加，峰值逐渐减小。40 mm、50 mm、60 mm高度的覆盖层产生第一次负向压力峰值的时间分别是：0.125 ms、0.125 ms、0.15 ms，大小分别是：-53 285.6 Pa、-32 928.8 Pa、-8 902.5 Pa。由于夹芯的迅速压溃变形，通常会比普通硬结构更早地发生空化。如果壁压出现负向压力的时间越早，且峰值越大，则说明空化越严重。40 mm高的覆盖层产生负向压力的时间最早，且大小最大。各高度覆盖层的支反力峰值大小顺序和第一次壁压峰值、二次冲击壁压峰值大小的顺序相反，说明壁压较之其它影响支反力峰值大小的因素来说其影响程度更小。冲击波作用初始阶段，各结构的冲量和位移量相差较小，高度大的覆盖层其支反力峰值要小很多。由此说明，在入射冲量和结构整体吸能相差较小的情况下，支反力峰值大小主要取决于应力波在结构内部的传递损失。随着波传播距离的增加，能量一点点被削弱，遇到的接触点较多，能量衰减的越多，这样传到底端的能量就越少。从结构的缓冲特性来看，由于胞元孔壁的屈曲变形和被压垮，覆盖层对入射冲击波起到缓冲作用。高度增加后，波传播到底端的时间变长，峰值时间得到延迟，缓冲效果得到提升。另外，从对橡胶超弹性材料周期蜂窝覆盖层动态压缩行为及性能做过的研究中可知，结构动态压缩性能对抗冲击性能的优劣起决定作用。

图4(d)给出了冲击波载荷作用下不同高度覆盖层上表面的中点位移-时间曲线。从曲线的总体变化趋势来看，上表面受到冲击波作用后中点位移开始增加。当胞元孔发生屈曲变形后，位移量迅速增加。位移量达到最大值后，弯曲孔壁发生回弹，做反向运动，变形逐渐恢复。在对覆盖层外水的做功过程中，能量没有完全耗散，剩余能量又以变形能的形式存储，直到位移达到反向最大值。整个响应过程如此反复地进行着，位移曲线上表现为在零线附近幅值不断减小的来回震荡。从位移峰值大小来看，60 mm高的覆盖层其位移量最大，40 mm的最小。这是由于高度增加后，一方面获得的入射冲量有所增多，另一方面能量在传播中衰减得更多，底端反射波的强度会更弱些，所以上表面中点位移量随着高度的增大而增大。结构的可压缩性变大，位移峰值时间出现的越晚，结构内部孔壁发生变形的范围更大，吸收的能量增多。

3.2.2 覆盖层镂空率对抗冲性能的影响

在高度不变的情况下(高度为50 mm)，分别选取20%、30%、40%三种镂空率来研究一定范围内镂空率对覆盖层抗冲击性能的影响。图5为不同镂空率覆盖层在30 MPa冲击波载荷作用下的响应曲线。表2为响应峰值。

图5 不同镂空率覆盖层在冲击波载荷作用下的响应曲线

表2 不同镂空率覆盖层在冲击波载荷作用下的响应峰值

图5(a)为冲击波载荷作用下不同镂空率覆盖层耦合面上的压力-时间曲线。由于流场压力分布状况发生了改变，各壁压曲线存在一定差异。随着镂空率的增加，曲线上下震荡更多，空化时间得到延迟。20%、30%、40%不同镂空率覆盖层产生第一次负向压力峰值的时间分别是：0.125 08 ms、0.125 04 ms、0.125 03 ms，大小分别是：-29 850 Pa、-23 085.1 Pa、-42 603.5 Pa。镂空率越大，产生的负向压力峰值时间会越早，大小会越大，覆盖层更早地发生空化。镂空率增加后，二次冲击脉宽加宽，压力峰值下降，衰减速度减慢，加载时间有较大的延迟。在相同的响应时刻，镂空率大的结构其变形比镂空率小的更大，恢复变形的时间更长，这样延迟了二次冲击加载的时间。

图5(b)为冲击波载荷作用下不同镂空率覆盖层耦合面上的冲量-时间曲线。可以看到，镂空率大的结构易于压溃，使得上表面的移动速度更快，更早地发生空化，流固耦合效应更强，有效地分散了爆炸冲击波能量，减少自身获得的入射冲量，同时冲量峰值时间大大被延迟。

图5(c)为冲击波载荷作用下不同镂空率覆盖层支反力-时间曲线。可以看到，随着镂空率的增大，由于结构的变形程度加大，吸收的冲击能量增多，同时空化阶段耗散的冲击能量比镂空率小的要多，因此支反力峰值更小。另外，峰值出现时间延迟，结构的抗冲击性能和缓冲效果得到了提高。

图5(d)为冲击波载荷作用下不同镂空率覆盖层位移-时间曲线。可以看到，由于镂空率大的覆盖层其刚度小，结构变的更软，更易于屈曲和压溃，因此随着镂空率的增大，上表面中点的位移量峰值增大，40%镂空率的位移量最大，20%镂空率的最小。

从上面的分析可以看到，在高度或镂空率不同的情况下，各结构的壁压、冲量、支反力、位移量峰值出现的先后顺序是相一致。覆盖层湿表面上的压力与各响应有着密切的关系，压力直接决定着作用在结构上的冲量，对冲量、支反力、位移量峰值大小及其出现的先后顺序影响显著。在镂空率不同的情况下，冲量较大的结构其位移量峰值反而小，支反力大；冲量较小的结构其位移量峰值反而大，支反力小。由此可知，当作用在各结构上的入射冲量相差不是特别大时，入射冲量的大小并不能对位移量起决定作用，位移量的大小主要取决于结构自身的动态压缩强度。支反力大小主要取决于入射冲量的大小和结构自身的吸能特性。入射冲量增加，支反力峰值增大；位移量增大，结构吸能量增多，支反力峰值减小。

3.2.3 覆盖层面板材料对抗冲击性能的影响

3.2.3.1 应力波在夹层复合结构中的传播

爆炸产生的应力波在夹层复合结构中的传播可以近似认为是一维的。为了问题的简化，把冲击波作为线弹性波来处理，并与一维应力波理论相符合，采用以下假定：①复合面层结构变形时，截面保持平面；②沿截面积各点位移相同；③截面上应力均匀分布。应力波在复合夹芯结构中的传播过程如图6所示。用下标“I”表示入射波的参量，下标“R”表示反射波的参量，下标“T”表示透射波的参量，且设界面两边的介质阻抗分别为ρ1c1和ρ2c2[17]。

图6 应力波在分层介质中的传播过程示意图

表3 面板材料参数

表4 应力波在不同界面处的反射系数和透射系数

由弹性波的相关理论可知，当应力波从介质1传到介质2的界面，由于两边的介质阻抗不同，入射压缩波σI将在界面上引起反射波σR返回传播，同时透过界面进入介质2成为继续向前传播的透射波σT。

σR=FσI，σT=TσI

F=(ρ2c2-ρ1c1)/(ρ2c2+ρ1c1)，

T=2/(1+ρ1c1/ρ2c2)

其中，F与T分别为反射系数和透射系数。可以看出，1+F=T，T总是正号，因此透射波和入射波总是正号，F的正负取决于两种介质声阻抗的大小，即取决于介质材料的“软”、“硬”程度。表3给出了面板材料的参数。表4给出了应力波在不同界面处的反射系数和透射系数。F为第一层界面处的反射系数，T1为第一层界面处的透射系数，T2为第二层界面处的透射系数。由表中的数据可得，初始应力波在第一层界面处的透射系数分别是：橡胶面板0.065 03、聚氨酯面板0.279 76、铝面板1.823 99、钢面板1.933 12。相比铝和钢，由于聚氨酯和橡胶的阻抗和水的更相近，且更小，因此在第一层界面处应力波反射卸载，应力峰值减小。聚氨酯与水的阻抗比值较之橡胶与水的阻抗比值要大，因此入射波进入橡胶板后的强度会比进入聚氨酯板衰减的多些，因此透射应力更小。同样，由于钢和铝的阻抗比水的要大，因此在界面处应力波反射加载，应力峰值增大。钢与水的阻抗比值较之铝与水的阻抗比值要大，入射波进入钢板后的强度会比进入铝板增加的多些，因此透射应力更大。同时可以看到，当应力波由“硬”材料进入“软”材料时，如果“软”材料的波阻抗越小，则透射系数越小；由“软”材料进入“硬”材料时，如果“硬”材料的波阻抗越大，则透射系数越大。

应力波在第二层界面处的透射系数分别是：橡胶面板0.065 03、聚氨酯面板0.095 83、铝面板0.011 79、钢面板0.004 49。在第二层界面处不同材料的阻抗比值大小先后顺序依次是：钢与橡胶、铝与橡胶、聚氨酯与橡胶、橡胶与橡胶。当应力波从橡胶面板传播到橡胶芯层时，由于阻抗匹配，没有反射波，入射波完全透射。因为多孔材料、铝、钢的波阻抗大于橡胶的波阻抗，所以应力波由这些材料进入橡胶芯层时，阻抗特性失配，应力波强度会大大衰减。钢面板衰减应力波强度的能力要明显强于其它两种材料面板，因此钢的透射应力在第二层界面处最小。同时可以看到，当应力波由“硬”材料进入“软”材料时，如果“硬”材料的波阻抗越大，则透射系数越小。

3.2.3.2 面板材料对覆盖层抗冲击性能的影响

这里以1.5 mm面板厚度的覆盖层为研究对象，分别选取上述四种材料来研究面板材料对抗冲击性能的影响。

图7 不同面板材料覆盖层的响应曲线

表5 不同面板材料覆盖层的响应峰值

由图7(a)可以看到，由于面板阻抗的不同，各覆盖层壁压曲线存在很大差异。在整个响应过程中，橡胶和多孔材料面板的正向压力占主导，而铝和钢面板负向压力作用时间远超过正向压力时间，正向压力只是出现在冲击波作用的初始阶段。在外面板的拉伸应力、芯层孔壁回弹产生的反射波及空化区域气泡闭合溃灭时附近水质点产生的吸附力共同作用下，铝和钢面板产生了较大的负向压力峰值。相比铝面板，钢面板上的负向压力峰值更大，峰值时间更晚。各面板上的正向压力峰值大小顺序依次是：橡胶、聚氨酯、钢、铝。橡胶和聚氨酯面板的压力较大，铝和钢面板的压力较小。铝和钢面板可以大幅度地降低冲击波入射后的峰值压力。

由图7(b)可以看到，在整个响应中橡胶和聚氨酯面板上的冲量是正向的，而铝和钢面板在冲击波作用前期获得的冲量是正向的，之后冲量是负向的，这是和壁压密切相关。水和面板之间的材料波阻抗不匹配性增强了流体与结构的相互作用，两者阻抗差异越大，负压就越大，发生流体空化的时间会越长，这样能分散和消耗掉大量的入射冲击能量。

由图7(c)可以看到，不同材料面板覆盖层支反力峰值从大到小的顺序和峰值出现的先后顺序相同，依次是：聚氨酯、橡胶、铝、钢。聚氨酯与橡胶面板的支反力峰值和峰值时间相接近；钢面板的支反力峰值最小，峰值时间最晚。作用在外面板上的入射冲量、波在不同材料介质间的反射和透射是影响支反力的主要因素。正向冲量或透射系数越大，冲击波能量就越多，支反力会越大。从冲量的大小来看，橡胶面板上的正向冲量比聚氨酯面板上的要大，钢面板上的负向冲量比铝面板上的要小。从应力波透射的角度来看，各面板覆盖层支反力峰值大小的顺序和应力波在第二层界面处的透射应力大小顺序相一致。应力波从“硬”材料层进入“软”材料层时，压缩波将反射拉伸波，形成反射卸载，应力波强度会大大衰减，透射波强度弱于入射波强度。钢面板衰减应力波强度的性能要明显强于其它材料面板，透射系数最小。同时看到，当作用在结构上的冲量相差不大的情况下，不同材料介质间的透射系数对支反力峰值的影响更为显著。

4 结 论

通过本文的研究，可以得到如下结论：

覆盖层湿表面上的压力将直接决定作用在结构上的冲量，对冲量、支反力、位移量峰值大小及峰值时间的影响比较显著。在镂空率相同的情况下，随着高度的增加，压力峰值增大，二次冲击加载时间有较大延迟。适当减小高度对降低结构自身获得总冲量峰值和延迟峰值时间是有利的，高度对支反力曲线的总体变化趋势影响较小。在入射冲量和结构整体吸能相差较小的情况下，支反力峰值大小主要取决于应力波在结构内部的传递损失，壁压的影响较小。在高度相同的情况下，镂空率越大，结构易于变形压溃，吸能量加大，流固耦合效应更强，减少入射冲量。同时，冲量峰值时间大大被延迟，支反力峰值更小，峰值时间延迟。当作用在结构上的冲量相差不大时，不同材料介质间的透射系数对支反力的影响更为显著。上述4种材料中，聚氨酯面板覆盖层的抗冲击性能和缓冲效果最差，钢材料面板的最好。

总的来看，高度、镂空率和面板材料对各响应的影响较大，合理设计结构可有效提高覆盖层的冲击性能。值得注意的是这种性能上的提高得先要考虑入射冲击波载荷的幅值大小，保证覆盖层受冲击波作用后不发生压缩密实化触底现象。

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