艙內爆炸載荷下箱型艙室角隅連接結構設計*

馬銀亮，張 攀，程遠勝，劉 均

（華中科技大學船舶與海洋工程學院，湖北 武漢 430074）

在現代海上作戰時，現代水面艦艇的生命力和戰斗力受到反艦導彈的嚴重威脅。半穿甲反艦導彈戰斗部侵徹穿透艦船舷側，在艙內延時爆炸對艙室結構嚴重毀傷[1]。由于封閉效應，艙內爆炸下結構內部的載荷傳遞較自由場爆炸更加復雜，且結構的毀傷通常更為嚴重，艙室的角隅部位往往會率先發生破壞。因此研究艦船艙室角隅連接結構的抗內爆設計，對于提升內爆載荷作用下艦船艙室角隅部位的抗爆能力十分重要，對于保障艦船艙室整體的抗內爆能力有著重要意義。

針對艦船結構在內爆載荷下的毀傷和防護研究的關注度一直很高[2-6]。陳鵬宇等[7]建立了艙內爆炸載荷簡化載荷計算模型，能夠快速估算艙室內部角隅區和中間區域受到的載荷強度和壁面總沖量。候海量等[8-9]分別采用數值模擬和縮比模型試驗的方法開展了研究，指出艙室板架角隅撕裂的典型失效模式，以及艙內爆炸下沖擊波在角隅匯聚且匯聚波強度遠大于壁面反射沖擊波的特征。姚術健[10]研究了單箱室和多箱室結構的破壞模式，并基于量綱分析建立了箱室結構破壞模式的快速預測公式。為了提高艦船結構在艙內爆炸載荷下的生命力，王佳穎等[11]研究了雙層橫艙壁在艙內爆炸載荷下的破壞模式，并針對性地提出了改進方案。Nurick 等[6]通過大量實驗研究了均布爆炸載荷作用下螺栓夾持板邊界處的塑性變形，結果表明改善邊界條件能夠改變板的變形模式。目前，艦船艙室角隅連接結構抗爆設計研究的公開文獻資料比較缺乏。孔祥韶等[12]開展了雙層艙室結構艙內爆炸試驗，研究發現在角隅位置設置連接結構能一定程度上削減沖擊波的角隅匯聚效應，但沖擊波強度較大時效果不明顯。李營等[13-14]基于梁撓曲變形理論分析了艙內準靜態氣壓作用下艙壁的變形機理，并通過設置變形協調裝置降低了艙壁邊緣失效的風險，同時探討了變形協調裝置半徑對局部變形的影響。

本文以簡單箱型艙室為研究對象，采用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，分析不同水平艙內爆炸載荷作用下不同角隅連接結構箱型艙室的動響應過程，通過艙壁變形撓度、角隅壓力匯聚、角隅塑性應變及破壞模式，討論角隅連接結構提高艙室抗爆能力的機理。

1 計算模型

1.1 幾何模型

本文采用箱型艙室結構作為實際艦船艙室結構的簡化模型，如圖1 所示。正方形箱體邊長為600 mm，壁板厚度為4 mm，材料為Q235 鋼。為了模擬穿甲導彈穿透船體進入艙室內部，箱體頂板中心開孔，開孔直徑為100 mm。為了考慮鄰艙對爆炸當艙的邊界約束影響，箱體結構在各個方向上設置邊界板，邊界板板寬為箱體邊長的1/5。為了保證箱體各壁面受到的載荷均勻，TNT 炸藥為立方體，布置在箱體中心，使炸藥邊長與箱體邊長平行，起爆方式為中心起爆。

圖1 箱型艙室幾何模型Fig. 1 Geometric model of box cabin

由文獻[8-9]，艙內爆炸載荷下艙室內容角隅壓力匯聚現象非常顯著，并且角隅撕裂破壞是艙室結構的主要失效模式。針對箱型結構的角隅破壞模式特征，角隅連接結構型式的設計從以下4 個方面出發：(1) 削弱角隅匯聚效應；(2) 改善結構應力狀態；(3) 協調變形，降低角隅塑性應變；(4) 轉換失效模式。為了削弱艙室角隅匯聚效應，在艙室角隅區域設計了平板型、內凹型和外凸型連接結構，以此探討連接結構幾何構型對角隅匯聚效應的影響。同時，從改變角隅位置的受力狀態以及剛度變化的角度，設計了箭頭型和箭矢型連接結構。另外，還從降低角隅局部的塑性變形以及協調角隅變形，設計了背面弧型連接結構。在抗爆過程中4 種機理可能存在共同作用，協同影響艙內載荷和艙室結構的動響應。6 種角隅連接結構布置在箱型艙室側壁板和上下底板的連接處，如圖2 所示。平板型、內凹型、外凸型、箭頭型和箭矢型連接結構在迎爆面，厚度均為4 mm；由于協調變形需要足夠大的支撐剛度，故背面弧型連接結構為一弧形厚板，厚度為20 mm，設置在背爆面一側。

圖2 角隅連接結構幾何模型Fig. 2 Geometric model of corner connection structure

鑒于載荷和結構的對稱性，本文僅建立1/4 有限元模型以節省計算資源。艙室結構采用Shell 164 單元模擬，選擇Lagrange 單元算法。經過網格尺寸收斂性分析，箱型艙室結構采用8 mm 網格尺寸。為充分考慮結構與空氣域的耦合作用，建立900 mm×900 mm×900 mm 的空氣域，如圖3 所示。空氣域采用基于多物質ALE 算法的Solid 163 實體單元進行離散，網格大小為8 mm，中心區域進行局部加密處理。炸藥直接采用初始化關鍵字(*Initial_Volume_Fraction_Geometry)在空氣域中填充得到。通過流固耦合關鍵字(*Constrained_Lagrange_In_Solid)定義結構與空氣域之間的相互作用。

圖3 箱型艙室有限元模型(1/4 模型)Fig. 3 FE model of box-cabin (1/4 model)

1.2 材料模型

采用Johnson-Cook 材料模型描述Q235 鋼的動態力學行為。該材料模型考慮了應變、應變率效應和溫度的影響，能較精確地模擬Q235 鋼在爆炸載荷下的力學行為。在J-C 模型中，材料的動態屈服應力可表達為：σy

式中：AJC、BJC、n、m、 ε˙0為需要輸入的材料常數，其中AJC為材料的屈服應力，BJC為應變硬化，n為應變硬化指數，m為溫度相關系數， ε˙0為應變率歸一化因子；εeq為等效塑性應變， ε˙eq為等效塑性應變率；T為材料的溫度，Tm為材料的熔化溫度，Tr為室溫。Q235 鋼的具體參數見表1，其中：ν 為泊松比，c為應變率相關系數。為了能夠較準確地模擬箱體結構的破壞，對Q235 鋼材料采用基于等效塑性應變的失效準則，依據文獻[16]動態拉伸試驗，失效應變設置為0.23。

表1 Q235 鋼的Johnson-Cook 模型參數[15]Table 1 Johnson-Cook material model parameters used for Q235 steel[15]

TNT 炸藥通過關鍵字*Mat_High_Explosive_Burn 材料模型進行定義，并采用JWL 狀態方程描述其爆轟產物的壓強與其相對體積、內能之間的關系：

式中：p為壓力；ETNT為單位體積炸藥的內能；V為當前相對體積；AJWL、BJWL、R1、R2、ω 為JWL 狀態方程參數，具體參數來源于文獻[17]，見表2，其中：V0為初始相對體積。

表2 TNT 材料模型及狀態方程參數[17]Table 2 Parameters of TNT material model and equation of state[17]

假設空氣為無黏性理想氣體，遵守Gamma 定律，采用關鍵字*Mat_Null 和氣體狀態方程*Eos_Linear_Polynomal 來描述，線性多項式狀態方程如下：

式中：p為壓力， μ 為相對體積，eair為空氣的單位體積內能；C0=C1=C2=C3=C6=0 ，C4=C5=γ-1 ，γ=Cp/CV為理想氣體的比熱比，取γ =1.4 ；空氣的初始密度取為1.29 kg/m3。

1.3 數值模型驗證

以文獻[15,18]中公布的鋼箱結構艙內爆炸實驗和固支鋼板爆炸破膜實驗作為驗證對象，以此來驗證數值模擬方法的有效性。

文獻[15]中3 種立方箱體艙室的邊長分別為300、450、600 mm ，分別記為SB-300、SB-450、SB-600，壁板厚度分別為2、3、4 mm，每個艙室有3 種不同的爆炸工況，共9 個工況。圖4(a)給出了箱型艙室在艙內爆炸下的典型變形特征的對比，數值模擬結果中箱型艙室壁板呈現出整體外凸的變形特征，邊界板發生了面內屈曲，且艙室棱邊1/2 位置附近存在褶皺變形，這與文獻[15]給出的實驗結果吻合程度比較高。圖4(b)給出了箱型艙室側壁中心變形撓度的數值模擬數據和文獻實驗數據，散點均落在圖表對角線（散點與對角線的位置關系表征數值模擬數據與試驗數據的誤差）附近，變形撓度平均誤差為8.7%。

圖4 箱型艙室在艙內爆炸下的動響應結果與文獻[15]的對比Fig. 4 Simulted deformation results of box cabin subjected to internal blast loading compared with that by ref. [15]

文獻[18]中固支鋼板的受載面積為250 mm×250 mm，爆炸當量為60 g TNT，工況T-1 和T-2 的靶板厚度分別為1.2 和1.5 mm。圖5 給出了固支鋼板在爆炸載荷下的文獻實驗結果和數值模擬結果，在爆炸載荷下固支鋼板出現反向花瓣撕裂，數值模擬預報的破壞模式吻合較好，且數值預報的工況T-1 和T-2 的花瓣破口直徑誤差分別為12.7%和6.4%。由此可認為本文采用的數值模擬方法具有足夠的可靠性支撐本文所開展的研究工作。

圖5 固支鋼板在爆炸載荷下的損傷破壞模式Fig. 5 Damage mode of clamped steel plate subjected to blast loading.

1.4 計算工況

文獻[15]所設計的工況艙室結構均表現為塑性大變形的模式，未涉及艙室發生破損失效。本文進一步提升了艙內爆炸的炸藥當量，使得原始艙室結構表現出更為豐富的失效模式，從而能夠更為全面地評價角隅連接型式對箱型艙室結構動響應的影響。

經過試算后，在834.6 g TNT 爆炸作用下，箱型艙室整體發生塑性大變形，艙室壁板對角線上存在明顯的4 條塑性絞線，壁板在爆炸載荷作用下發生膜拉伸和彎曲變形，為Ⅰ類毀傷（如圖6(a)所示）。在1 001.0 g TNT 爆炸作用下，艙室壁板在角隅邊界處材料達到塑性應變極限，發生Ⅱ類破壞（如圖6(b)所示），即角隅撕裂破壞。最終，根據艙內爆炸載荷下原始艙室的毀傷模式，確定了3 種不同的炸藥當量水平，分別是：187.5、834.6和1 001.0 g TNT。本文將分析對比采用不同角隅連接結構的艙室結構分別在不同水平的內爆效應下的響應規律。具體計算工況見表3，表中字符含義如下：原始無連接型(YS)、平板型(PB)、內凹型(NA)、外凸型(WT)、箭頭型(JT)、箭矢型(JS)和背面弧型(BMH)連接結構艙室。

圖6 強內爆載荷下箱型艙室典型毀傷模式Fig. 6 Typical damage feature of box cabin subjected to strong blast loading

表3 計算工況及數值結果Table 3 Computational conditions and numerical results

2 結果分析與討論

表3 給出了各工況下數值模擬數據結果，包括艙室側壁中心點最大變形（側壁發生破損時不統計）以及艙室發生失效時的破壞模式。

2.1 連接結構型式對艙壁變形撓度的影響

根據數值模擬結果，在艙內爆炸載荷作用下，不同連接結構箱型艙室均出現了明顯的塑性變形，艙室壁板發生明顯鼓包變形，壁板的最大變形撓度位于壁板中心處。連接結構能夠一定程度上減小內爆載荷下箱型艙室的變形，小當量炸藥艙內爆炸（187.5 g TNT）下效果最明顯。圖7 給出了各連接結構在中、小當量炸藥內爆作用下的最大變形撓度。在小當量炸藥艙內爆炸下，原箱型艙室側壁最大變形撓度達到55.2 mm，6 種連接結構均能減少艙室的整體變形，其中設置平板型、箭頭型和箭矢型角隅連接結構的艙室側壁最大變形撓度分別為30.5、31.6 和31.5 mm，側壁最大變形撓度減小45%左右。采用內凹型、外凸型和背面弧型角隅連接結構的艙室側壁最大變形撓度分別減小了37.3%、36.2%和29.7%。在中等當量炸藥艙內爆炸（834.6 g TNT）下，原箱型艙室側壁最大變形撓度為83.8 mm，此時由于內爆載荷強度高，連接結構抑制艙室變形的效果減弱，但平板型連接結構仍能使艙室側壁變形減小31.9%，內凹型結構、背面弧型連接結構分別減小15%左右。

圖7 不同連接結構箱型艙室側壁的最大變形撓度Fig. 7 Maximum deflection of the side walls of box cabins with different connection structures

圖8 所示為187.5 g TNT 艙內爆炸下不同連接結構箱型艙室側壁的中剖面變形輪廓。通過對比可以發現，角隅連接結構能夠改善箱型艙室角隅位置的強彎曲變形。187.5 g TNT 艙內爆炸下，無連接結構的箱型艙室角隅位置（圖8 中艙室側壁0～60、540～600 mm 距離范圍）的變形撓度差值達到20 mm 以上。角隅連接結構的存在能夠通過協調變形改善強彎曲變形，設置角隅連接結構（除背面弧型連接結構）的艙室角隅變形撓度均下降至15 mm 以下，其中平板型結構甚至下降至3 mm。背面弧型結構在角隅位置的變形梯度相對更小。

圖8 不同連接結構箱型艙室側壁的變形容貌（187.5 g TNT）Fig. 8 Deformation pattern of the side plate of box cabins with different connection structures. (187.5 g TNT)

圖9 為834.6 g TNT 艙內爆炸下不同連接結構箱型艙室（1/2 模型）的變形云圖。834.6 g TNT 艙內爆炸下無連接結構箱型艙室角隅位置的強彎曲變形進一步惡化，且內收效應明顯，使得角隅位置發展成為整個艙室發生破壞的危險位置。設置平板型、內凹型、背面弧型連接結構的箱型艙室側壁變形集中在中間區域，變形區域相對變小。值得注意的是，設置外凸型、箭頭型和箭矢型連接結構的艙室此時發生破損，連接結構邊緣與其他結構連接處發生撕裂導致側壁或者底面平板飛出，這是因為這3 種連接結構存在剛度不匹配以及中等載荷下角隅部位變形無法協調導致的。

圖9 不同連接結構箱型艙室艙壁的變形云圖（834.6 g TNT）Fig. 9 Deflection clouds of bulkheads of box cabins with different connecting structures (834.6 g TNT)

艙內爆炸載荷下，箱型艙室壁板的膜拉伸作用導致艙室邊界處棱邊出現內收行為，本文將這種行為稱為邊界內收效應。對比發現，連接結構能減弱箱型艙室在內爆載荷下的邊界內收效應。187.5 g TNT 艙內爆炸下，無連接結構的艙室棱邊中心點相對位移為10.6 mm，6 種連接結構艙室的棱邊中心點相對位移量均大約為3 mm，內收效應降低約72%。834.6 g TNT 艙內爆炸下，無連接結構的艙室棱邊中心點相對位移為29.1 mm，采用平板型、內凹型、背面弧型連接結構的艙室棱邊中心點相對位移約為7 mm，內收效應降低約76%。連接結構的存在，能夠提升艙室邊界附近結構的剛度，進而很大程度上改善艙室邊界附近的膜拉伸作用，最終降低邊界內收效應。

2.2 連接結構型式對角隅壓力匯聚的影響

為了獲得艙內爆炸下箱型艙室內部典型特征位置的壓力特征，計算得到了187.5、834.6 g TNT 在艙內爆炸時原始艙室3 個測點A、B和C處的壓力時程，如圖10 所示，測點A、B和C分別位于兩面角隅結構、三面角隅結構、側壁中心附近流固耦合面上。表4 列出了187.5 和834.6 g TNT 艙內爆炸下原始（YS）艙室和平板型（PB）、內凹型（NA）、外凸型（WT）連接結構箱型艙室內部測點A、B、C的壓力峰值，用測點A和C的壓力比值λ1來表示兩面角隅區的壓力匯聚水平，用測點B和C的壓力比值λ2來表示三面角隅區的壓力匯聚水平。

圖10 型艙室典型特征位置的壓力時程曲線Fig. 10 Pressure history curves for typical characteristic positions of the box cabin

表4 箱型艙室內特征位置壓力峰值Table 4 Peak pressure in feature position of box cabin.

不同連接結構艙室在相同載荷下的初始沖擊波壓力基本一致。TNT 在艙內爆炸時，各測點承受沖擊波的反復作用，表現出多次壓力峰值。角隅區存在匯聚壓力峰值，且角隅區在較長時間內表現出高壓。187.5 g TNT 艙內爆炸下，原始無連接結構艙室模型的測點A、B、C的壓力峰值分別達到了18.0、31.0 和12.6 MPa；834.6 g TNT 艙內爆炸下，三個壓力測點峰值分別達到了29.4 、54.5 和33.2 MPa。兩種爆炸載荷下原始艙室的λ1值分別為1.43 和0.89，λ2值分別為2.46 和1.64，這表明載荷越強，壁面的反射沖擊波峰值與角隅區域的匯聚沖擊波壓力峰值差距減小。187.5g TNT 艙內爆炸下，平板型、內凹型、外凸型連接結構箱型艙室測點A和C壓力峰值的比值λ1分別為1.15、0.82 和0.58（均小于1.43），測點B和C壓力峰值的比值λ2分別為1.49、1.42 和1.24（均小于2.46），這說明連接結構一定程度上削減了角隅位置的沖擊波匯聚，且在小載荷下外凸型結構對角隅匯聚影響更大。834.6 g TNT 艙內爆炸下，平板型和外凸型結構艙室的λ1與λ2值和原始艙室的λ1與λ2值之間的差值相比187.5 g TNT 內爆下變小，這說明強載荷作用下連接結構對沖擊波流場的影響能力變弱。

2.3 連接結構型式對角隅等效塑性應變的影響

艙內爆炸載荷下，箱型艙室角隅位置附近的塑性變形明顯高于艙壁中間區域。圖11 為不同角隅連接結構箱型艙室艙壁中剖面（0～300 mm 范圍）的等效塑性應變，圖中塑性應變隨位置變化的曲率就是塑性應變的變化梯度。在187.5 g TNT 艙內爆炸下，無連接結構艙室角隅位置最大塑性應變為0.101，在距艙壁根部0～9 mm 區域應變變化幅度達0.087，表現出很高的變化梯度。6 種連接結構均能一定程度上改善角隅局部塑性應變狀態，其中設置背面弧型連接結構的艙室角隅位置最大塑性應變僅為0.036，距艙壁根部24～32 mm 區域應變變化幅度為0.03，塑性應變的變化梯度小于原箱型艙室。平板型、內凹型、外凸型、箭頭型、箭矢型連接結構艙室角隅位置的最大塑性應變在0.076～0.093 之間。同時，角隅結構能夠使得最大塑性變形的位置遠離角隅根部一定距離。綜上，設置角隅連接結構可以不同程度地減小最大塑性應變，其中背面弧型連接結構對降低塑性應變變化梯度效果最為明顯。

圖11 不同連接結構箱型艙室艙壁中剖面的塑性應變（187.5 g TNT）Fig. 11 Equivalent plastic strain in the middle bulkhead sections of box cabins with different connecting structures (187.5 g TNT)

如圖12 所示，834.6 g TNT 艙內爆炸下，原始艙室角隅位置最大塑性應變為0.168。平板型、內凹型、背面弧型連接結構箱型艙室角隅位置塑性應變水平相比原始艙室變化比較明顯。在爆炸載荷的作用下，艙壁呈現球形鼓包，平板型、內凹型連接結構代替了艙壁角隅根部區域發生變形，降低了角隅位置的變形梯度。艙壁與沖擊波互相作用發生變形后，背面弧型連接結構與艙壁根部緊密貼合，艙壁最大塑性應變為0.056。隨著艙壁變形逐步增大，這種貼合的范圍也逐步增加。原始艙室艙壁根部受彎曲和膜力拉伸的共同作用，塑性變形局部化特征明顯，背面弧型連接結構一定程度上抵消了艙壁根部的彎曲應力。同時，連接結構的增加使得艙壁的膜力作用增強，艙壁發生塑性變形的區域增加，提升了吸能效果。

圖12 原始艙室與帶有連接結構的艙室角隅塑性應變云圖（834.6 g TNT）Fig. 12 Plastic strain clouds of the corners of the original cabin and the cabin with a connecting structure (834.6 g TNT)

2.4 連接結構型式對角隅局部破壞模式的影響

1 001.0 g TNT 艙內爆炸下，無連接結構箱型艙室角隅邊緣位置處出現明顯應力集中，側壁角隅位置發生撕裂，如圖6 (b)所示。圖13 給出了不同連接結構箱型艙室的變形/破壞模式。其中，設置平板型、內凹型、背面弧型連接結構的3 種箱型艙室未發生明顯失效行為，而設置外凸型、箭頭型和箭矢型連接結構的艙室均發生了不同程度的失效。

圖13 不同連接結構箱型艙室的變形/破壞模式（1 001.0 g TNT）Fig. 13 Deformation/failure modes of box cabins with different connection structures (1 001.0 g TNT)

平板型連接結構艙室角隅部位連接結構發生塑性變形，將角隅位置壁板的強彎曲變形轉化為平板型連接結構的面內拉伸。內凹型連接結構為一內凹板，發揮效用的模式與平板型連接結構類似，但其包含自身拉直變形和面內拉伸兩種模式。外凸型連接結構為外凸板，在強載荷的作用下壁板發生邊界剪切的破壞模式，這可能是由于外凸板的設置使得壁板的有效吸能變形區域變小，發生剪切失效。設置箭頭型和箭矢型連接結構的艙室毀傷模式幾乎相同，下底板飛出是由于撕裂部位兩邊剛度不匹配導致剪切失效。背面弧型連接結構設置在背爆面，通過艙壁根部變形后與厚板弧型結構緊密貼合來協調變形，限制角隅位置壁板的強彎曲變形，降低連接局部區域的應變梯度。

3 結 論

本文以艙室角隅連接結構為研究對象，基于改善角隅壓力匯聚效應和協調角隅變形的思想，設計了6 種典型的角隅連接結構型式，通過采用驗證后的數值模型，研究了角隅連接結構型式對艙內爆炸載荷下箱型艙室結構動響應的影響規律，主要研究結論如下：

(1) 相比原始無連接結構的艙室模型，角隅連接結構的存在能夠明顯減小箱型艙室的塑性大變形；這種效應在低載荷水平（187.5 g TNT）下更為明顯，采用平板型、內凹型和外凸型角隅連接結構時，艙室最大塑性大變形能夠降低達到45.0%左右，性能最差的背面弧型連接結構也能降低29.7%；隨著載荷強度的提升（834.6 g TNT），連接結構對艙壁撓度變形的影響程度稍有降低，平板型連接結構的降低幅度為31.9%，內凹型和背面弧型連接結構的降低幅度為15.0%左右；角隅連接結構還能減弱箱型艙室在內爆載荷下的邊界內收效應；

(2) 艙內爆炸存在顯著的沖擊波反復作用和角隅壓力匯聚，載荷變強時壁面反射沖擊波與角隅匯聚沖擊波壓力峰值差距變小；在艙內設置連接結構能夠一定程度上減小角隅匯聚，但載荷過強時效果減弱；小載荷下外凸型連接結構對匯聚效應影響更大；

(3) 角隅連接結構可以使得角隅區域附近的塑性應變分布更為均勻，還可以降低角隅位置的塑性應變水平；平板型、內凹型、外凸型、箭頭型以及箭矢型連接結構替代角隅根部變形從而降低變形梯度；在中等載荷（834.6 g TNT）下剛度不匹配以及變形不協調的差異導致外凸型、箭頭型和箭矢型連接結構艙室發生破壞；背面弧型連接結構通過艙壁變形后與其緊密貼合的形式削減了角隅位置的強彎曲變形，在小載荷和強載荷下均能大幅改善角隅的塑性應變，最大塑性應變降低約60%；

(4) 在強載荷（1 001.0 g TNT）下，原箱型艙室結構角隅區域出現撕裂破壞；平板型、內凹型、背面弧型連接結構艙室未發生明顯失效，其他連接結構艙室發生不同程度毀傷；平板型和內凹型連接結構通過變形后將艙壁根部的強彎曲變形轉變為其自身的面內拉伸而提升其抗爆能力；背面弧型則通過艙壁變形后與其緊密貼合來協調艙壁根部變形，限制強彎曲變形，從而增強艙壁的膜拉伸作用和降低連接局部區域的應變梯度。