水下非接觸爆炸荷載下某混凝土重力壩損傷預測研究

劉曉蓬， 陳健云， 周 晶， 徐 強

(1. 山東農業大學 水利土木工程學院，山東 泰安 271018；2. 大連理工大學 建設工程學部，遼寧 大連 116024；3. 泰山職業技術學院 建筑工程系，山東 泰安 271000)

水壩是重要的擋水建筑物，目前我國各種100 m以上的高壩數以百計，這些高壩所在的水庫庫容往往是幾十億甚至是上百億立方米以上，其安全與否直接影響到下游人民的生命財產，而且潰壩引起的巨大水流和超高涌浪往往會直接威脅到下游壩體的安全，極易引起連鎖的潰壩反應，因此一旦發生潰壩，后果不堪設想。可以說，100 m以上等級的高壩對一個國家和地區有著不可估量的政治、軍事、經濟和社會意義[1]。當今世界，各種導航衛星功能強大、定位精準，精密制導技術不斷成熟，作為承擔重要擋水作用的各種高壩所在位置已經幾乎是透明化、公開化。在這樣的背景下，無論是局部戰爭還是恐怖襲擊，各種高壩都是精準爆破打擊的重要目標。在我國的壩工建設中，混凝土重力壩占有較大的比重，因此有必要對混凝土重力壩開展爆炸荷載下的損傷預測研究，以準確評估可能發生的爆炸襲擊對壩體的損傷程度，為政府和軍事部門的正確決策提供有效參考。

近年來，國內外相關學者針對爆炸荷載下混凝土重力壩的損傷破壞情況進行了一系列試驗和數值模擬分析，并得出了一些值得借鑒的結論。Vanadit-Ellis等[2]嘗試采用離心機試驗模擬了混凝土壩體遭受水下爆炸時的動力響應情況和損傷破壞模式。Lu等[3]利用落錘機械沖擊壩體的試驗方式模擬了水下爆炸荷載下混凝土重力壩的動力性能，并給出了壩體損傷具體指標。王山山等[4]采用施加力錘的試驗方式研究了混凝土重力壩在沖擊荷載下的破壞形式，得到了壩體各部位在破壞前和破壞過程中的加速度和應變響應規律。李鴻波等[5]應用各向異性的三維脆性動力損傷方法研究了混凝土重力壩和基巖在爆炸荷載下的應變能釋放率、破壞失效分布場和應力場、位移場、損傷場的時程變化情況。徐俊祥等[6]在考慮爆炸沖擊波傳播及水與壩體間相互作用的基礎上探討了爆炸荷載下壩體的動力響應特點。潘超[7]通過在動力工況中疊加初始靜力的方式，研究了混凝土重力壩的動力響應變化規律。張甲文等[8]模擬分析了混凝土重力壩在爆炸荷載下的動力響應、損傷程度和安全性問題，給出了仿真計算中的邊界處理方案。李本平等[9]基于任意拉格朗日-歐拉算法模擬了射彈水平侵徹混凝土重力壩過程，探討了爆破荷載接續施加情況下的壩體損傷效應。Yu[10]基于任意拉格朗日-歐拉算法模擬分析了接觸爆炸荷載下混凝土重力壩的損傷分布規律。Linsbauer[11]探討了深水爆炸下含裂縫混凝土重力壩的破壞機理、動力響應和穩定性等問題。張啟靈等[12]在考慮庫水-壩體流固耦合和混凝土拉、壓損傷的基礎上，分析了混凝土重力壩在爆炸荷載下的塑性損傷過程。王冰玲等[13]基于自主開發的隨機網格生成算法建立將介質用四面體單元離散化的壩體模型，模擬分析了混凝土重力壩的潰壩過程。張社榮等[14-16]探討了混凝土重力壩在爆炸荷載下的破壞過程、損傷模式和毀傷機理。Lu等[17]根據沖擊震動對混凝土重力壩的彈性響應和動態斷裂的影響，提出了一種能夠有效避免高頻振蕩的解析算法，并采用載荷強度比例來描述混凝土重力壩在爆炸荷載下的相似關系。王超等[18]提出了基于統計模型的重力壩爆炸荷載動力響應隨機分析方法，研究了壩體損傷狀態隨比例爆炸距離的變化規律和動響應量最值概率分布特征。徐強等[19]研究水下不同位置接觸爆炸對上游有、無折坡段兩種混凝土重力壩型的動力響應和損傷狀態的影響。王思等[20]采用離心機模型試驗驗證了數值模擬的有效性并分析了混凝土重力壩破壞模式的產生機理，采用數值模擬系統分析了不同蓄水位下水下爆炸對壩體振動及變形的影響。蔣云怒等[21]基于爆炸荷載統計模型，構建了混凝土重力壩基巖塑性硬化本構模型，分析了不同比例距離的壩體響應。

已有的研究多是利用不同方法探討爆炸荷載下混凝土重力壩的動力響應、破壞過程、損傷模式和毀傷機理，對爆炸荷載下混凝土重力壩的損傷預測鮮有涉及。本文以某混凝土重力壩為例，運用LS-DYNA軟件并考慮爆炸荷載下混凝土的高應變率效應，采用Euler與Lagrange的流固耦合算法模擬水下非接觸爆炸荷載下混凝土重力壩的響應情況，探討起爆深度、起爆距離、壩前水位和炸藥當量與壩體損傷程度之間的關系，擬合壩體損傷等級預測曲線。研究成果能夠預測壩體遭受水下非接觸爆炸荷載時的損傷程度，為政府決定提供一定依據。

1 材料參數及狀態方程

研究水下非接觸爆炸荷載下混凝土重力壩的損傷情況，所涉及到的材料包含混凝土重力壩體、地基、水、空氣和炸藥，需明確每一種材料的性能參數和狀態方程。

1.1 RHT混凝土本構模型及參數

以往研究已經證實了RHT(Riedel-Hiermaier-Thoma)本構模型能夠有效反映出爆炸荷載下混凝土的動力響應和損傷模式[22-23]。RHT混凝土動力損傷模型通過引入失效面來描述混凝土的失效強度，引入彈性極限面來描述混凝土的初始屈服強度，引入殘余失效面來描述混凝土的殘余強度。混凝土的應變硬化、軟化和高應變率、大應變、高壓強效應及應力偏量第三不變量都作為RHT本構模型的重要影響因素被充分考慮并設有專門參數[24]。彈性極限面、失效面和殘余失效面如圖1所示。

圖1 RHT本構模型極限面Fig.1 Limit surfaces of the RHT constitutive model

1.1.1 失效面

在RHT本構模型中，采用失效面Yf來描述混凝土的失效強度，其表達式為

(1)

式中，Yc(p*)為壓縮子午線方程，并且

(2)

(3)

Lode角θ可以從式(4)中得到

(4)

1.1.2 彈性極限面

在RHT本構模型中，采用彈性極限面Ye來描述混凝土的應變硬化效應，其表達式為

Ye=Yf×ω×Fcap(p)

(5)

式中：ω為沿徑向的彈性強度與失效強度的比值；Fcap(p)被用于限制靜水壓力下的彈性力偏應力，其取值范圍為(0,1)。

1.1.3 殘余失效面

在RHT模型中，用殘余失效面Yr來描述完全破碎狀態下的混凝土強度，其表達式為

Yr=B×(p*)M

(6)

式中：B為殘余失效面常數；M為殘余失效面指數。

1.1.4 斷裂面

混凝土達到峰值加載之前，其加載面Yl可以通過失效面Yf和彈性極限面Ye取插值得到，具體表達式為

(7)

式中：εpp為混凝土進入軟化階段前的塑性應變；εcp為當前塑性應變，其關系如圖2所示。

圖2 混凝土應變硬化圖Fig.2 Strain hardening of concrete

當RHT本構模型描述的混凝土應力狀態達到其強度極限時，混凝土即進入損傷累積階段，并開始發生斷裂。斷裂面可以通過失效面Yf和殘余失效面Yr取插值得到，具體表達式為

Yp=D×Yr+(1-D)×Yf

(8)

式中，D為RHT本構模型的損傷因子。

1.1.5 混凝土材料參數

RHT本構模型的混凝土材料取值參數如表1所示。

表1 RHT本構模型的材料參數Tab.1 Material parameters for RHT constitutive model

在RHT本構模型中引入了相對獨立的斷裂強度面，其不受其他強度面干擾，而且RHT本構模型將偏應力第三不變量J3、應變強化、混凝土應變率相關性和靜水壓強都作為影響因素考慮在內，所以RHT本構模型能夠較好反映出混凝土的軟化過程，是模擬爆炸荷載下混凝土動力響應和損傷模式的理想材料本構。以往研究已經證實利用RHT本構模型進行混凝土重力壩抗爆性能數值模擬的精確性、實用性和可靠性。

1.2 地基本構模型及參數

壩體基巖采用隨動強化本構模型[25]進行模擬，其表達式為

(9)

式中：σy為基巖的屈服應力；η為基巖的應變速率；C為應變速率參數； 上標P為應變速率常數；σ0為基巖的初始屈服應力；β為基巖的硬化參數；E為基巖的彈性模量；Etan為基巖的切線模量；εeff,P為等效塑性應變。壩體基巖的具體計算參數取值如表2所示。

表2 壩體基巖的參數取值Tab.2 The calculated parameters of foundation rock mass

1.3 水的狀態方程及參數

爆炸沖擊波在水中的傳播狀態可以用Gruneisen方程來描述，其表達式為

(10)

式中：ρ0為水的初始密度，通常取值為1.025×103kg/m3；μ為水的壓縮程度，且存在關系式為μ=(ρ-ρ0)/ρ0，ρ為水在某個時刻的密度；C的取值為1.48×103m/s；S1，S2和S3為無量綱常數，S1取值為2.56，S2取值為1.986，S3取值為1.226 8；伽馬常數γ0為無量綱，取值為0.35；α為無量綱修正系數，對水介質可取0值；E為水的初始內能，取值為1.89×106J/m3。

1.4 空氣的狀態方程及參數

可以用線性多項式狀態方程來描述爆炸沖擊壓力波在傳播過程中引起的空氣壓強，其表達式為

P=C1τ+C2τ2+C3τ3+(C4+C5τ+C6τ2)E

(11)

式中：τ為空氣的壓縮程度，且τ=(λ-λ0)/λ0，λ為空氣在某時刻的密度，λ0為空氣的初始密度，取值為1.293 kg/m3；E為空氣的初始內能，取值為2.5×105J/m3；對于理想氣體，C4=C5=0.401，C1，C2，C3和C6的取值都為0。

1.5 炸藥的狀態方程及參數

常見的TNT炸藥密度為1 650 kg/m3，起爆速度為6 950 m/s，起爆中心壓強為21 GPa。可以采用JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態方程來描述炸藥起爆時的中心壓力P，其表達式為

(12)

式中：V為炸藥的相對體積，即爆炸后產物體積與炸藥初始體積的比值；A，B，R1，R2和ω為由試驗測得的炸藥材料特征常數，A取值為3.712×1011Pa，B取值為3.231×109Pa，R1取值為4.15，R2取值為0.95，ω取值為0.3；E為炸藥的初始內能，取值為7.0×109J/m3。

2 壩體數值模型

2.1 混凝土重力壩模型

本文的研究對象為某混凝土重力壩的某一典型壩段，壩高159 m，壩頂寬度16 m，壩底寬度122 m，壩段寬度15 m，壩前水深149 m，壩后水深40 m。壩體周邊取30 m空氣域和30 m水域，上游折坡以下部位的順河向延伸長度可忽略不計。建立該混凝土重力壩段的壩體-地基-水-空氣-炸藥的流固耦合模型，如圖3所示。壩段左右兩側采用法向約束和透射邊界，并在地基、空氣域、水域的外截斷邊界處采用透射邊界進行處理，使爆炸沖擊波能量在邊界處完全透射而不發生反彈，以此來模擬無限地基域、無限空氣域和無限水域及保證計算的準確性。對壩體和地基，采用尺寸約為200 mm的Lagrange網格進行劃分。對炸藥、空氣和水，采用Euler網格進行劃分，近壩處網格尺寸約為200 mm，向遠壩處漸變增大至約為400 mm，整個計算模型的單元數量合計約為618萬個。計算過程中，采用C35混凝土強度，且忽略壩體內少量鋼筋的影響。基于Euler網格與Lagrange網格的相互耦合，可以處理流體與固體間的動力相互作用，達到模擬流固耦合作用的效果。

圖3 壩體流固耦合模型(m)Fig.3 Fluid-solid coupling model of the dam(m)

2.2 損傷程度預測計算工況

起爆深度、起爆距離、庫前水位和炸藥當量都是影響爆炸荷載下混凝土重力壩破壞程度的重要因素，大致可歸納為可控和不可控兩種。有些影響因素可以提前采取措施進行人為控制，稱為可控影響因素。如：提前泄水以降低水位，設置水面柵欄以阻擋炸彈入水和阻擋炸彈接近壩體。有些因素無法提前控制稱為不可控影響因素，比如無法控制對壩體進行打擊的導彈炸藥當量[26]。

本文結合起爆深度、起爆距離和壩前水位等可控影響因素以及不可控影響因素中的炸藥當量，模擬受這些因素影響的壩體非接觸爆炸荷載下的損傷破壞情況，鑒定壩體的損傷等級，劃分破壞區間，擬合得到壩體損傷等級預測曲線，以此預測該混凝土重力壩水下非接觸爆炸荷載下可能出現的破壞狀態。已有研究表明：當炸藥量和起爆位置相同時，水中爆炸比空氣中爆炸對壩體的破壞程度更為嚴重，故本文不再對此進行專門研究，且在對壩體破壞程度進行比較認定時，默認此種情況是成立的。

為準確獲取該混凝土重力壩段在水下非接觸爆炸荷載下的損傷等級預測曲線，需先探討起爆深度、起爆距離、壩前水位和炸藥當量與水下非接觸爆炸荷載下壩體損傷等級之間的關系。對于起爆深度與壩體損傷等級的關系研究，設定起爆深度分別為水下10 m，20 m，30 m，40 m，50 m，60 m，70 m和80 m，TNT炸藥當量為分別為0.5 t，1.0 t，1.5 t，2.0 t，2.5 t，3.0 t，3.5 t和4.0 t，起爆距離統一設定為距壩上游面10 m，共64種工況，具體如圖4(a)所示。對于起爆距離與壩體損傷等級的關系研究，設定起爆距離分別為距壩上游面1 m，5 m，10 m，15 m和20 m，TNT炸藥當量為分別為0.5 t，1.0 t，1.5 t，2.0 t，2.5 t，3.0 t，3.5 t和4.0 t，起爆深度統一設定為水下10 m，共40種工況，具體如圖4(b)所示。對于壩前水位與壩體損傷等級的關系研究，設定壩前水位下降分別為0(正常水位)，10 m，20 m，30 m，40 m，50 m，60 m，70 m和80 m，TNT炸藥當量為分別為0.5 t，1.0 t，1.5 t，2.0 t，2.5 t，3.0 t，3.5 t和4.0 t，起爆深度和起爆距離都統一設定為10 m，共72種工況，具體如圖4(c)所示。各種工況在計算過程中，根據壩前水位的變化，都進行了相應的靜水壓力施加。

圖4 起爆點位置圖Fig.4 Detonation point location

3 損傷判定與損傷預測

3.1 損傷等級判別指標

參照相關研究人員對結構損傷程度的劃分方法并結合混凝土重力壩本身結構特點，可以將水下非接觸爆炸荷載引起的混凝土重力壩的損傷破壞程度大致劃分為3個等級，即嚴重等級、中等等級和輕微等級[27]。對于本文中159 m高的混凝土重力壩，3個等級的損傷可以分別描述為以下。

①嚴重等級：壩體損傷橫向延展深度達到對應高程處壩體厚度的2/3及以上，或壩頂處的豎向損傷深度達10 m，或上游面的損傷面積比大于等于30%。此時，可以認為壩體失去擋水功能將出現潰壩。

②中等等級：壩體損傷橫向延展深度小于對應高程處壩體厚度的2/3，或壩頂處的豎向損傷深度超過5 m但不超過10 m，或上游面的損傷面積比大于10%且小于30%。此時，壩體仍具有一定的擋水能力，修復之后仍然能正常發揮其擋水功能。

③輕微等級：壩體損傷橫向延展深度小于等于對應高程處壩體厚度的1/3，或壩頂處的豎向損傷深度不超過5 m，或上游面的損傷面積比小于等于10%。此時，可以認為壩體仍然能正常發揮擋水功能。

3.2 起爆深度的影響

以2 t的TNT炸藥在起爆深度分別為水下10 m，20 m，30 m，40 m，50 m，60 m，70 m和80 m情況下起爆為例，起爆距離設定為10 m，得到混凝土重力壩受起爆深度影響的爆炸損傷最終結果如圖5所示，H為起爆深度。

從圖5可知，上游面損傷位置隨起爆深度增加而向壩體底部相應移動。對混凝土重力壩而言，起爆深度越大，起爆中心高程處的壩體越寬，相對就越不易形成貫穿性損傷。壩體上游面因遭受爆炸荷載而形成大面積爆壓破壞，壩體下游面多是因爆炸沖擊波反射而形成的拉破壞。為研究起爆深度對壩體損傷橫向延展深度、壩頂損傷深度和壩體上、下游面損傷面積比的影響，將不同起爆深度情況下的壩體損傷結果匯總如表3所示。

圖5 不同起爆深度的損傷結果Fig.5 Damage results of different detonation depths

表3 不同起爆深度對應的壩體損傷結果Tab.3 Damage results of different detonation depths

根據損傷等級判別指標，起爆深度為10 m，20 m和30 m 3種情況為嚴重等級損傷，起爆深度為40 m，50 m和60 m 3種情況為中等等級損傷，起爆深度為70 m和80 m兩種情況為輕微等級損傷。

3.3 起爆距離的影響

以2 t的TNT炸藥在起爆距離分別為水下1 m，10 m和20 m情況下起爆為例，起爆深度設定為10 m，得到混凝土重力壩受起爆距離影響的爆炸損傷最終結果如圖6所示，D為起爆距離。

圖6 不同起爆距離的損傷結果Fig.6 Damage results of different standoff distances

從圖6中可以看出，近距離水下爆炸荷載對壩體的損傷破壞更加嚴重。將不同起爆距離情況下的壩體損傷結果匯總如表4所示。

表4 不同起爆距離對應的壩體損傷結果Tab.4 Damage results of different standoff distances

根據損傷等級判別指標，起爆距離為1 m和10 m兩種情況為嚴重等級損傷，起爆距離為20 m的情況為輕微等級損傷。

3.4 壩前水位的影響

以2 t的TNT炸藥在壩前為正常水位和水位下降分別為10 m，20 m，30 m，40 m，50 m的情況下起爆為例，起爆深度和起爆距離都設定為10 m，得到混凝土重力壩受壩前水位影響的爆炸損傷最終結果如圖7所示。

圖7 不同壩前水位的損傷結果Fig.7 Damage results of water level of upstream

從圖7可知，當壩前水位不斷下降時，起爆中心高程處的壩體越來越厚，壩體損傷位置愈發分散，主要損傷位置不斷下移且損傷程度不斷減小。將不同壩前水位情況下的壩體損傷結果進行匯總，如表5所示。

表5 不同壩前水位的損傷結果Tab.5 Damage results of water level of upstream

根據損傷等級判別指標，對正常水位情況為嚴重等級損傷，壩前水位下降10 m和20 m的情況為中等等級損傷，壩前水位下降30 m，40 m和50 m的情況為輕微等級損傷。

3.5 壩體損傷等級預測曲線

3.5.1 起爆深度壩體損傷等級預測曲線

為得到壩體損傷等級與起爆深度之間的關系，分別模擬并統計該壩段在不同起爆深度和不同炸藥當量組合工況時損傷情況，起爆距離設定為10 m。模擬統計結果如圖8所示，根據損傷等級趨勢擬合壩體損傷等級預測曲線。

圖8 壩體損傷等級與起爆深度關系預測曲線Fig.8 Prediction curve of relationship between dam damage degree and detonation depth

中等等級圖與輕微等級損傷間的趨勢線如圖8中預測曲線1所示，其擬合公式為

H=30.908×lnW+41.461, 1 m≤H≤80 m

(13)

式中：H為起爆深度；W為TNT炸藥當量。

嚴重等級與中等等級損傷間的趨勢線如圖8中預測曲線2所示，其擬合公式為

H=32.164×lnW+10.272, 1 m≤H≤80 m

(14)

由此可準確判別在不同起爆深度和不同炸藥當量組合時的壩體損傷等級。通過預測曲線所分割的損傷等級區域可知，當炸藥當量不變時，越是靠近壩底的水下非接觸爆炸荷載，對壩體的整體損傷反而越小。炸彈在水下近空區域爆炸對壩體損傷最為嚴重。因此，在戰爭期間，可以采取一定措施防止敵方炸彈進入水中發生爆炸，以有效保護壩體。

3.5.2 起爆距離壩體損傷等級預測曲線

為得到壩體損傷等級與起爆距離之間的關系，分別模擬并統計該壩段在不同起爆距離和不同炸藥當量組合工況時損傷情況，起爆深度設定為10 m。模擬統計結果如圖9所示，根據損傷等級趨勢擬合壩體損傷等級預測曲線。

圖9 壩體損傷等級與起爆距離關系預測曲線Fig.9 Prediction curve of relationship between dam damage degree and standoff distance

中等等級圖與輕微等級損傷間的趨勢線如圖9中預測曲線1所示，其擬合公式為

D=4.491×lnW+13.952, 1 m≤D≤20 m

(15)

式中：D為起爆距離；W為TNT炸藥當量。

嚴重等級與中等等級損傷間的趨勢線如圖9中預測曲線2所示，其擬合公式為

D=6.781×lnW+5.408, 1 m≤D≤20 m

(16)

由此可準確判別在不同起爆距離和不同炸藥當量組合時的壩體損傷等級。近距離水下爆炸荷載對壩體的損傷破壞更加嚴重。根據預測曲線，在戰爭期間可采取多種措施阻止炸彈靠近壩體，以使壩體得到有效保護。

3.5.3 壩前水位壩體損傷等級預測曲線

為得到壩體損傷等級與壩前水位之間的關系，分別模擬并統計該壩段在不同壩前水位和不同炸藥當量組合工況時損傷情況，起爆距離和起爆深度都設定為10 m。模擬統計結果如圖10所示，根據損傷等級趨勢擬合壩體損傷等級預測曲線。

圖10 壩體損傷等級與壩前水位關系預測曲線Fig.10 Prediction curve of relationship between dam damage degree and water level

中等等級圖與輕微等級損傷間的趨勢線如圖10中預測曲線1所示，其擬合公式為

L=-2.224W2+21.679W-10.01,
1 m≤L≤80 m

(17)

式中：L為壩前水位降低量；W為TNT炸藥當量。

嚴重等級與中等等級損傷間的趨勢線如圖10中預測曲線2所示，其擬合公式為

L=-4.545 5W2+42.455W-67,
1 m≤L≤80 m

(18)

由此可準確判別在不同壩前水位和不同炸藥當量組合時的壩體損傷等級。根據壩前水位壩體損傷等級預測曲線，在炸藥當量不變時，壩前水位越低，爆炸荷載對壩體產生的損傷破壞相對越小。因此，在戰爭期間或預判戰爭將要發生時，可采取多種手段全力放空庫水，避免壩體在高水位爆炸荷載下產生嚴重破壞甚至潰壩，以此使壩體得到充分保護。

通過分析壩體損傷程度與起爆深度、起爆距離、壩前水位和炸藥當量之間關系曲線，可采取綜合措施對起爆深度、起爆距離和壩前水位等可控影響因素進行人為主動控制，以使壩體在遭受炸彈襲擊時的損傷程度降到最低。

4 結 論

本文通過建立某混凝土重力壩的壩體-地基-庫水-空氣-炸藥全耦合模型，探討了壩體損傷程度與起爆深度、起爆距離、壩前水位和炸藥當量等影響因素之間的關系，根據擬定的損傷判別指標，擬合得到了壩體損傷等級預測曲線。通過本文研究，可以得到以下結論：

(1) 起爆深度能夠影響混凝土重力壩的抗爆性能。上游面損傷位置隨起爆深度增加而向壩體底部相應移動。對混凝土重力壩而言，起爆深度越大，起爆中心高程處所對應位置的壩體越寬，相對就越不易形成貫穿性損傷。根據起爆深度壩體損傷等級預測曲線可知，相對于深水爆炸，炸彈在水下近空區域爆炸對壩體造成的損傷破壞更加嚴重，在戰爭期間可以采取一定措施防止敵方炸彈進入水中發生爆炸以達到保護壩體的戰略目的。

(2) 起爆距離能夠影響混凝土重力壩的抗爆性能。相對于遠距離時的水下非接觸爆炸荷載，近距離對壩體的損傷破壞更加嚴重。根據起爆距離壩體損傷等級預測曲線可知，戰爭期間可采取多種措施阻止炸彈靠近壩體，以有效保護壩體。

(3) 壩前水位對混凝土重力壩的抗爆性能影響較大。相對于高水位時的水下非接觸爆炸荷載，低水位能夠大幅減小爆炸沖擊對壩體的損傷，提高壩體的抗爆性能。根據壩前水位壩體損傷等級預測曲線可知，在戰爭期間或預判戰爭將要發生時，應該迅速采取多種手段全力放空庫水，避免壩體遭受高水位的水下爆炸荷載而產生嚴重破壞甚至潰壩，以此使壩體得到充分保護。