脈沖固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)軟質(zhì)隔層大變形特性研究

卞云龍,李映坤,徐 潔,李海陽(yáng),吳國(guó)夫

(1.國(guó)防科技大學(xué) 空天科學(xué)學(xué)院,湖南 長(zhǎng)沙410073;2.中國(guó)航天科工集團(tuán)公司六院四十一所,內(nèi)蒙古 呼和浩特010010;3.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)作為火箭導(dǎo)彈武器系統(tǒng)的主要推進(jìn)裝置,在多種戰(zhàn)略導(dǎo)彈、戰(zhàn)術(shù)導(dǎo)彈、遠(yuǎn)程火箭彈系統(tǒng)中得到了廣泛應(yīng)用[1]。現(xiàn)有固體動(dòng)力存在能量發(fā)揮效率低、推力調(diào)節(jié)靈活性差、綜合性能提升困難等問(wèn)題。因此,為提高固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的可控性,國(guó)內(nèi)外學(xué)者提出了多脈沖固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的概念[2],該發(fā)動(dòng)機(jī)能夠多次關(guān)機(jī)和啟動(dòng),可以合理分配推力和脈沖間隔時(shí)間,實(shí)現(xiàn)飛行彈道的最優(yōu)控制和發(fā)動(dòng)機(jī)能量的最優(yōu)管理[3]。

隔離裝置作為多脈沖固體火箭發(fā)動(dòng)機(jī)的核心技術(shù)之一,主要分為硬質(zhì)和軟質(zhì)兩種結(jié)構(gòu)類(lèi)型[4],如隔塞式、陶瓷艙蓋式、金屬膜片式、軟質(zhì)隔層式等,其中軟制隔層式具有結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單、加工容易、消極質(zhì)量小等優(yōu)點(diǎn)。目前,針對(duì)隔層式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)已經(jīng)展開(kāi)了實(shí)驗(yàn)和仿真研究,國(guó)外STADLER等[5]和KIM等[6]設(shè)計(jì)了軸徑混合隔層式雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī),并作為導(dǎo)彈動(dòng)力裝置開(kāi)展了地面靜止實(shí)驗(yàn)和飛行實(shí)驗(yàn)。國(guó)內(nèi)陳偉星等[7]分析了I脈沖尾部點(diǎn)火燃?xì)馑矐B(tài)沖擊過(guò)程對(duì)隔層和II脈沖藥柱結(jié)構(gòu)完整性的影響。卞云龍等[8]對(duì)復(fù)雜力熱載荷下隔層的動(dòng)態(tài)燒蝕過(guò)程進(jìn)行了仿真和實(shí)驗(yàn)研究。閆航等[9]采用SEM電鏡掃描、微米CT測(cè)試和測(cè)厚儀獲得了發(fā)動(dòng)機(jī)工作條件下EPDM燒蝕試件的表面宏觀形貌、炭化層表面和斷面微觀形貌、炭化層三維構(gòu)型以及試件的燒蝕率。宋君才等[10]和王堅(jiān)等[11]采用雙向流固耦合方法研究了Ⅱ脈沖點(diǎn)火過(guò)程內(nèi)流場(chǎng)特性以及裝藥結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)。黃波等[12]研究了隔層破開(kāi)前、破開(kāi)后及穩(wěn)定建壓階段的燃燒室內(nèi)流場(chǎng)特性。范興貴等[13-14]建立了描述EPDM隔層有限變形下的黏超彈本構(gòu)模型,較好地預(yù)測(cè)了隔層伸長(zhǎng)比在800%以?xún)?nèi)的單軸等速拉伸響應(yīng)。LI等[15]采用動(dòng)態(tài)嵌套網(wǎng)格方法研究了II脈沖點(diǎn)火過(guò)程中隔層變形脹大過(guò)程以及燃燒室通道內(nèi)燃?xì)饬鲃?dòng)特性。付鵬等[16]采用顯式動(dòng)力學(xué)的方法對(duì)軟制隔層反向打開(kāi)過(guò)程進(jìn)行了仿真研究。王春光等[17]設(shè)計(jì)了一種軟質(zhì)隔層結(jié)構(gòu),對(duì)其承壓和打開(kāi)過(guò)程進(jìn)行仿真研究,并提出了隔層結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法[18]。

上述仿真和實(shí)驗(yàn)研究軟制隔層削弱槽一般采用米字型或環(huán)形結(jié)構(gòu),為進(jìn)一步減小和控制隔層破開(kāi)后產(chǎn)生的碎片,本文提出一種新型隔層削弱槽結(jié)構(gòu),并設(shè)計(jì)了模擬發(fā)動(dòng)機(jī)隔層變形脹大打開(kāi)實(shí)驗(yàn)裝置。對(duì)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)的充氣過(guò)程和隔層變形脹大過(guò)程進(jìn)行仿真研究,同時(shí)結(jié)合隔層變形脹大實(shí)驗(yàn),分析了充氣過(guò)程中的內(nèi)流場(chǎng)特性和隔層變形脹大特性。

1 隔層變形脹大實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)與計(jì)算模型

1.1 隔層變形脹大模擬發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置

雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)軟制隔層一般采用EPDM橡膠材料,當(dāng)一脈沖工作時(shí),隔層能夠隔絕高溫高壓燃?xì)鈱?duì)二脈沖藥柱的影響;二脈沖點(diǎn)火后,能夠在一定燃?xì)鈮毫ο驴煽看蜷_(kāi),且破碎物不能損傷燃燒室熱防護(hù)層及堵塞噴管。因此,本文提出一種破裂后不產(chǎn)生碎片的隔層削弱槽結(jié)構(gòu),實(shí)驗(yàn)裝置如圖1所示,隔層固定在頂蓋和腔體連接形成的空腔中,隔層厚度為8 mm,直徑為330 mm,隔層朝向充氣口一側(cè)設(shè)計(jì)有8個(gè)均勻分布的徑向米字型槽,中心部位設(shè)計(jì)有環(huán)形槽,其中環(huán)形槽八分之一區(qū)域不連通,隔層沿著削弱槽破裂后,中心區(qū)域與周?chē)Y(jié)構(gòu)形成一個(gè)整體,不會(huì)斷裂形成較大的碎片。環(huán)形槽和徑向槽的寬度均為3 mm,深度均為1.5 mm,環(huán)形槽內(nèi)徑為50 mm,米字型槽長(zhǎng)度為122 mm。通過(guò)氮?dú)夤迣?duì)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)進(jìn)行充氣,模擬二脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)的點(diǎn)火建壓過(guò)程,采用高速攝影獲得軟質(zhì)隔層的變形脹大過(guò)程,其中高速攝影拍攝頻率為1 000幀,實(shí)驗(yàn)裝置如圖2所示。

圖1 隔層變形脹大過(guò)程實(shí)驗(yàn)裝置Fig.1 Experimental device for deformation and expansion process of interlayer

圖2 隔層變形脹大實(shí)驗(yàn)裝置實(shí)物圖Fig.2 Physical diagram of the interlayer deformation and expansion experimental device

1.2 充氣過(guò)程仿真方法與模型

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)充氣過(guò)程中隔層會(huì)不斷脹大,其表面壓力分布不均,為典型的三維雙向流固耦合問(wèn)題。為簡(jiǎn)化計(jì)算,本文將模擬發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置簡(jiǎn)化為二維軸對(duì)稱(chēng)模型,計(jì)算模型與網(wǎng)格如圖3所示。

圖3 實(shí)驗(yàn)裝置充氣過(guò)程計(jì)算模型與網(wǎng)格Fig.3 Calculation model and grid for inflation process of experimental equipment

采用二維非穩(wěn)態(tài)軸對(duì)稱(chēng)雷諾平均Navier-Stokes方程描述流場(chǎng),湍流模型選擇k-ωSST模型,通過(guò)Fluent軟件進(jìn)行求解。整個(gè)計(jì)算域采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格,網(wǎng)格數(shù)量約為10萬(wàn),隔層表面變形過(guò)程采用下述方程描述[19]：

y(x,t)=smsin(2πft)sin(πx/R)

(1)

式中:y(x,t)為隔層在y方向上的位移,R為隔層的半徑,sm為隔層x方向的最大位移,f為描述隔層變形過(guò)程參數(shù)。

入口采用質(zhì)量流率入口,流量給定0.1 kg/s,溫度300 K,全場(chǎng)初始?jí)毫?01 325 Pa,初始溫度為300 K,計(jì)算時(shí)間步為1×10-5s。

1.3 隔層變形脹大過(guò)程仿真方法與模型

為獲得充氣過(guò)程中隔層的變形脹大過(guò)程,采用ABAQUS軟件顯式動(dòng)力學(xué)方法進(jìn)行數(shù)值仿真。有限元計(jì)算模型與網(wǎng)格如圖4所示,米字型槽和環(huán)形槽區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,共包括352 145個(gè)節(jié)點(diǎn),隔層采用二階Mooney-Rivlin超彈本構(gòu)模型。隔層表面施加充氣流場(chǎng)數(shù)值模擬獲得的壓力載荷,隔層外表面周邊采用固支邊界。

圖4 隔層變形脹大有限元計(jì)算網(wǎng)格Fig.4 Finite element calculation grid for deformation and expansion of interlayer

2 隔層力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)與本構(gòu)模型

2.1 隔層力學(xué)特性實(shí)驗(yàn)

本文采用三元乙丙橡膠(EPDM)作為脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)軟隔層材料,其具有密度低、耐燒蝕性能和絕熱性能良好等優(yōu)點(diǎn),是一種典型的超彈性材料。實(shí)驗(yàn)中EPDM隔層厚度為8 mm,中間設(shè)置有槽結(jié)構(gòu),尺寸與實(shí)驗(yàn)裝置中隔層結(jié)構(gòu)一致。依據(jù)航天工業(yè)行業(yè)標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 528-2009),使用啞鈴型刀具將EPDM制成啞鈴狀試件,試件標(biāo)距為16 mm,如圖5所示。

圖5 EPDM隔層啞鈴型試件Fig.5 Dumbbell shaped specimen of EPDM interlayer

EPDM隔層拉伸實(shí)驗(yàn)采用微機(jī)控制電子萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)進(jìn)行,通過(guò)傳感器自動(dòng)記錄力和位移等實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。實(shí)驗(yàn)環(huán)境溫度為25 ℃,相對(duì)濕度為40%。EPDM隔層試件兩端由夾具夾持,并使用銷(xiāo)釘與萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)連接。采用15 000 mm/min的拉伸速率對(duì)EPDM隔層試件進(jìn)行等速單軸拉伸實(shí)驗(yàn)。對(duì)試件進(jìn)行多次重復(fù)實(shí)驗(yàn),選取5組有效實(shí)驗(yàn)結(jié)果,計(jì)算5組數(shù)據(jù)的平均值作為應(yīng)力-應(yīng)變實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

2.2 本構(gòu)模型參數(shù)獲取

針對(duì)EPDM隔層超彈本構(gòu)模型,二階Mooney-Rivlin模型的應(yīng)變能函數(shù)表達(dá)式為

W=C10(I1-3)+C01(I2-3)+C20(I1-3)2+
C02(I2-3)2+C11(I1-3)(I2-3)

(2)

式中:C10,C01,C20,C02,C11均為材料參數(shù);I1,I2,I3為Green應(yīng)變不變量。

應(yīng)變張量不變量單軸拉伸下的應(yīng)力σ與伸長(zhǎng)比λ之間的關(guān)系為

(3)

根據(jù)上述關(guān)系,可以獲得單軸拉伸條件下二階Mooney-Rivlin模型應(yīng)力與伸長(zhǎng)比的關(guān)系:

σe=2(λ-λ-2){C10+2C20(λ2+2λ-1-3)+
C11(2λ+λ-2-3)+λ-1[C01+2C02(2λ+λ-2-3)+
C11(λ2+2λ-1-3)]}

(4)

利用單軸等速拉伸下得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線,采用最小二乘法對(duì)二階Mooney-Rivlin模型進(jìn)行擬合,可得到參數(shù)C10,C01,C20,C02,C11分別為0.399 34,-0.046 27,0.000 38,0.061 85,-0.014 05。擬合結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖6所示,由圖可以看出,擬合結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合度較高,確定系數(shù)R2達(dá)到了0.999 84。

圖6 EPDM隔層參數(shù)擬合結(jié)果Fig.6 Parameter fitting results of EPDM interlayer

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 模擬發(fā)動(dòng)機(jī)充氣過(guò)程分析

隔層表面瞬態(tài)壓力及其監(jiān)測(cè)點(diǎn)的壓力變化歷程分別如圖7和圖8所示。由圖可見(jiàn),初始時(shí)刻腔內(nèi)壓力較低,且隔層表面始終呈現(xiàn)中心高外圍低的分布趨勢(shì),這是由于充氣入口高速流動(dòng)氣流作用所致。隨著時(shí)間推移,整個(gè)空腔的壓力逐漸上升,隔層中心處的壓力與外圍壓力差逐漸減小(圖8)。此外,隔層脹大變形過(guò)程中壓力上升曲線呈現(xiàn)非線性特點(diǎn),特別是在充氣初期,中心處的壓力出現(xiàn)了極大值,遠(yuǎn)高于隔層邊緣區(qū)域空腔壓力。

圖7 不同時(shí)刻隔層表面壓力分布Fig.7 Surface pressure distribution of the interlayer at different times

圖8 隔層表面壓力監(jiān)測(cè)點(diǎn)變化歷程Fig.8 Change history of pressure monitoring points on the interlayer surface

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)充氣過(guò)程中內(nèi)流場(chǎng)和流線分布如圖9所示。由圖可見(jiàn),充氣過(guò)程中氣體在空腔內(nèi)呈現(xiàn)類(lèi)似中心射流的分布形態(tài),入口處速度最高,沿著下游速度逐漸降低,到達(dá)隔層表面時(shí)速度降為0,并在空腔內(nèi)形成了多個(gè)渦流區(qū)域。此外,隨著隔層的逐漸脹大,速度分布趨勢(shì)基本保持不變,空腔內(nèi)的渦流區(qū)域不斷發(fā)生變化,中心處最大的渦流區(qū)域逐漸增長(zhǎng),而靠近充氣入口處的渦流則逐漸消失。這種渦流區(qū)域的演化是隔層變形脹大過(guò)程中壓力上升曲線呈現(xiàn)非線性的原因。

圖9 不同時(shí)刻實(shí)驗(yàn)器內(nèi)壓力分布和流線圖Fig.9 Pressure distribution and streamline diagram in the experimental apparatus at different times

3.2 軟制隔層變形脹大過(guò)程分析

圖10所示為充氣過(guò)程中隔層的變形過(guò)程。由圖可見(jiàn),隔層變形過(guò)程中中心區(qū)域的位移量最大,隔層變形由中心區(qū)域逐漸向周?chē)D(zhuǎn)移,形成了一個(gè)橢球形狀。隨著壓力載荷的持續(xù)增加,隔層逐漸由橢球形狀變?yōu)橐粋€(gè)類(lèi)半圓球形狀,最大位移達(dá)到了201 mm,且隨著隔層逐漸脹大,削弱槽的寬度也逐漸增加,隔層的厚度逐漸變薄。

圖10 隔層變形脹大過(guò)程中的位移分布Fig.10 Displacement distribution during the deformation and expansion process of the interlayer

圖11所示為隔層中心區(qū)域監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移隨時(shí)間的變化歷程。可以看出,隨著腔內(nèi)壓力升高,隔層變形脹大過(guò)程位移逐漸增大,1.0 s時(shí)刻位移達(dá)到最大值201 mm,隨后變形量緩慢減小,且隔層位移變化并非緩慢增加,而是伴隨著一定的振蕩。這種振蕩現(xiàn)象是由于隔層表面壓力分布不均勻以及計(jì)算模型未考慮阻尼引起的。

圖11 隔層變形位移隨時(shí)間變化過(guò)程Fig.11 Time dependent process of interlayer deformation displacement

圖12所示為隔層變形過(guò)程中的應(yīng)力分布。由圖可見(jiàn),隔層削弱槽和邊緣處的Mises應(yīng)力值較大,且隨著隔層變形脹大,Mises應(yīng)力值也逐漸升高,當(dāng)隔層變形量達(dá)到201 mm時(shí),隔層徑向削弱槽與環(huán)向削弱槽交界處最大Mises應(yīng)力超過(guò)了8 MPa,達(dá)到了隔層的強(qiáng)度極限,可以認(rèn)為該時(shí)刻隔層即將撕裂打開(kāi)。

圖12 隔層脹大過(guò)程中的Mises應(yīng)力分布Fig.12 Mises stress distribution during interlayer expansion process

3.3 軟質(zhì)隔層變形脹大過(guò)程實(shí)驗(yàn)研究

充氣過(guò)程中隔層變形脹大過(guò)程實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖13所示。隨著不斷向?qū)嶒?yàn)裝置充氣,模擬發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置內(nèi)部壓強(qiáng)不斷升高,作用在隔層表面的壓力也逐漸增大,導(dǎo)致隔層逐漸變形脹大直至打開(kāi)。由圖13進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn)充氣過(guò)程中1 s前隔層變形不明顯,隨著向模擬發(fā)動(dòng)機(jī)不斷充氣,隔層逐漸脹大,并由圓錐狀變形結(jié)構(gòu)逐漸向類(lèi)半圓球形狀過(guò)渡。同時(shí),明顯可以看出變形后削弱槽結(jié)構(gòu)的變化過(guò)程,隨著隔層脹大,削弱槽寬度逐漸變大,厚度變薄,最終在t=1.9 s時(shí)刻破裂。圖14所示為隔層破裂后的結(jié)構(gòu)形式,可以看出隔層基本沿著預(yù)制的削弱槽破裂,破裂后結(jié)構(gòu)完整,打開(kāi)后的隔層無(wú)任何碎片,表明本文提出的隔層削弱槽結(jié)構(gòu)滿(mǎn)足脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)的設(shè)計(jì)要求。

圖13 隔層變形脹大過(guò)程實(shí)驗(yàn)圖像Fig.13 Experimental image of interlayer deformation and expansion process

圖14 隔層破裂后實(shí)物圖Fig.14 Image of ruptured interlayer

模擬發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置空腔內(nèi)的壓力變化曲線與數(shù)值計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖15所示。由圖可見(jiàn),壓力先緩慢上升到最大值后又緩慢下降,直到隔層打開(kāi),且壓力升高過(guò)程中伴隨著一定程度的振蕩。在t=1.2 s時(shí)刻,實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)的壓強(qiáng)達(dá)到最大值153 kPa,在t=1.20～1.90 s時(shí)間段,實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)壓強(qiáng)緩慢下降,下降幅度約為20 kPa。這是由于在約1.2 s時(shí)刻隔層削弱槽附近部分區(qū)域達(dá)到強(qiáng)度極限,軟制隔層脹大形成了部分細(xì)小裂縫,氣體從裂縫處泄露,但是裂縫比較小,隔層并未完全撕裂。隨著向?qū)嶒?yàn)裝置持續(xù)充氣,隔層沿著裂縫斷裂或撕裂,氣體迅速泄露,實(shí)驗(yàn)腔內(nèi)壓力迅速下降。另外,從圖中還可以看出,數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有一定差異,這是因?yàn)閿?shù)值計(jì)算給定的隔層型面變化曲線與實(shí)際不同,導(dǎo)致模擬發(fā)動(dòng)機(jī)空腔容積變化與實(shí)際變化存在差異。圖16所示為相同變形位移下隔層型面有限元仿真與式(1)描述曲線對(duì)比。由圖可見(jiàn),有限元計(jì)算隔層型面呈現(xiàn)類(lèi)半橢球或類(lèi)半圓球形狀,而方程描述型面呈現(xiàn)錐型,且空腔容積小于有限元計(jì)算結(jié)果。

圖15 隔層脹大過(guò)程實(shí)驗(yàn)與計(jì)算壓力變化曲線Fig.15 Experimental and computational pressure change curve of the deformation and expansion process of interlayer

圖17所示為隔層變形過(guò)程仿真和實(shí)驗(yàn)的對(duì)比。由圖可見(jiàn),數(shù)值仿真復(fù)現(xiàn)了隔層削弱槽變寬變薄的過(guò)程,隔層變形形態(tài)仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果也吻合較好,驗(yàn)證了本文仿真方法和本構(gòu)模型的可信度。但是仿真過(guò)程中未考慮隔層的斷裂過(guò)程和破裂模式,因此,隔層破裂過(guò)程在時(shí)間尺度上與實(shí)驗(yàn)有一定的差異,后續(xù)將會(huì)對(duì)隔層破壞機(jī)理進(jìn)行深入研究。

圖17 隔層變形仿真與實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig.17 Simulation and experimental comparison of interlayer deformation

4 結(jié)束語(yǔ)

本文針對(duì)雙脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)軟制隔層結(jié)構(gòu)工作過(guò)程,設(shè)計(jì)了隔層變形脹大打開(kāi)模擬發(fā)動(dòng)機(jī)實(shí)驗(yàn)裝置,通過(guò)實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬分析了充氣過(guò)程中的內(nèi)流場(chǎng)特性和隔層變形脹大特性。

①提出了一種新型脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)隔層削弱槽結(jié)構(gòu),隔層內(nèi)側(cè)設(shè)計(jì)有8個(gè)均勻分布的徑向米字型槽,中心部位設(shè)計(jì)有環(huán)形槽,其中環(huán)形槽八分之一區(qū)域不連通,隔層沿著削弱槽破裂后,中心區(qū)域與周?chē)Y(jié)構(gòu)形成一個(gè)整體,不會(huì)斷裂形成較大的碎片。

②對(duì)脈沖發(fā)動(dòng)機(jī)EPDM軟隔層的力學(xué)行為進(jìn)行了研究,利用單軸拉伸應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù),結(jié)合最小二乘法獲取了二階Mooney-Rivlin本構(gòu)模型的參數(shù)。

③隔層實(shí)驗(yàn)裝置充氣過(guò)程中空腔內(nèi)會(huì)形成多個(gè)渦流,隔層表面中心處的壓力高于周?chē)鷧^(qū)域;且隨著時(shí)間推移,中心處渦流區(qū)域逐漸增長(zhǎng),而靠近充氣入口處的渦流則逐漸消失,隔層表面的壓力差也逐漸減小。

④隔層變形過(guò)程中軸線處的位移最大,隨著壓力載荷的持續(xù)增加,隔層逐漸由半橢球形狀變?yōu)橐粋€(gè)類(lèi)半圓球形狀,與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

⑤隔層基本沿著預(yù)制的削弱槽破裂,破裂后結(jié)構(gòu)完整,打開(kāi)后的隔層無(wú)任何碎片,表明提出的隔層削弱槽結(jié)構(gòu)滿(mǎn)足設(shè)計(jì)要求。