深水爆炸下凸型加筋錐柱殼結構的破壞模式

梁浩哲，張慶明，龍仁榮，任思遠

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081)

0 引言

錐柱結構是現代深潛裝備艙室過渡廣泛采用的一種形式[1]，由于錐柱結構存在過渡角，這種結構的自身幾何突變導致其受到爆炸載荷作用后，受力、變形比圓柱殼結構更加復雜，且水深對結構的動態響應有巨大影響，因此非常有必要對典型深潛結構在深水爆炸載荷下的動態響應問題進行研究。

現有典型深潛結構抗爆實驗研究多以圓柱殼、加筋圓柱殼在淺水爆炸下的動態響應為主，Brett等[2]、袁建紅等[3]、盧熹等[4]、Gauch等[5]多位學者開展了淺水爆炸實驗。汪俊等[6]、姚熊亮等[7]、賈憲振[8]、Fathallah等[9]、Gannon等[10]開展了數值仿真工作，獲得了圓柱殼結構的動態響應過程與多種變形破壞模式，但研究成果中基本不考慮靜水壓作用對結構動態響應結果的影響。

深水環境中的結構在受到爆炸載荷前，已經獲得由高靜水壓載荷形成的初始預應力，因此深水爆炸條件下結構的變形、破壞過程將更加復雜。目前針對典型深潛結構深水爆炸動態響應的研究比較少，日本學者Tamostu[11]進行了一系列加筋圓柱殼深水爆炸實驗研究，在深海之中分別對4種合金鋼材料制成的雙層內加筋圓柱殼結構進行了爆炸實驗，獲得了圓柱殼結構在最大300 m水深環境、不同藥量工況下的變形破壞結果，總結出加筋圓柱殼肋間殼板凹陷變形的破壞規律；并根據載荷條件、結構參數與變形結果，建立了描述結構變形的計算模型。余小菲[12]基于Hamilton變分原理導出圓柱殼殼板及加筋肋骨的運動方程，利用Galerkin方法建立了結構動力屈曲方程，討論了不同載荷條件下加筋圓柱殼變形結果。使用MSC.DYTRAN有限元數值仿真方法，結合B-R準則和材料強度理論，確定了結構在不同水深爆炸條件下的臨界屈曲載荷。汪俊[13]在深水爆炸壓力容器中，進行了最大水深為200 m的內加筋圓柱殼爆炸實驗，其考慮了靜水壓與爆炸載荷的耦合效應，建立了加筋圓柱殼結構水下爆炸局部破壞與整體響應的計算方法，該方法得到的結果與深水爆炸實驗結果吻合較好。

目前還沒有學者對加筋錐柱結構的動態響應的研究進行報道，僅基于理論分析對靜水壓下錐柱結構的極限承載能力進行了研究[1,14]。郭日修等[15-16]對錐柱結構靜壓下的破壞進行了系統、深入研究，其通過大量含凹型、凸型加筋的錐- 環- 柱結構等連接結構的靜水壓實驗，分析各個部分的應力狀態，總結出錐- 環- 柱結構的多種破壞模式；并對圓柱殼肋間殼板屈曲破壞進行了分析，得到了環肋圓柱殼塑性極限載荷，其為錐柱結構抗靜壓載荷設計提供了豐富的實驗數據和理論指導。

為了獲得加筋錐柱結構在深水爆炸載荷作用下的破壞模式，本文將以加筋錐柱凸結構為對象，開展錐柱結構深水爆炸實驗與數值仿真研究。具體內容為：進行最大水深為500 m不同藥量條件下的加筋錐柱凸結構深水爆炸實驗，確定結構在深水爆炸載荷作用下的破壞模式，利用數值仿真方法，獲得結構的變形破壞過程，并揭示了不同破壞模式之間的演變與轉化機理。

1 實驗方案

1.1 模型結構

為了減弱深潛結構不同直徑艙段過渡時產生的應力集中，多采用圓柱殼與圓錐殼結合的方式完成過渡。根據深潛結構艙室的典型過渡結構，本文設計出了由小直徑圓柱殼向大直徑圓柱殼過渡的加筋錐柱凸結構，如圖1所示。結構具體尺寸：柱段直徑為600 mm，錐段最小直徑為300 mm，錐段的錐角為20°，殼體厚度4 mm，肋骨間距80 mm，T型加筋肋骨面板寬度12 mm、厚度4 mm，T型加筋肋骨腹板高度36 mm、厚度2 mm，柱段與錐段均為6條肋骨，結構總體長度1 120 mm.模型使用Q345鋼進行焊接加工。

圖1 加筋錐柱凸結構機械設計圖Fig.1 Structural design drawing of reinforced conical-cylinder

在結構兩端分別設計了圓板封頭，封頭同時滿足靜水壓載荷下的穩定性要求和爆炸載荷下的抗爆要求。封頭與殼體采用法蘭盤連接，連接處設置有橡膠密封圈，保證結構密封良好。

模型的加工與驗收按照深潛結構加工技術規定執行；焊接規格及要求均按潛艇結構加工焊接標準執行；氣密檢查按照內壓0.1 MPa、保壓30 min無泄漏執行；結構加工完成后進行了X射線焊縫無損檢查，對肋骨及結合處進行了檢測，確保肋骨與結構、結合處焊接完好。

1.2 實驗與測試方案

本文實驗在中國船舶科學研究中心的深水爆炸壓力罐中進行，該球形壓力容器內徑7 m，可進行最大藥量1 kg TNT、最大水深600 m條件下的爆炸實驗。

為了減弱反射沖擊波對結構的作用，藥包固定在容器中心，且實驗中藥包位置保持不變，通過改變藥包質量實現不同的爆炸載荷工況。在本文實驗中藥包懸掛于模型正上方，與結構結合處的距離為0.8 m，爆源投影點在結構結合處，實驗用藥為壓裝TNT炸藥。由于藥包在壓力容器的中心，因此搭建的高速攝影僅能觀察到結構的一部分，拍攝過程中TNT藥包在視野頂端，結構上部在視野底端。受制于密閉罐體內光線強度和觀察窗尺寸，拍攝視野與拍攝幀數(1 000幀/s)有限。實驗的工況示意圖如圖2所示。

圖2 實驗工況示意圖Fig.2 Schematic diagram of experiment

另外為了獲得結構的動態響應過程，在結構內部粘貼了應變片，用于測試結構結合處沿軸向方向的應變歷史。應變片距離結合處焊接部位1 cm，在結合處錐殼一側殼體內表面。粘貼好的應變片使用電橋盒進行連接，最終連接應變儀獲得應變電壓信號。本文應變測試僅得到爆炸載荷作用下的應變信號，并不包含靜載荷作用對結構應變增長的貢獻。

實驗時首先將結構在容器內懸掛好，并捆綁若干浮體保證結構在水中浮力重力比基本一致，隨后布置好炸藥，關閉罐體各閥門并進行增壓，達到設定壓力后保壓3 min，確保罐體無泄漏后連接起爆系統、攝影系統，起爆炸藥的同時記錄結構變形過程。

2 實驗結果

本文共進行了5個工況實驗，并得到了結構僅發生變形或破壞的結果。不同水深h對應的靜水壓力p按照p=ρwgh(ρw為水的密度，g為重力加速度)進行計算，即當h=100 m時，p=1 MPa，具體工況與結構變形結果如表1所示。

表1 實驗工況與結構變形結果Tab.1 Experimental cases and structural deformation results

2.1 結構變形過程

受水介質透明度的影響，高速攝影機僅獲得了部分凸結構的變形破壞過程，圖3為結構在300 m水深、500 g TNT條件下的結構變形過程與局部變形示意圖，在15 ms左右氣泡完成脈動過程。從圖3中可以看到：在沖擊波載荷作用下，靠近結合處的一跨柱殼的肋間殼板，首先發生了凹陷變形，此時結構還能保持穩定性不至于發生壓潰塌陷。其后在氣泡脈動載荷作用下，結構又發生了較大的肋間殼板凹陷變形，并導致肋骨發生扭曲變形，約在20 ms時刻之后，結構柱段肋板與結合處開始出現了褶皺變形，此時結構軸向承載能力大大減弱，在高靜水壓作用下，結構出現了軸向壓潰破壞，從而出現明顯的軸向運動結果，并最終形成結構整體的壓潰破壞。

圖3 結構破壞過程的實驗結果及其剖面變形示意圖Fig.3 Experimental results of structural failure process and schematic diagram of cross section deformation

2.2 結構破壞結果

5個工況下加筋錐柱凸結構分別獲得了不同的變形結果，在100 m水深、250 g TNT工況下，結構幾乎沒有變形，在100 m水深、500 g TNT與300 m水深、250 g TNT工況下結構發生了變形破壞，而300 m水深、500 g TNT與500 m水深、50 g TNT工況下結構均發生了壓潰破壞。

實驗得到的結合處典型應變歷史如圖4所示(T為爆炸脈動周期)，從中可以看到在沖擊波載荷階段和氣泡脈動載荷階段，結構應變歷史均有較大的增長，對于不同水深下，應變增長結果也有很大的差異。從圖4(a)中可以看到：在100 m水深、250 g TNT工況下，沖擊波載荷與氣泡脈動載荷之間間隔時間約27 ms，沖擊波載荷作用下結構應變急速增加，應變最大為3 500×10-6；沖擊波載荷作用后約20 ms，結構應變基本平穩；當氣泡脈動載荷作用于結構時，應變再次增長，氣泡脈動載荷形成的應變增量約1 500×10-6；此后結構應變有小幅震蕩，最終應變約為2 200×10-6.在此工況下，氣泡脈動形成的應變增長幅值較小，約為沖擊波載荷應變的一半。圖4(b)為300 m水深、250 g TNT工況下的應變歷史，從中可以看到：由于沖擊波載荷與氣泡脈動載荷之間的間隔僅有11 ms，沖擊波載荷形成的應變量約3 000×10-6；沖擊波載荷后結構應變波動還較大，此時氣泡脈動載荷就作用于結構，氣泡脈動載荷形成的應變量約為1 500×10-6，結構最終應變為2 800×10-6.

圖4 錐柱結構實驗測試與數值仿真的應變對比結果Fig.4 Comparison of simulated and experimental strain data of structure

100 m水深、500 g TNT與300 m水深、250 g TNT工況下結構的變形破壞結果如圖5所示，圖中實驗結果為結構局部最大變形量。從圖5中結構的變形來看，結構的變形主要出現在加筋錐柱結構迎爆面的結合處，形成結合處的外凸和柱段、錐段殼板凹陷變形破壞結果。相比來講，在100 m水深、500 g TNT工況下，結構的變形范圍更大、變形結果更為嚴重，已經牽引肋骨發生了一定扭曲變形。而300 m水深、250 g TNT工況下，結構僅有結合處及與結合處相鄰的柱段肋間殼板的凹陷變形，結構的變形量也較小。

圖6所示為300 m水深、500 g TNT條件下結構的破壞結果。從圖6中可以看到，柱段與錐段的迎爆面均向內塌陷，結合處發生斷裂，凹陷處肋骨向內彎曲，但并未發生肋骨與殼板斷裂。錐段頭部的半徑小、剛度大，保存較為完整，結構也有較大的軸向運動結果，原結構總長度約1.1 m，實驗后僅剩0.7 m.

圖6 結構壓潰破壞Fig.6 Collapse of structure

從結構變形過程來看，結構發生變形的時刻基本能夠與爆炸載荷時刻相對應，誤差不大于10%，且沖擊波載荷與氣泡脈動載荷要遠大于其反射波的載荷，因此本文實驗結果與自由場結果的變形量可能存在一定差異，但總體破壞模式必然一致。

3 結構破壞模式

對照本文實驗工況，得到各工況下結構的破壞結果，根據彈塑性力學對結構變形的定義，本文以錐柱凸結構的肋間殼板變形量和肋骨間距為幾何參量，并依據結構的變形形式和變形特征，規定了加筋錐柱凸結構的破壞模式，具體為：

3.1 肋間殼板凹陷變形

在300 m水深、250 g TNT工況下結構發生了肋間凹陷變形模式，該變形僅出現在迎爆面爆源投影點附近，軸向凹陷長度為一個肋距，環向凹陷延伸長度約數倍肋距，凹陷深度較小在0.1倍肋距以內。另外與凸結構結合處相鄰的柱段、錐段一跨，也有不同程度的凹陷出現，結構的變形結果如圖5(b)所示。

3.2 肋間殼板與肋骨協同變形

在100 m水深、500 g TNT工況下，結構出現了肋間殼板與肋骨協同變形的破壞模式，如圖5(a)所示。由圖5(a)可以看到，凸結構結合處殼板向外凹陷，錐殼與柱段殼板向內凹陷，此時結構肋間殼板凹陷變形較大，大于0.1倍的肋距，且與結合處相鄰的幾跨肋間殼板也有不同程度的凹陷變形。另外結合處肋骨也發生了一定程度的扭曲變形，因此形成了多跨肋間殼板凹陷和肋骨扭曲的協同變形模式。

3.3 結構壓潰或撕裂破壞

凸結構在300 m水深、500 g TNT與500 m水深、50 g TNT工況下結構均形成了壓潰破壞模式，具體如圖6所示。由圖6可看出：當結構出現肋間殼板變形或肋骨扭曲變形后，結構的穩定性必然降低，如果靜水壓足夠大，將使結構產生殼體褶皺變形，并最終形成壓潰破壞。另外由于結構軸向壓潰速度較大，造成了結構局部的撕裂破壞，這種破壞不是爆炸載荷的直接作用結果，但出現撕裂破壞時結構已經失效。對于深水爆炸載荷條件，結構出現褶皺后基本會形成壓潰與撕裂破壞，因此將這兩種結果歸為一種破壞模式。

根據結構的破壞程度進行破壞模式等級劃分，深水爆炸下加筋凸結構的破壞模式及其對應等級分別為：當肋間殼板凹陷變形量小于0.1倍肋距時，認為結構發生了小變形，為Ⅰ級輕度破壞，并將此時的破壞模式定義為肋間殼板凹陷變形；當肋間殼板凹陷變形量大于0.1倍肋距，且伴隨肋骨扭曲變形時，認為結構發生了大變形，為Ⅱ級中度破壞，此時的破壞模式定義為肋間殼板與肋骨協同變形；當結構出現了褶皺導致結構失穩，或局部出現破口導致結構失效，此時認為結構已經完全破壞，為Ⅲ級重度破壞模式，并將此事破壞模式定義為壓潰或撕裂破壞。破壞判據、破壞等級與破壞模式具體如表2所示。

表2 結構的破壞判據與破壞模式Tab.2 Failure criterion and failure mode of structure

4 破壞模式的演變與轉化機理分析

本節利用數值仿真方法，得到加筋錐柱凸結構的動態響應過程，并揭示了不同破壞模式之間的演變與轉化機理。

4.1 數值仿真模型

本文采用有限元分析ABAQUS仿真軟件聲- 固體耦合算法，對加筋錐柱凸結構的深水爆炸載荷動態響應過程進行求解。本文仿真分為兩步完成：首先采用ABAQUS/Standard方法進行靜力學計算，獲得結構在靜水壓作用下的應力狀態；其次將靜力學分析結果以初始條件的形式施加到ABAQUS/Explicit動力學分析的結構中，同時保持靜水壓一直作用于結構，并施加爆炸載荷，進行顯示動力學分析，最終獲得結構的動態響應結果。

根據前文所述的錐柱結構幾何尺寸與實驗條件，建立與實驗工況一致的仿真模型，如圖7所示。實驗結構的重力與浮力基本相等，因此在數值仿真中結構兩端設置為自由邊界。仿真模型中水域為聲學單元，水域最小半徑為3倍的結構半徑。仿真模型中水域為自由場環境，不設置邊界條件。結構模型殼體單元的最小網格尺寸為2mm，水域單元的最小網格尺寸為4mm.

圖7 錐柱結構的數值仿真模型Fig.7 Simulation model of structure

實驗中的結構材料為Q345鋼，利用材料測試系統實驗機與分離式霍普金森壓桿裝置分別進行了材料靜力學和動力學性能測試，擬合得到材料的Johnson-Cook本構模型參數。Johnson-Cook本構方程為(1)式，具體參數取值見表3.表3中：ρ為材料密度；E為材料彈性模量；μ為泊松比；A為屈服應力；B為應變硬化系數；n為應變硬化指數；C為應變率相關系數；m為溫度相關系數。本文僅計算結構的變形結果，因此數值仿真中不涉及材料損傷特性。

表3 Q345鋼的Johson-Cook模型參數Tab.3 Parameters of Johson-Cook model of Q345

(1)

對于爆炸載荷的定義，采用ABAQUS中的散波方法，通過添加載荷歷史設置載荷。本文利用文獻[18]中的深水爆炸載荷模型對爆炸載荷進行定義,載荷歷史的典型結果如圖8所示。

圖8 爆炸載荷曲線(300 m水深，250 g TNT)Fig.8 Loading curve of underwater explosion (water depth=300 m,explosive mass=250 g TNT)

4.2 數值仿真結果

通過計算得到與實驗工況對應的數值仿真結果。

數值仿真輸出的結合處對應部位的應變歷史信息中包含了靜水壓載荷下測試點應變的增量，因此需要從動力學輸出的應變結果中減去靜力學的應變量，才能得到深水爆炸載荷作用下的結構應變增長結果，數值仿真與實驗測試對比結果如圖4所示。對比圖4(a)所示結果，可以看到實驗中沖擊波載荷后結構應變的最大幅值為3 500×10-6，而數值仿真中沖擊波載荷后應變的最大幅值為3 000×10-6.在沖擊波載荷后脈動載荷前，二者的應變幅值均在2 000×10-6左右。氣泡脈動載荷作用后，實驗結果中結構應變最大為3 500×10-6，數值仿真中最大為3 900×10-6.2倍氣泡脈動周期后，二者的應變結果基本平穩且均在3 000×10-6左右。對比圖4(b)結果，可以看到沖擊波載荷作用后，兩種結果的應變幅值基本一致。氣泡脈動載荷后，結構應變最大增長幅值的實驗結果較大于數值仿真結果，但實驗結果應變幅值上下波動較大，最終二者的應變幅值基本一致。

從圖4所示應變對比結果來看，實驗中氣泡脈動載荷作用時間略早于數值仿真結果。在100 m與300 m兩種水深工況下，實驗中氣泡脈動作用時刻分別為數值仿真結果的0.92倍與0.93倍。對比應變幅值可以看到，數值仿真結果各階段的應變平均幅值與實驗結果基本一致，最大差值不大于15%。

凸結構在100 m水深、500 g TNT與300 m水深、250 g TNT工況下的數值仿真結果如圖9所示。對比圖5的實驗結果，可以看到數值仿真得到了與實驗結果一致的結構變形模式。結構變形量比較結果顯示，數值仿真得到結構變形量小于實驗測量結果，但差值不超過實驗結果的20%。

圖9 錐柱結構變形的數值仿真結果Fig.9 Simulated results of structure deformation

由于數值仿真中沒有定義單元失效參數，因此數值仿真未能反映出結構壓潰產生的局部撕裂破壞，從而與實驗撕裂破壞結果存在一定的差異。另外相比于數值仿真模型，結構在進行機械加工時必然存在一些初始缺陷，且實驗是在密閉容器中進行的，存在一定的反射波作用，因此實驗中結構變形結果會比數值仿真結果嚴重。然而沖擊波載荷與氣泡脈動載荷要遠大于其反射波的載荷，所以本文實驗結果與自由場結果的變形量可能存在一定差異，但總體破壞模式必然一致。

從結構應變與變形對比結果可知，本文采用的數值仿真方法、材料參數及邊界條件等合理可靠，能夠對深水爆炸下錐柱結構動態響應問題進行準確求解。

4.3 破壞模式的演變與轉化機理

針對不同裝炸藥量與爆距，按照基于平面沖擊波假設的沖擊因子[19]設置工況：

(2)

計算水深10～500 m范圍內，炸藥量125～500 g之間、爆距0.7～1.0 m之間各工況，爆源投影點在結構結合處，根據炸藥量和爆距得到沖擊因子SF分為0.35、0.5、0.7與1.0共4種工況。

通過多種工況下的數值仿真結果，得到不同破壞模式之間的演變轉化過程。具體為：

4.3.1 Ⅰ級→Ⅱ級

Ⅰ級破壞的肋間殼板凹陷變形多出現在迎爆面結合處附近，是沖擊波載荷的作用結果，同時形成了錐段或柱段殼板的向內凹陷，各凹陷變形沿著軸向長度為一個肋距，而沿著環向延伸長度約為數倍的肋距，肋間殼板變形破壞模式見圖10中的Ⅰ級破壞結構剖面示意圖。結構受到氣泡脈動載荷作用時，肋間殼板凹陷變形量增加，并牽引肋骨發生扭曲變形，形成肋間殼板與肋骨的協同變形，肋間殼板與肋骨協同變形破壞模式見圖10中Ⅱ級破壞的結構剖面示意圖。此時靜水壓較小，因此結構能夠保持較大的變形而不出現壓潰撕裂破壞。破壞模式的演化過程如圖10中①號路徑所示。

圖10 凸結構破壞模式的演變轉化過程Fig.10 Transformation process of failure mode of structure

4.3.2 Ⅰ級→Ⅱ級→Ⅲ級

在爆炸沖擊波載荷與氣泡脈動載荷作用后，結構已經經歷了肋間殼板凹陷變形破壞模式和肋間殼板與肋骨協同變形破壞模式，此時結構整體承載能力已大大降低，當靜水壓足夠大時，結構將不能抵抗來自軸向和環向的高靜水壓載荷，從而發生了壓潰破壞變形。壓潰撕裂破壞模式見圖10中Ⅲ級破壞的結構剖面示意圖，破壞模式演變與轉化的過程如圖10中②號路徑所示。

4.3.3 Ⅰ級→Ⅲ級

在高靜水壓條件下，結構將會由單一的肋間凹陷變形破壞模式直接演變出結構壓潰撕裂破壞模式，具體的演變過程如圖10中③號路徑所示。肋間殼板變形是爆炸沖擊波載荷作用下的直接結果，其后在靜水壓的載荷下結構就出現了壓潰破壞模式。雖然氣泡脈動載荷對結構發生壓潰有一定的貢獻，但主要的作用力是高靜水壓載荷。本文工況下，該破壞模式的演變過程在500 m水深下較為常見，如圖11所示為凸結構在500 m水深、250 g TNT、1.0 m爆距時的結構變形過程，從中可以看到結構在沖擊波載荷后已經形成了較大的變形，且在氣泡脈動載荷后變形加劇，并最終形成整體壓潰破壞結果。

圖11 Ⅰ級破壞模式演變為Ⅲ級破壞模式的數值仿真結構位移云圖(SF=0.5)Fig.11 Structural deformation processes of convex structure under failure modes Ⅰ and Ⅲ (SF=0.5)

綜合各工況下數值仿真結果中，得到加筋錐柱凸結構在各水深對應工況下的結構肋間殼板變形量與結構破壞程度，具體如圖12所示。圖12中肋間殼板變形量為柱端靠近結合處一跨肋間殼板最大變形量，另外圖12中變形量ω為0.25L(L為肋間間距)時表征結構已經發生了壓潰破壞。

圖12 結構破壞模式與工況對應結果Fig.12 Corresponding structure failure mode and conditions

對比不同水深來看，水深對結構變形量有一定的影響。在300 m水深范圍內，不同水深同一沖擊因子條件下，結構的最終破壞模式基本一致，但隨著水深的增加，結構變形量有不同程度的增加。對比不同沖擊因子來看，在300 m水深范圍內沖擊因子小于0.7時，結構變形量幾乎隨沖擊因子增加而線性增加，在沖擊因子為1.0時，結構變形量增大，結構的破壞模式才由級Ⅰ破壞發展為Ⅱ級破壞。在500 m水深下，除了沖擊因子為0.35時結構僅發生了小變形外，其余工況下結構均發生了壓潰破壞。

從結構的最終破壞模式及其對應工況來看，本文研究對象在水深小于300 m、沖擊因子小于0.7時，結構主要以肋間殼板變形破壞模式為主，且變形量小、破壞程度輕，結構還可以保持良好的生命力；當水深大于500 m或沖擊因子大于1.0時，結構將發生殼與肋骨協同變形或壓潰撕裂破壞模式，此時結構變形量大、破壞程度較高，已嚴重削弱了結構的生命力。

綜上可知，水深與沖擊因子均對加筋錐柱凸結構在深水爆炸條件下的變形破壞有很大影響：在300 m水深范圍內，隨著水深與沖擊因子的增加，結構的變形量與破壞程度都有較為明顯的增加；在水深大于500 m或沖擊因子大于1.0時，結構基本會發生了嚴重的變形和破壞。

5 結論

為了獲得典型加筋錐柱凸結構在深水爆炸下的破壞模式，本文完成了深水爆炸實驗和數值仿真，獲得了凸結構的破壞模式及其轉變演化過程。得到以下主要結論：

1) 完成了100～500 m水深范圍內的加筋錐柱凸結構爆炸實驗，根據結構變形量和破壞程度，確定了錐柱凸結構在深水爆炸載荷下的3個破壞模式。

2) 利用數值仿真方法得到了凸結構的動態響應過程，本文數值仿真結果與實驗結果的結構破壞模式一致，應變值與變形量差異在20%以內。

3) 獲得多種工況下結構的變形破壞過程，揭示了3個破壞模式的演變與轉化機理，并得到了加筋錐柱凸結構在深水爆炸載荷下的變形破壞規律。結果顯示：水深小于300 m且沖擊因子小于0.7時，結構僅形成Ⅰ級輕度小變形破壞模式；水深大于500 m或沖擊因子大于1.0時，結構基本形成了Ⅱ級重度與Ⅲ級重度破壞模式。

致謝中國船舶科學研究中心劉建湖研究員、汪俊高級工程師、盛振鑫高級工程師等，他們在本文實驗工作上給予了極大的支持和幫助。

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