鋼筒內(nèi)襯爆炸水井設(shè)計(jì)中的幾個動力學(xué)問題研究

顧文彬，陳學(xué)平，劉建青

（中國人民解放軍理工大學(xué)野戰(zhàn)工程學(xué)院，南京 210007）

1 前言

隨著水下兵器技術(shù)的發(fā)展，水中爆炸載荷研究與試驗(yàn)、水中爆炸沖擊波與目標(biāo)的毀傷作用研究、新型炸藥威力參數(shù)測定以及水下彈藥威力評估研究，急需不同尺寸和不同結(jié)構(gòu)形式的爆炸水池與爆炸水井的設(shè)計(jì)與建設(shè)。國內(nèi)多個高校和軍工研究機(jī)構(gòu)以及大型企業(yè)甚至部隊(duì)都建造了一些水下爆炸研究設(shè)施。國內(nèi)外的設(shè)計(jì)師們通常采用基于靜態(tài)力學(xué)理論的工程設(shè)計(jì)方法，安全系數(shù)一般都很高，但不能詳細(xì)分析和評估爆炸水井或水池實(shí)際應(yīng)用中的動力學(xué)響應(yīng)，以及受力變形薄弱環(huán)節(jié)與形成機(jī)理。采用非線性爆炸動力學(xué)理論與數(shù)值模擬技術(shù)設(shè)計(jì)爆炸水井或水池等試驗(yàn)設(shè)施，可以得到不同設(shè)計(jì)指標(biāo)要求下，既滿足強(qiáng)度安全性要求又可獲得較小結(jié)構(gòu)尺寸的優(yōu)化結(jié)構(gòu)方案。因此，采用數(shù)值模擬手段的爆炸動力學(xué)仿真設(shè)計(jì)方法是對工程設(shè)計(jì)理論的發(fā)展，具有重要理論和應(yīng)用價值。

2 計(jì)算模型與參數(shù)

2.1 力學(xué)模型及參數(shù)

該模型由一個以帶底圓鋼筒為內(nèi)襯、以素混凝土為圍堰的爆炸水井，水池內(nèi)的水和試驗(yàn)用裝藥等組成，其簡化模型如圖1所示。爆炸水井的內(nèi)徑和深度均為11 m；鋼筒內(nèi)襯為15MnV合金鋼材料，壁厚為20～50 mm；圍堰為C40素混凝土材料，厚度為300～500 mm；底座也為C40素混凝土材料，其厚度取2 m；裝藥為球形2，4，6-三硝基甲苯（TNT）炸藥，取最大質(zhì)量3 kg為設(shè)計(jì)依據(jù)。本文僅以裝藥在水井中心處爆炸情況開展仿真計(jì)算和動力學(xué)分析。因此，本文計(jì)算模型中主要包含5種材料，分別為15MnV合金鋼鋼筒、鋼筒中的水、TNT炸藥、空氣以及素混凝土。

圖1 內(nèi)襯鋼筒混凝土爆炸水井示意圖Fig.1 Sketch of the explosion water-well with steel-inner

采用TrueGrid軟件建立模型，其中炸藥區(qū)域采用在k文件中填充的方式加入。模型中水、炸藥和空氣采用歐拉網(wǎng)格劃分，混凝土圍堰和鋼板圓筒采用拉格朗日網(wǎng)格劃分，采用流固耦合算法，其中空氣施加透射邊界，并在混凝土底座底部定義Z（水深）方向剛性約束。

2.2 材料模型及參數(shù)

TNT炸藥采用Mat_High_Explosive_Burn材料模型和JWL狀態(tài)方程，p-V關(guān)系如式（1）所示

式（1）中，peos為爆轟產(chǎn)物壓力；A、B、R1、R2、ω為試驗(yàn)確定的常數(shù)；V為相對體積；E0為初始內(nèi)能。具體參數(shù)如表1所示[1]，表1中D0為炸藥爆速；pCJ為炸藥爆炸產(chǎn)生的爆轟波C-J面壓力；ρ為炸藥密度。

表1 TNT炸藥材料參數(shù)Table 1 Explosive material parameters of TNT

混凝土采用Plastic-Kinematic模型，隨動硬化系數(shù)β=0.5。屈服強(qiáng)度計(jì)算公式為[2]

式（2）中，σy為屈服強(qiáng)度；ε為加載應(yīng)變率；C、P為與材料類型有關(guān)的常數(shù)；為有效塑形應(yīng)變；β為隨動硬化系數(shù)；σ0為初始屈服強(qiáng)度；Ep為塑形硬化模量。具體材料參數(shù)列于表2[3]，表2中，E為彈性模量；Et為剪切彈性模量；σs為材料的彈性屈服強(qiáng)度。

表2 混凝土材料參數(shù)Table 2 Material parameters of concrete

鋼筒筒體也采用Plastic-Kinematic模型，材料參數(shù)如表3所示[4]。其彈性屈服強(qiáng)度極限為333～412 MPa，計(jì)算時取σs=337 MPa，塑性屈服強(qiáng)度極限為490 ～ 549 MPa，計(jì)算時取σb=519.5 MPa[5]。

表3 鋼筒筒體材料參數(shù)Table 3 Material parameters of steel-inner

計(jì)算模型中空氣采用空物質(zhì)材料本構(gòu)模型，狀態(tài)方程形式為

式（3）中，p為壓力；C1，…，C6為常數(shù)；μ為體積應(yīng)變參數(shù)，，其中V為相對體積；E0為初始能量[1]。

水狀態(tài)方程形式如下

式（4）中，p為壓力；ρ0為材料初始密度；C為νs-νp曲線斜率的系數(shù)；γ0為Gruneisen常數(shù)；α為γ0和μ的體積修正量；E0為單位體積初始能量。參數(shù)列于表4[1]。

表4 水的材料參數(shù)Table 4 Material parameters of water

3 水中爆炸沖擊波壓力仿真結(jié)果分析

在大量理論和試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，前人總結(jié)了一些水中爆炸沖擊波參數(shù)的計(jì)算模型。應(yīng)用最廣的是P.Cole關(guān)于無限水中爆炸沖擊波峰值壓力計(jì)算公式如下

式（5）中，r為裝藥中心距測點(diǎn)的距離，m；pm為測點(diǎn)r處的沖擊波峰值壓力，MPa；C為炸藥質(zhì)量，kg。公式（5）適用范圍為(20～200)r0，r0為裝藥半徑[6]。

數(shù)值模擬得到了筒壁厚度分別為20 mm、25 mm、30 mm和40 mm的爆炸水井中與裝藥中心等高、距離裝藥中心分別為250 cm、350 cm、450 cm和525 cm處的沖擊波峰值壓力（見表5）。由表5可知，對于不同壁厚的爆炸水井，相同水中位置的沖擊波壓力峰值基本相同。表6是表5所示不同位置沖擊波峰值壓力數(shù)值計(jì)算結(jié)果平均值與P.Cole公式計(jì)算值對比，數(shù)值模擬結(jié)果與公式計(jì)算相對值誤差小于±10%，表明水中爆炸沖擊波作用的計(jì)算模型和參數(shù)可信，計(jì)算結(jié)果正確，滿足計(jì)算精度要求。

表5 不同筒體壁厚水平方向水中沖擊波峰值壓力計(jì)算結(jié)果對比Table 5 The comparison of calculation results of underwater shock wave peak pressure in horizontal direction of different steel-inner wall thicknesses

表6 水平方向不同距離水中沖擊波峰值壓力計(jì)算與理論值對比Table 6 The comparison of calculated peak pressure and the theoretical value of underwater shock wave in horizontal direction at different distances

4 鋼筒水井爆炸動力學(xué)響應(yīng)數(shù)值模擬研究

4.1 水中爆炸作用下鋼筒水井應(yīng)力響應(yīng)分析

對炸藥在壁厚分別為20 mm、25 mm、30 mm和40 mm的水罐中心處的爆炸作用進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到了沿筒體筒壁深度方向上、不同測點(diǎn)處筒體單元的Von-Miss等效應(yīng)力峰值σV-M計(jì)算結(jié)果（見表7）。由表7可知，當(dāng)筒壁厚度b=20 mm時，σV-M的最大值出現(xiàn)筒壁中心Z=0 m處，其值為348.9 MPa；當(dāng)b=25 mm時，σV-M的最大值出現(xiàn)筒壁中心以下Z=-3.9 m處，其值為349.6 MPa；當(dāng)b=30 mm時，σV-M最大值也發(fā)生在Z=-3.9m處，其值為349.3MPa；當(dāng)b=40 mm時，σV-M最大值仍然發(fā)生在Z=-3.9 m處，其值為349.2MPa?？梢?，σV-M最大值位于Z=0 m和Z=-3.9 m處。因此，Z=0 m和Z=-3.9 m處的受力大小和變化規(guī)律對爆炸水井的安全性影響至關(guān)重要。

圖2是b=25 mm、30 mm和40 mm情況下，仿真得到的Z=0 m處σV-M、σ1和τ1隨時間變化的曲線。由圖2可知，Z=0 m處σV-M、σ1和τ1隨b增加呈現(xiàn)減小趨勢，但變化很小。考慮數(shù)值計(jì)算結(jié)果的散布效應(yīng)，可以用表7所示的4個計(jì)算值的算術(shù)平均值表示筒壁中心的等效應(yīng)力峰值，即σˉV-M=348.6 MPa，σˉ1=359.2 MPa和τˉ1=184.1 MPa，這些值均可作為筒體強(qiáng)度的判斷依據(jù)。由圖2還可以發(fā)現(xiàn)，σ1和τ1在筒壁上的作用時間隨筒體壁厚增加明顯減小，這對筒壁的變形累積效應(yīng)有重要影響。

表7 裝藥在不同壁厚筒體中爆炸不同單元等效應(yīng)力峰值計(jì)算結(jié)果對比Table 7 The comparison of calculation results of peak equivalent stress of the charge explosion in different units of different cylinder wall thicknesses

圖2 不同壁厚筒壁中心處σV-M、σ1和τ1時程曲線Fig.2 Time history curves ofσV-M，σ1and τ1at Z=0 m of different wall thicknesses

圖3是b=25 mm、30 mm和40 mm情況下，仿真得到的Z=-3.9 m處σV-M、σ1和τ1隨時間變化的曲線。由圖3可知，對于不同筒體壁厚，對應(yīng)于Z=-3.9 m處σV-M、σ1和τ1峰值差別不大，以σV-M為例，分別為349.6 MPa、349.3 MPa和349.2 MPa（見表7）。Z=-3.9 m處的σ1和τ1峰值也具有峰值應(yīng)力相差不大的特點(diǎn)。隨著筒體壁厚的增加，上述特征應(yīng)力作用時間明顯減小。因此，可以用Z=-3.9 m處σV-M、σ1和τ1的峰值平均值作為筒體下部強(qiáng)度判斷依據(jù)。根據(jù)仿真結(jié)果，σˉV-M=349.4 MPa，σˉ1=375.6 MPa和τˉ1=188.8 MPa。

圖3 不同壁厚Z=-3.9 m處σV-M、σ1和τ1時程曲線Fig.3 Time history curves ofσV-M，σ1andτ1at Z=-3.9 m of different wall thicknesses

4.2 水中爆炸作用下鋼筒水井應(yīng)變響應(yīng)分析

圖4和圖5分別是不同壁厚爆炸水井筒壁中心處，計(jì)算得到的等效應(yīng)變εeff時程變化曲線和等效塑性應(yīng)變時程變化曲線。由圖4可知，隨著b的增大，εeff峰值顯著下降，從b=25 mm的0.00291下降到b=40 mm的0.00159。而且，隨著筒壁上爆炸沖擊波作用載荷的衰減，由于筒壁材料的彈性恢復(fù)，值不斷下降。計(jì)算結(jié)果顯示，爆炸作用后的25 ms時刻，對應(yīng)于b=25 mm、30 mm和40 mm，在爆炸水井筒體中心處的分別為0.00175、0.00099和0.00019。圖5中所示結(jié)果表明，3 kg TNT炸藥爆炸條件下，3種壁厚的爆炸水井都產(chǎn)生了一定的塑性變形，即使b=40 mm時筒壁仍有0.00019的等效塑性應(yīng)變?？梢?，隨著筒壁厚度的增加，水中爆炸沖擊波作用下筒體塑性應(yīng)變快速降低，但要完全消除塑性變形，筒壁厚度還需繼續(xù)增加。

圖4 不同壁厚筒體中心εeff時程曲線Fig.4 Time history curves ofεeffat Z=0 m of different wall thicknesses

圖5 不同壁厚筒體中心時程曲線Fig.5 Time history curves ofat the center of different wall thicknesses

圖6和圖7分別是不同壁厚筒體上Z=-3.9 m處εeff和時程變化規(guī)律對比。由圖6和圖7可知，直到40 mm壁厚情況下，該部位無論是εeff還是的數(shù)值都很大，特別是表征殘余變形的等效塑性應(yīng)變值很大，都達(dá)到0.002以上。依據(jù)最大伸長線性應(yīng)變理論，這樣的應(yīng)變水平不滿足安全性設(shè)計(jì)要求。

圖6 不同壁厚-3.9 m處εeff時程曲線Fig.6 Time history curves ofεeffat Z=-3.9 m of different wall thicknesses

圖7 不同壁厚-3.9 m處時程曲線Fig.7 Time history curves ofat Z=-3.9 m of different wall thicknesses

圖8是計(jì)算得到的筒體從25 mm到50 mm的4個壁厚條件下沿筒壁深度方向Z=-5.25～-2.5 m范圍內(nèi)連續(xù)變化的分布曲線。以大于0.002為屈服判斷條件，圖8中用水平虛直線代表0.002塑性應(yīng)變狀態(tài)。由圖8可知，隨著筒體壁厚的增加，爆炸水井產(chǎn)生塑性變形失效的區(qū)域逐漸變小，峰值也逐漸降低。當(dāng)塑性變形失效區(qū)域確定后，設(shè)計(jì)時可以根據(jù)不同壁厚筒體變形失效范圍的大小，采用局部加強(qiáng)的措施來滿足安全性強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。因此，圖8所示分析結(jié)果對爆炸水池結(jié)構(gòu)尺寸設(shè)計(jì)有重要參考價值。根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，當(dāng)b=25 mm時，失效變形的區(qū)域?yàn)?4.8～-2.86 m，最大值出現(xiàn)在-4.1 m處，對應(yīng)值為0.00472，需要加強(qiáng)的高度為2 m；當(dāng)b=30 mm時，失效變形的區(qū)域?yàn)?4.75～-3.38 m，最大值出現(xiàn)在-4.15 m處，對應(yīng)峰值下降為0.004，需要加強(qiáng)的高度為1.37 m；當(dāng)壁厚為40 mm時，失效變形區(qū)域?yàn)?4.6～-3.64 m，最大值出現(xiàn)在-4.15 m處，對應(yīng)峰值下降為0.0028，需要加強(qiáng)的高度為0.96 m。

圖8 不同壁厚筒體時程曲線對比Fig.8 The comparison of time history curves ofof different wall thicknesses

圖8還表明，當(dāng)b=50 mm時，εpeff最大值為0.0016，發(fā)生在Z=-4.1 m處，但該值小于0.002的拉伸斷裂失效判斷條件。據(jù)此可以認(rèn)為，3 kg TNT炸藥爆炸條件下，50 mm壁厚的鋼筒爆炸水井不會發(fā)生拉伸斷裂，但仍不滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。

5 內(nèi)襯鋼筒的混凝土圍堰水井爆炸動力學(xué)響應(yīng)數(shù)值模擬研究

上述研究表明，直到b=50 mm時筒體仍有最大可達(dá)0.0016的等效塑性應(yīng)變，嚴(yán)格意義上講仍不滿足彈性屈服安全性設(shè)計(jì)要求。另一方面，如此厚度的大直徑和大深度鋼筒加工與運(yùn)輸及安裝難度都很大，建造成本也非常高。為此，工程上通常采用薄鋼板圓筒外增加一定厚度混凝土圍堰的辦法，設(shè)計(jì)成鋼筒內(nèi)襯加混凝土圍堰的爆炸水井。下文針對鋼筒壁厚20 mm、3 kg TNT裝藥爆炸時，設(shè)計(jì)滿足安全性要求的混凝土圍堰厚度。

分別對混凝土圍堰厚度B=400 mm、500 mm的兩種情況進(jìn)行仿真計(jì)算，得到鋼筒內(nèi)襯深度方向不同位置處εeff和峰值的計(jì)算結(jié)果，如表8所示。由表8可知，當(dāng)B=400 mm時，在鋼筒內(nèi)壁中心以下2.6 m處仍產(chǎn)生塑性變形，峰值僅為0.00012。這是因?yàn)樵撎幍摩襡ff=347.13 MPa，仍大于彈性屈服極限值。當(dāng)B=500 mm時，表8所示表明鋼筒內(nèi)襯深度方向峰值均為0，即鋼筒內(nèi)襯未出現(xiàn)塑性變形。

表8 不同厚度混凝土圍堰等效應(yīng)變與等效塑性應(yīng)變仿真結(jié)果Table 8 The simulation results of equivalent strain and equivalent plastic strain of different concrete cofferdam thicknesses

圖9是B=400 mm、500 mm時，Z=-2.6 m處鋼筒內(nèi)壁上σV-M、σ1和τ1時程曲線對比圖。由圖9可知，隨著混凝土圍堰厚度的增加，爆炸水井的鋼筒內(nèi)壁上σV-M、σ1和τ1峰值逐漸降低，σV-M值由347.13MPa下降到321.52 MPa，σ1值由332.42 MPa下降到292.38 MPa，τ1值由194.87 MPa下降到177.91 MPa。

圖9 不同圍堰厚度鋼筒內(nèi)壁Z=-2.6 m處σV-M、σ1和τ1時程曲線對比Fig.9 The comparison of time history curves ofσV-M，σ1andτ1at Z=-2.6 m of steel inner wall of different concrete cofferdam thicknesses

因此，無論是根據(jù)第三還是第四強(qiáng)度理論，當(dāng)鋼筒內(nèi)襯壁厚20 mm、混凝土圍堰厚度為500 mm時，內(nèi)襯鋼筒的混凝土爆炸水井結(jié)構(gòu)均滿足安全性設(shè)計(jì)要求。

6 氣泡帷幕對提高爆炸水井安全性響應(yīng)的數(shù)值模擬研究

在炸點(diǎn)和保護(hù)目標(biāo)之間設(shè)置氣泡帷幕來衰減沖擊波是水下爆破施工中常用的安全性防護(hù)措施。在爆炸水井中設(shè)置氣泡帷幕，不僅可以提高試驗(yàn)設(shè)施的抗爆安全性，在滿足安全性強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求的前提下，還可減小水井筒壁厚度，降低建設(shè)成本。下文將研究在水井底部設(shè)置半徑為4.9 m、厚度為0.05 m氣泡帷幕時，鋼筒壁厚仍為20 mm、3 kg TNT裝藥水井中心爆炸條件下，滿足強(qiáng)度要求的爆炸水井混凝土圍堰厚度的設(shè)計(jì)。

表9是爆炸水井內(nèi)是否設(shè)置氣泡帷幕情況下，距裝藥中心不同水平距離處沖擊波壓力峰值計(jì)算的結(jié)果對比。由表9可知，對于距裝藥中心水平距離均為5.25m處的測點(diǎn)，不設(shè)置氣泡帷幕時的pm=12.88MPa，而設(shè)置氣泡帷幕時的pm=7.65 MPa，沖擊波壓力峰值衰減了40.6%。文獻(xiàn)[4] 給出的試驗(yàn)結(jié)果表明，氣泡帷幕可使沖擊波峰壓衰減50%以上[7-9]。

表9 氣泡帷幕對水中沖擊波峰值壓力影響的仿真結(jié)果對比Table 9 The comparison of bubble curtain on the simulation results of underwater shock wave peak pressure

圖10和圖11為兩種情況下水平距離為5.25 m處的壓力時程曲線。對圖中p～t曲線積分得到測點(diǎn)處的沖量。比較沖量計(jì)算結(jié)果表明，測點(diǎn)處不設(shè)置氣泡帷幕時的沖量i=0.0337 MPa·s，而設(shè)置氣泡帷幕時的沖量i=0.0317 MPa·s，沖量值僅衰減了6%。因此設(shè)置氣泡帷幕對沖量的衰減作用有限。

圖10 不設(shè)置氣泡帷幕壓力時程曲線Fig.10 The time history curves of pressure without bubble curtain

圖11 設(shè)置氣泡帷幕壓力時程曲線Fig.11 The time history curves of pressure with bubble curtain

在設(shè)置氣泡帷幕的情況下，分別對混凝土圍堰厚度為300 mm、350 mm兩種情況進(jìn)行仿真計(jì)算，得到鋼筒內(nèi)襯深度方向不同位置εeff和峰值計(jì)算結(jié)果（見表10）。由表10可知，當(dāng)B=300 mm時，在Z=-2.6 m處鋼筒內(nèi)壁仍產(chǎn)生塑性變形，峰值僅為0.00016；當(dāng)B=350 mm時，鋼筒內(nèi)襯深度方向峰值均為0，即鋼筒內(nèi)襯未出現(xiàn)塑性變形。

表10 不同厚度混凝土圍堰等效應(yīng)變與等效塑性應(yīng)變仿真結(jié)果Table 10 The simulation results of equivalent strain and equivalent plastic strain of different concrete cofferdam thicknesses under the condition of bubble curtain

圖12是B=300 mm、350 mm、400 mm時，設(shè)置氣泡帷幕情況下，Z=-2.6 m處鋼筒內(nèi)壁上σV-M、σ1和τ1時程曲線對比圖。由圖12可知，隨著混凝土圍堰厚度的增加，爆炸水井的鋼筒內(nèi)壁上σV-M、σ1和τ1峰值逐漸降低，σV-M值由B=300 mm時的346.70 MPa下降到B=350 mm時的331.13 MPa，再降到B=400mm時的300.95MPa，σ1值由346.59MPa下降到 320.23 MPa，再降到 300.95 MPa，τ1值由191.54 MPa下降到181.41 MPa再降到167.80 MPa。這表明：當(dāng)混凝土圍堰厚度增加到350 mm時，爆炸水井鋼筒內(nèi)壁滿足彈性屈服強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求。因此，無論是根據(jù)第三還是第四強(qiáng)度理論，當(dāng)鋼筒內(nèi)襯壁厚為20 mm、設(shè)置氣泡帷幕、混凝土圍堰厚度為350 mm時，內(nèi)襯鋼筒的混凝土爆炸水井結(jié)構(gòu)即可滿足安全性設(shè)計(jì)要求[10]。

圖12 氣泡帷幕情況下不同圍堰厚度鋼筒內(nèi)壁Z=-2.6 m處σV-M、σ1和τ1時程曲線對比圖Fig.12 The comparison of time history curves ofσV-M，σ1andτ1at Z=-2.6 m of steel inner wall of different concrete cofferdam thicknesses under the condition of bubble curtain

7 結(jié)語

通過對單一鋼筒爆炸水井、內(nèi)襯鋼筒混凝土圍堰爆炸水井以及內(nèi)置氣泡帷幕爆炸水井爆炸作用過程的數(shù)值模擬研究，得出如下結(jié)論。

1）炸藥在鋼筒水井中爆炸時，隨著筒壁厚度的增加，筒體上應(yīng)力應(yīng)變峰值逐漸下降，處于高應(yīng)力狀態(tài)的時間逐漸減小，從而增強(qiáng)了鋼罐水井的抗變形能力。當(dāng)壁厚增加到50 mm時，鋼筒水井上等效塑性應(yīng)變最大值為0.0016，不滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求，由此可知單從增加筒壁厚度出發(fā)是不可取的。

2）由于筒壁內(nèi)應(yīng)力波傳播、疊加與反射作用以及沖擊波的相互作用，鋼筒上惡劣的應(yīng)力應(yīng)變區(qū)域總是出現(xiàn)在裝藥中心以下的筒底附近。隨著壁厚的增加，筒體上高應(yīng)力狀態(tài)和大變形區(qū)域的帶寬逐漸減小，這對鋼筒爆炸水井薄弱部位探查和局部加強(qiáng)設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

3）采用20 mm薄鋼板圓筒外增加混凝土圍堰而設(shè)計(jì)的內(nèi)襯鋼筒混凝土爆炸水井時，C40混凝土層厚度大于500 mm就可滿足彈性屈服安全性設(shè)計(jì)要求。

4）在內(nèi)襯鋼筒混凝土爆炸水井內(nèi)設(shè)置氣泡帷幕時，氣體帷幕對水中爆炸沖擊波壓力峰值的衰減能力不低于40%、沖量的衰減能力約為6%，能有效改善爆炸水井的抗爆性能。在滿足強(qiáng)度設(shè)計(jì)要求的前提下，爆炸水井的混凝土圍堰厚度可減小到350 mm，進(jìn)一步節(jié)約了建造成本。

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