0 引　言

深潜器作为海洋探测的关键装备，为深海资源的勘探和开发提供了重要的支撑。在潜器深海作业时，作为核心系统之一的耐压结构为人员安全和仪器正常工作提供了保障。在深海耐压结构的设计过程中，我国规范主要针对静强度、疲劳载荷和极限载荷。但是，当外界静水压超越耐压结构极限强度时，将会导致结构坍塌，进而引发水下内爆：内部中空的气泡、压力容器或耐压结构等在外界高压流体载荷的作用下快速坍塌形成水锤效应并产生高强度冲击波的过程。同时，随着人们对深海探索的深入，深潜器下潜的深度逐渐增大，深海耐压结构发生水下内爆的可能性也相应增大。近年来，潜艇和潜器均发生过灾难性内爆事件。2017年，阿根廷海军的“圣胡安号”潜艇在南大西洋海域沉没过程中发生内爆，其潜艇残骸散落在大约8000 m²的区域^[1]。2023年，加拿大“泰坦号”载人潜水器在北大西洋发生灾难性内爆，再次印证了水下内爆的危险性。此外，美国海军发布的无人潜水器计划中明确要求潜水器设计中必须考虑耐压结构内爆产生的影响^[2]。可见，耐压结构在深海环境下的内爆现象必须引起重视。

水下内爆的早期研究主要集中在水下气泡的溃灭与坍塌方面。Rayleigh^[3]提出球形气泡溃灭理论，指出气泡溃灭会在周围水域中产生较大的压力波动。Plesset^[4]考虑了流体的可压缩性的影响，并推导出Rayleigh-Plesset方程，用于描述气泡半径随时间的变化。同时，朱继懋等^{[5 − 6]}也开始针对水下内爆开展相关研究，理论计算表明模型尺度对水下内爆有重大影响，此外针对压力筒中的水下内爆问题进行了一系列数值计算。此后，Zhang等^[7]考虑气泡溃灭过程中的粘性、迁移效应和形状效应等因素的影响，建立了水下气泡内爆的统一理论解析解。

随着水下气泡内爆问题研究的深入，中空脆性薄壁结构水下内爆过程中的流固耦合效应被考虑。Turner等^[8]对薄壁玻璃球进行了水下内爆试验和数值计算，结果表明结构的失效过程对水下内爆冲击波的产生和传播有显著影响。Diwan等^[9]开展了光电倍增管（PMT）水下内爆和殉爆的试验和数值工作。近些年，由于2014年美国的全海深无人潜水器“海神号”在水下9900 m左右处发生内爆，整个深潜器荡然无存^[10]，因此脆性陶瓷球的水下内爆引起了高度关注。Zhang等^[11]通过有限元方法研究了陶瓷球在内爆临界状态的整个失效过程，指出内表面局部过大的拉应力是引发陶瓷球失效的关键。Hu等^[12]分析了挤压和初始缺陷等不同引爆方式对陶瓷球内爆特性的影响。Sun等^[13] 开展了陶瓷耐压球壳在万米级海深下发生的内爆和殉爆研究。

尽管陶瓷等脆性材料的水下内爆过程中考虑了结构的失效，但是由于金属材料的延展性，使得金属耐压壳水下内爆时，结构的坍塌和流场的冲击波的传播均存在显著的差异。Turner等^[14]对铝合金薄壁圆管进行了一系列小规模水下内爆试验，同时结合数值计算得到了圆管的坍塌形式以及内爆压力脉冲的演化特征。Farhat等^[15]对比了不同长径比的圆柱壳水下内爆特征，使用高速摄像技术监测了耐压壳的动态坍塌过程，得到圆柱壳水下内爆的失效模式。Ikeda等^[16]对铝合金圆柱壳结构在高压水环境下的内爆进行了试验研究，发现长径比较小时结构内爆具有更高模态的坍塌模式。Liu等^[17]对铝合金薄壁圆柱管的内爆变形模式进行了详细的研究，推导了变形模式切换的边界。此外，国内外学者还针对潜艇和潜器的耐压支撑结构的水下内爆过程进行了试验和数值分析。Wei等^[1]采用商业软件LS-DYNA还原了“圣胡安”号潜艇的整个内爆过程，指出增加环肋数量能延缓水下内爆的发生。Wu等^{[18 − 19]}通过商业软件Abaqus进行了钛合金耐压球壳的准静态内爆试验和数值模拟，发现了钛合金耐压球壳坍塌的非对称性。此后又针对多钛合金球殉爆的问题进行了数值计算，分析了球形耐压壳水下内爆时对临近水下结构物的毁伤特性。Zheng等^[20]采用开源有限元软件针对潜艇典型舱段的水下内爆过程进行了研究，探究了球形耐压壳水下内爆时对临近水下圆柱壳的吸引和冲击作用。

虽然薄壁金属铝圆管和钛合金球壳的水下内爆已经通过压力筒试验和数值模拟等手段进行了研究，但是钛合金环肋圆柱壳作为深海潜艇和潜器的主要耐压支撑结构形式，其水下内爆仍存在物理现象和内在机制不明确等问题。同时，由于钛合金材料抗拉和屈服强度接近，使用该材料制备的耐压支撑结构塑性变形范围较窄，在极端载荷下结构产生大变形时会立即产生破坏。此外，由于圆柱耐压壳的极限承载能力和振动特性的相关需求，潜器上存在不同形式的环肋布局^{[21 − 22]} 。因此，本文旨在研究不同环肋布局下钛合金薄壁圆柱壳的内爆特性。首先应用任意拉格朗日欧拉（Arbitrary Lagrange Euler，ALE）方法建立了深海环境下的内爆数值模型，对比国外公开的环肋圆柱壳内爆试验进行数值方法的有效性验证。其次，探究了典型的不同环肋布局下圆柱耐压壳的水下内爆特征，对比分析了内爆过程中的结构变形、流场特性以及能量吸收，为钛合金环肋圆柱壳的设计提供了新的视角。

1 数值方法 1.1 ALE方法

环肋圆柱壳水下内爆涉及结构的坍塌碰撞以及可压缩多相流的高速运动，单独的拉格朗日（Lagrange）方法和欧拉（Euler）方法对于描述该现象均存在明显缺陷。本文应用ALE方法来计算水下内爆问题^{[23 − 24]}。该方法兼具拉格朗日描述和欧拉描述的优点，既能避免网格出现严重的畸变，又能较为准确地捕捉物质边界。在进行水下内爆流固耦合数值计算时，首先进行显式Lagrange时间步计算，动量方程中的压力值来源于前一时刻，同时速度和能量的改变取决于压力梯度。然后求解动量方程，迭代初始值为上一步求得的速度分量。最后重新划分网格并将变形网格中的各物理量输运到新网格中。

在ALE方法中，需要引入除了材料域V_X以及空间域V_x外的另一个参考域V_ζ，同时在该参考域中引入新的参考坐标系。速度在各坐标系中的关系采用微分函数表示:

$ {\left. {\frac{{\partial f({X_i},t)}}{{\partial t}}} \right|_x} = {\left. {\frac{{\partial f({\zeta _i},t)}}{{\partial t}}} \right|_\zeta } + {c_i}\frac{{\partial f({x_i},t)}}{{\partial {x_i}}} 。$

(1)

式中：X_i、ζ_i和x_i分别为Lagrange坐标、ALE坐标以及Euler坐标；c_i为物质速度v_i和网格速度$ {u_i} $之差。

在进行流固耦合计算时，流体和结构分别采用ALE单元和Lagrange单元，并通过罚函数方法将二者进行耦合，图1为计算流程图。罚函数方法是通过跟踪主节点和从节点之间的相对位移l来确定是否施加接触力F。如果接触面发生侵彻，接触力将会分布到流体节点上。接触力的大小与相对位移成正比关系为：

$ F = {k_i}l 。$

(2)

式中：k_i为基于主从节点质量模型特性的刚度系数。

1.2 流体控制方程

采用二阶MUSCL（Monotonic Upstream-Centered Scheme for Conservation Laws）算法求解可压缩多相流中的控制方程^[25]，式(3)~式(5)分别为质量、动量和能量守恒控制方程。

$ \frac{{\partial \rho }}{{\partial t}} + {c_i}\frac{{\partial \rho }}{{\partial {x_i}}} + \rho \frac{{\partial {v_i}}}{{\partial {x_i}}} = 0 ，$

(3)

$ \rho \left( {\frac{{\partial {v_i}}}{{\partial t}} + {c_i}\frac{{\partial {v_i}}}{{\partial {x_j}}}} \right) = \frac{{\partial {\sigma _{ij}}}}{{\partial {x_j}}} + {p_i} ，$

(4)

$ \rho \left( {\frac{{\partial E}}{{\partial t}} + {c_j}\frac{{\partial E}}{{\partial {x_j}}}} \right) = \frac{{\partial {\sigma _{ij}}{v_i}}}{{\partial {x_j}}} + {p_i}{v_i} 。$

(5)

式中：ρ为流体密度；p_i为单位体积的流体压力；E为内能；σ_ij为柯西应力张量。

此外，在基于ALE方法计算环肋圆柱壳内爆时，可压缩两相流的压力场通过状态方程进行求解。其中流体密度、压力和能量的关系函数采用Mie-Gruneisen状态方程描述：

$ {p_i} = \left( {{\gamma _i} - 1} \right){\rho _i}e - {\Pi _i} 。$

(6)

式中：γ_i为Mie-Gruneisen系数；e为单位体积内能；$ {\Pi _i} $为理想气体的压力偏差，水中声速C_i与压力偏差的关系表示为：

$ C_i^2 = \frac{{{\gamma _i}{p_i} + {\Pi _i}}}{{{\rho _i}}} + \left[ {\frac{{\left( {{p_i} + {\Pi _i}} \right){{\gamma '}_i}}}{{{\gamma _i} - 1}} - {{\Pi '}_i}} \right] 。$

(7)

式中：$ {\Pi '_i} $为关于相密度的导数。

本文在进行环肋圆柱壳水下内爆流场压力求解时，空气和水分别采用理想气体状态方程和刚性气体状态方程进行描述：

$ {p_i} = \left( {{\gamma _i} - 1} \right){\rho _i}e ，$

(8)

$ {p_i} = \left( {{\gamma _i} - 1} \right){\rho _i}e - {\gamma _i}{a_i} 。$

(9)

式中：a_i为参考压力；γ_i的取值参考Farhat等^[15] 的研究。

1.3 结构运动和材料本构方程

钛合金环肋圆柱壳在水下内爆中高速坍塌，其运动过程具有高度动态且非线性特征。内爆过程中用于描述非线性弹塑性结构运动的方程为：

$ {\rho _s}\displaystyle\frac{{{\partial ^2}{u_i}}}{{\partial t}} = \nabla \cdot \left( {{\sigma _{ij}} + {\sigma _{ij}}\nabla {u_i}} \right) + {p_i} 。$

(10)

采用Johnson-Cook（J-C）本构和失效模型来描述钛合金材料在内爆过程中的变形和破坏特征。当应力小于屈服强度时材料表现出线弹性，而在塑性阶段等效应力σ_eq的公式如下^[26]：

$ {\sigma _{eq}} = \left( {A + B\varepsilon _{eq}^n} \right)\left( {1 + C\ln \dot \varepsilon _{eq}^ * } \right)\left( {1 - {T^{ * m}}} \right)。$

(11)

式中：A为静屈服应力；B为应变硬化常数；ε_eq为等效塑性应力；n为应变率敏感系数；C为应变硬化指数；$ \dot \varepsilon _{eq}^ * = \dot \varepsilon /{\dot \varepsilon _0} $表示无量纲等效塑性应变，$ {\dot \varepsilon _0} $为参考应变率；$ {T^ * } = \left( {T - {T_r}} \right)/\left( {{T_m} - {T_r}} \right) $为无量纲化温度，其中T_r为环境温度，T_m为材料熔点；m为温度系数。

此外，采用J-C失效模型描述钛合金材料的失效和破坏，其断裂应变方程表示如下^[26]：

$ {\varepsilon _f} = \left[ {{d_1} + {d_2}\exp \left( {{d_3}{\sigma ^ * }} \right)} \right]\left[ {1 + {d_4}\ln \dot \varepsilon _{eq}^ * } \right]\left[ {1 + {d_5}{T^ * }} \right]。$

(12)

式中：ε_f为有效断裂应变；σ^*=σ_H /σ_eq为应力三轴度，σ_H为平均应力；d₁～d₅为失效参数。

2 钛合金环肋圆柱壳水下内爆数值模型 2.1 环肋布局及计算域设置

本文数值计算的环肋圆柱壳来源于某潜艇耐压支撑结构的缩尺模型，图2为结构示意图。值得注意的是，该结构两端并不关于中心截面对称，主要体现在封头厚度、封头上加强筋布局、以及最后一个环肋到封头距离的不同。为探究不同环肋布局对环肋圆柱壳内爆的影响，保持环肋数量一致，同时为保证结构具有足够的强度，相邻两肋距之比q应尽可能小。这里q分别取1、1.1、0.9，分别表示环肋沿轴向等间距布局、筒体中部环肋加密以及筒体端部环肋加密（简称为环肋均布、中部加强和端部加强）。此外根据《潜水系统和潜水器入级与建造规范》取0.5%作为环肋圆柱壳的不圆度^[27]。

$ q = \frac{{{l_i}}}{{{l_{i + 1}}}}, {i = 1,2,3} 。$

(13)

计算域设置为圆柱形，长度和直径分别为环肋圆柱壳的10倍和15倍，以结构为界面，薄壁圆柱壳内外分别为空气域和水域，图3为计算域示意图。环肋圆柱壳采用壳单元进行建模，网格尺寸与筒体厚度一致，为5.4 mm。圆柱壳内部计算域网格尺寸为壳单元的2倍，同时沿半径方向和长度方向设置渐变网格，相邻两层网格尺寸比例为1.1，计算域和结构网格如图4所示，网格总量为264万。初始静水压力为15 MPa，空气压力为一个大气压。此外为了减少冲击波在边界面反射后对计算结果的影响，模拟深水环境下的无限水域，在水域外边界处设置无反射边界条件，同时在水域外边界面上施加向内的均布载荷以维持内部压力，其大小和水域压力一致。

2.2 网格收敛性验证

在进行环肋圆柱壳水下内爆网格收敛性验证时，压力监测点取在x轴正向距离结构表面一倍半径位置处，结构变形的监测点位置在z轴正向封头中心点位置处。网格尺寸始终与筒体厚度一致，空气域网格以及水域初始网格尺寸和结构网格尺寸的比例分别取为 $ \sqrt 2 $、2、2$ \sqrt 2 $ ，总体网格数量分别为415万、264万、160万。表1为3种网格尺寸下的监测点压力峰值和最大变形位移，其中压力和位移结果的网格收敛率分别为R_G=0.227和R_G=0.410，均满足0<R_G<1的网格收敛性要求^[28]。因此，本文选取中等网格尺度进行不同环肋布局形式下的圆柱耐压壳水下内爆数值分析。

3 水下内爆数值计算方法验证

为研究深海环境下环肋布局对钛合金圆柱耐压壳内爆流固耦合过程及流场特性的影响，需进一步验证数值计算方法的正确性。然而深海环境下钛合金环肋耐压圆柱壳内爆试验产生的冲击波破坏性较强，同时其流场信息采集较为危险且复杂，因此目前尚未针对深海钛合金环肋耐压圆柱壳进行水下内爆试验，故本文通过对比浅水环境下铝合金圆管水下内爆试验^[29]来验证本文的数值计算方法，试验设置以及试验件如图5。试验件环肋等间距布置，两端均用刚性封头进行封堵，临界压溃载荷P_C为3.47 MPa。铝合金材料采用双线性弹塑性本构模型，弹性模量和屈服应力分别为69.9 GPa、299 MPa，硬化模量为397 MPa，失效应变为0.1381。在进行数值结果对比时，计算域的形状尺寸及网格的划分与上文数值模型一致。

首先对比金属环肋圆管的结构变形和破坏形式，如图6所示。试验和仿真中金属圆管的坍塌模式一致，同时结构均在环肋处发生撕裂。相同监测点位置处的流体动压时程曲线如图7所示。两者的冲击波压力峰值分别为1.010 MPa、1.063 MPa，数值计算结果和试验结果的相对误差为5.2%。存在误差的主要原因可能在于试验中传感器捕捉的是波阵面的压力，而在数值计算中是监测点所在单元的平均压力。在误差允许的范围之内，本文采用的数值方法能较为准确地模拟水下内爆的结果。

4 不同环肋布局下钛合金圆柱耐压壳内爆动态响应分析

为探究不同环肋布局对钛合金耐压圆柱壳内爆动态响应的影响，对2.1节中环肋均布、中部加强和端部加强3种环肋布置下的钛合金环肋圆柱耐压壳开展内爆特性研究。分别分析了不同环肋布局下钛合金环肋圆柱耐压壳水下内爆时的结构坍塌及流场的演化过程、冲击波强度、高速运动流体的涡量演化特征以及环肋圆柱壳的能量差异。

4.1 水下内爆时结构的坍塌及流场的演化过程

为探究不同环肋布局下钛合金耐压圆柱壳内爆时的结构变形以及流场压力特征，选取内爆过程中的特征时间点将二者结合进行分析，如图8所示。

在高压静水载荷作用下，结构由于初始几何缺陷以及环肋支撑作用首先在筒体壳板产生点阵状位移，此时环肋和封头变形较小。同时从t=1.0 ms的水域压力云图可知，结构完全坍塌前水域先后产生2次稀疏波。这分别是由于初始时刻静水载荷导致的结构振动和高压水随结构向内运动进而空间压力下降引发。3种环肋布局下结构都在相对薄弱处首先压溃，并产生第一次内爆中心，此后随着结构继续坍塌在肋骨支撑作用较强处产生第二次内爆中心。由于前后内爆中心的位置不同，2次冲击波在向外传播的过程中产生叠加。从t=1.0 ms结构变形可知，静水压力作用下结构抵抗变形的能力由高到低分别是环肋均布、两端加强、中部加强的结构形式。由此可见环肋均匀布局的耐压圆柱壳具有更大的结构强度。从流场压力的空间演化特征可知，环肋均布的耐压圆柱壳内爆时流场存在明显不对称性，这主要由结构两端的差异导致。然而，中部或端部加强布置的环肋圆柱壳均能明显弱化内爆时流场的不对称性。此外，环肋均布时内爆中心由筒体中部向一端移动，而中部和端部加强时内爆中心由环肋稀疏位置向密集位置移动。

4.2 非均匀环肋布局对冲击波强度的影响

分别在圆柱壳轴向中心截面以及两端距离壳表面一倍半径处选取监测点，记监测点为x+、z+以及z−。x+监测点处的压力时程曲线以及冲量变化如图9和图10所示。

对于环肋均布以及端部加强2种布局方式，第一次冲击波峰值均高于第二次冲击波峰值，而中部加强布局方式相反。但是，不论是哪种布局方式，在x+监测点处产生较大冲击波的内爆中心都是位于环肋圆柱壳的轴向中心附近。相比于环肋均布，其他2种布局方式均能在一定程度上削弱最大冲击波峰值，然而二次冲击波波峰的压力值显著升高。对于冲击波来说，冲量即超压时程积分是冲击波强度的另一重要特征。由图10可见，环肋均布以及端部加强在x+监测点的冲量变化趋势基本一致。而对于中部加强，由于第二次冲击波对冲量增长起主要贡献，所以在冲量下降段的下降速率相对较小，此外冲量增长的时间拐点相对延后。

图11是对不同方向最大冲击波峰值以及比冲量的统计结果。由图11（a）可知，在x+和z−方向环肋均布耐压壳内爆冲击波峰值较大，在z+方向端部加强冲击波峰值最大。同时，端部加强在各个方向的冲击波峰值接近，最大偏差为14.2%。因此，中部加强能减小各个方向的冲击波最大峰值；而端部加强能大幅度削弱筒体中部的最大冲击波峰值，但在端部的削弱作用并不明显，甚至在某些方向增大了冲击波峰值。由图11（b）可知，环肋均布在x+和z−方向的超压比冲量相比于其他2种布局方式更大，在z+方向相对较小，这与冲击波峰值的规律一致。中部加强在筒体中部对比冲量的削减作用较为显著，为19.2%；端部加强在z−方向更为显著，为23.1%；而在z+方向，中部加强对应的比冲量最大，相对于环肋均布高了2.8%。

4.3 高速运动流体的涡量演化特征

环肋圆柱壳内爆是一个高度动态且非线性的流固耦合问题，内爆过程中结构周围涉及复杂的流场运动，可以通过三维漩涡结构来揭示其流动机理，同时可借由漩涡的破碎分析流场的能量耗散。本文采用基于速度梯度特征值的第二代涡识别方法（Q准则）来描述结构被压溃时周围水的流动情况，其函数关系为：

$ Q = \frac{1}{2}\left( {\left\| B \right\|_F^2 - \left\| A \right\|_F^2} \right) 。$

(14)

式中：A和B分别为速度梯度的对称张量和反对称张量，分别表示场中的剪切运动和旋转运动。

图12为内爆过程中不同时刻结构周围的三维漩涡结构，采用速度值染色。

在t=1.0 ms时，环肋圆柱壳未产生破坏，壳板和封头在静水载荷作用下沿径向和轴向同时向内塌陷。由于壳板表面几何缺陷以及环肋支撑作用的影响，导致结构不同位置塌陷速度以及水流速度的差异，从而在结构表面产生细长的圈状小涡。之后当结构发生破坏时，水流从破裂处向结构内部涌入，此时相对速度较大，进而产生较大的漩涡。由图可知，无论是哪种肋骨布局，由于封头厚度较大，在内爆过程中始终未被破坏，水一直挤压封头向轴向中心运动，封头处始终有一个较大尺度的环状涡结构。对于均布环肋耐压壳，由于壳板各段强度较为一致，筒体沿径向均匀塌陷，水流涌入相对速度较小，在t=4.5 ms时刻壳板表面产生的涡结构较为细碎；到t=5.5 ms时刻，壳板表面的漩涡几乎全部因水流的粘性耗散而衰减破裂。对于中部加强以及两端加强的耐压壳，在t=4.5 ms时刻在肋骨稀疏处产生细碎的漩涡，同时在加强处由于射流卷吸作用其漩涡尺度更大；从三维漩涡结构表面的色度能看出流体的速度，壳板表面形成的涡速度非常低，而由于内爆后水的高速涌入结构内部的涡速度较大。在t=5.5 ms时刻，肋骨稀疏处的涡结构几乎全部耗散，只在加强处的结构内腔以及端部存在漩涡。

4.4 不同环肋布局下圆柱壳的能量差异

内爆过程中钛合金环肋圆柱壳的能量变化曲线如图13所示。

对于整个内爆过程来说，结构首先发生弹性变形，而后塑性变形开始，结构塑性耗能和动能在这个阶段急剧上升。在钛合金耐压壳体被完全压溃后，塑性应变能不再增加。同时在这一阶段由于结构在中心位置处碰撞，动能转化为内爆冲击波的能量。由图可知，中部或端部加强的环肋布局方式的结构塑性变形能和动能峰值均相对较小。采用结构的动能峰值与最后阶段动能之差来计算内爆冲击波的能量，计算可得在环肋均布、中部加强以及端部加强3种不同环肋布局下冲击波能量分别为205.5、137.8、197.6 kJ。相比于环肋均布，中部加强和端部加强的环肋布局方式分别将冲击波能量减少了32.9%、3.8%，前者效果更为显著。此外，从结构动能的变化过程可知，相对于环肋均布圆柱壳动能先增加后减少的变化特征，呈现显著的二次波峰现象。中部加强和端部加强的环肋布局方式在动能增长到一定值后会出现一个短时的下降，分别为4.0%、24.3%；而后再次增长，第二次动能峰值相比第一次分别增加了1.0%、−5.4%。出现二次波峰特征的主要原因是在这2种布局下，结构加强处和薄弱处前后被压溃的时间间隔相对较大。

5 结　语

本文以钛合金环肋圆柱耐压壳为研究对象，使用ALE方法进行深海环境下的钛合金环肋圆柱壳水下内爆数值计算。对比分析了不同环肋布局下环肋圆柱壳内爆过程中的结构变形、流场以及能量转化等重要特性。得到以下结论：

1）非对称环肋圆柱壳坍塌时均发生两次内爆。环肋均布时，内爆中心由筒体中部向一端移动。然而，中部和端部加强时内爆中心由环肋稀疏位置向密集位置移动。

2）中部或端部加强的环肋布局方式会降低结构强度，但是两者能降低筒体中部和一端的超压比冲量峰值，同时中部加强布局能有效降低最大冲击波峰值。

3）不同环肋布局形式的圆柱壳均在端盖位置形成环状涡。但是相对于均布环肋圆柱壳而言，中部及两端加强的圆柱壳由于射流卷吸作用分别在筒体中部和两端形成大尺度漩涡结构。

4）由于结构坍塌而发生水下内爆时，中部或端部加强的环肋布局方式的结构塑性变形能和动能峰值均相对减小，且结构动能的演化过程中存在显著的二次波峰现象。