堤防漫頂潰決物理模型試驗研究進展

王忠祥，張大偉

(1.中國水利水電科學研究院，北京 100038；2.河海大學 水文水資源學院，江蘇 南京 210098)

1 研究背景

我國已建成堤防總長度超過了41萬公里，其中5級及以上江河堤防33.1萬公里，堤防保護人口6.5億人，保護耕地4.2萬千公頃[1]。堤防工程具有長度長、沿岸水流復雜、沿程地質條件多樣等特征[2]。當洪水量級超出堤防建設標準或堤身質量存在缺陷時，都可能造成潰堤險情。而且堤防潰決位置往往難以準確預測，一旦發生將對社會經濟造成巨大損失，給人民生命財產安全帶來極大威脅。例如，1998年九江河段河堤、1998年四川岷江堤防、2016年湖南省華榮河新華垸以及2020年江西省上饒市鄱陽縣中洲圩等潰決失事均造成了嚴重的后果。

堤防破壞形式包括管涌破壞[3-4]、接觸沖刷破壞[5]、漫頂潰決等，其中漫頂潰決是較為常見的一種[6-8]。針對堤防漫頂潰決的研究方法主要包括理論分析、數值模擬[9-10]、原型觀測以及物理模型試驗。由于理論分析研究相對困難，堤防漫頂潰決的原型觀測資料也極為有限，同時堤防潰決過程中邊界條件和水沙相互作用難以被準確描述，使得采用數值模擬方法進行精確研究也變得十分困難[11]。相較于上述三種方法，物理模型試驗不僅可以彌補原型觀測的不足，而且可以為數值模擬提供重要的試驗數據支撐。開展物理模型試驗，可以更清晰地觀測堤防潰決過程以及潰口附近復雜的水流流態變化[12]，這對于深入認識堤防漫頂潰決機理具有重要的意義。近年來，堤防漫頂潰決物理模型試驗逐步得到重視。

本文對近年來國內外有關堤防漫頂潰決物理模型試驗的研究進行回顧，梳理了堤防漫頂潰決試驗裝置及測量設備，分別就物理模型試驗所取得的堤防潰口處水力特征、潰口形態演變過程以及潰口出流過程等研究成果進行了系統性總結，并指出了繼續開展堤防漫頂潰決機理試驗的必要性及今后主要的研究方向。

2 堤防漫頂潰決試驗簡介

2.1 試驗裝置與試驗方法現有的堤防漫頂潰決物理模型試驗只有極少數是在實際河道中進行[13]，其余大多數試驗均在室內水槽中開展。試驗水槽通常由蓄水庫區、進水口、主河道、潰口段、淹沒區、下游出口等部分組成，如圖1所示。其中蓄水庫區一般位于地下，由水泵將水流經進水口抽入主河道，在下游出口處又流入蓄水庫區，從而實現循環。

圖1 試驗水槽示意圖Fig.1 Schematic diagram of experimental flume

根據堤防漫頂潰決破壞類型，可以將試驗分為兩類：瞬間潰決和漫頂逐漸潰決，前者的破壞過程較短，而后者破壞持續時間相對較長。在實際試驗中為了模擬堤防瞬間潰決，研究人員通常采用一定的簡化方法，即在潰口位置設置可瞬間打開的閘門來實現，其中潰決時間是影響試驗結果的關鍵因素。根據相關研究的結論[14]，當閘門開啟時間符合如下條件時才能被認為是瞬間潰決：

(1)

式中：to為閘門開啟時間；g為重力加速度；ho為潰口位置處主河道內水深。

在堤防瞬間潰決試驗研究中，通常設置不同的入流流量、水深、流速、下游出口邊界、潰口寬度、淹沒區面積以及淹沒區出流邊界條件等變量。

漫頂逐漸潰決試驗是在潰口段人工堆造土堤，并在土堤頂部開挖導流槽，引導河道內水流經導流槽流出，從而逐漸引發堤防的漫頂潰決。在漫頂逐漸潰決試驗研究中，設置變量除了入流流量、水深、流速、下游出口邊界和潰口寬度等參數之外，還包括堤身形狀(堤高、坡度)、堤體材料(黏性土、非黏性土、粒徑級配、凍土、冰凌)、堤身含水率、孔隙率、壓實度以及堤身趾部是否設有排水裝置等。

表1總結了近年來國內外堤防漫頂潰決試驗研究中使用的水槽模型的大小、堤防模型的幾何尺寸以及模型的縮尺比。其中直線型河道模型最大尺寸為長30 m、寬12 m，彎曲河道模型最大尺寸為長40 m、寬1.2 m，其余大多數水槽模型尺寸相對較小，河道長度集中于10 m左右，河道寬度集中于1 m左右。堤防模型的堤高最大值僅為0.3 m，堤頂寬度集中于0.2 m左右，而且大多數堤防潰決試驗模型沒有對特定的堤防進行縮放。只有少數模型是按照一定的縮尺比構建，孫蘆忠等[15]沒有對主河道進行全斷面模擬，而是用較大的縮尺比1∶15模擬了潰口局部；馬洪福等[16]采用1∶50的縮尺比建造了潰口正態物理模型；田治宗等[17]與張曉雷等[18-19]分別使用不同縮尺比的變態模型對黃河下游段堤防潰決進行了研究。由于大比尺模型試驗成本更高試驗條件也更為復雜，目前由大比尺模型取得的研究成果相對較少。

表1 試驗模型統計Table 1 Summary of experiment models

水工模型應滿足幾何相似、水流運動相似、動力相似和重力相似等條件，逐漸潰決試驗模型還需滿足土力學相似原則，但在試驗設計時往往難以同時滿足以上所有條件，且大多數試驗研究并沒有足夠注重模型相似問題。因此導致試驗結果可能會受到縮尺效應的影響，從而與實際堤防潰決存在一定的差異，而且至今未見有關潰堤模型縮尺效應研究的報導。今后仍需進一步開展大比尺潰堤模型試驗的研究，進而借助大比尺模型試驗的成果研究潰堤模型的縮尺效應。

離心模型試驗作為一項重要的研究手段，近年來也被廣泛應用于堤壩潰決研究中[42]。土工離心模型試驗將原型材料按一定比尺制成模型置于離心機中，基于慣性力與重力的等效性，利用離心機高速旋轉時產生的離心加速度補償試驗模型因縮尺原因而減小的自重，使模型獲得與原型相似的重力應力狀態。而且在離心力場內工程材料的性質不會因高加速度而改變，使得模型與原型之間具有相等的應力應變關系，從而在試驗中再現原型特性。相比于在靜力條件下進行的縮尺模型試驗，土工離心模型試驗得到的結果通常更接近于實際。沈晨等[43]采用離心模型試驗方法研究了高重力場下河堤的變形破壞模式；陳海峰等[44]通過離心模型試驗探討波浪荷載作用下桶式基礎防波堤結構的穩定性問題；陳勝立等[45-46]對有無土工織物加筋墊層條件下堤壩和軟土地基的變形與穩定進行了離心模型試驗對比研究；李青云等[47]采用土工離心模型試驗手段，成功地再現了堤防產生裂縫的過程。

2.2 測試技術隨著現代流體測量技術的發展，越來越多先進的儀器被應用于堤防潰決試驗的測量。堤防漫頂潰決試驗不僅要測量流量、水位、流速等水力參數，而且需要監測堤防表面和內部顆粒材料的沖刷過程，目前已有試驗中主要采用的測量設備如表2所示。

表2 試驗測量設備Table 2 Measuring equipment used in experiments

在河道流量測量方面，河道上游入流流量由布置在進水管道上的電磁流量計進行測量，河道下游出流流量多數通過布置在河道下游的量水堰(如薄壁三角堰[32]、巴歇爾槽[36]等)由水位流量關系的經驗公式求得。下游端的這種流量測量方式存在一定缺陷，一方面在長度較短的水槽中由于量水堰的存在會改變河道下游出流條件進而對潰口處水力特征產生影響；另一方面量水堰一般用于明渠恒定流的流量測量，在堤防潰決情景下，水槽的出流為非恒定流過程，量水堰無法保證測量精度。

在潰口出流測量方面，盡管目前測流手段有了較大的進步，但仍然無法直接精確測量潰口流量過程。在大多數試驗研究中，潰口流量由河道入流流量、河道出流流量和河道蓄水量基于水量平衡原理間接計算得到。其中借助量水堰測量河道出流流量會引起測量誤差，在由多個測量結果間接計算潰口流量時也會存在誤差積累。果鵬等[32]使用水量平衡方法僅準確測量了最終潰口流量，無法準確測得流量過程，可見潰口出流過程的精確測量尚有較大的提升空間。

在水位測量方面，主要為單點式測量方式，包括超聲波水位計、雷達水位計和壓力傳感器[29]等。但是對于尺寸較大的物理模型，需要使用大量的單點測量儀器才能覆蓋整個測量區域，此外儀器同步測量難以準確匹配，可能導致測量結果存在一定的誤差。

在流速測量方面，聲學多普勒測速儀(Acoustic Doppler Velocimetry，ADV)可以測得單點瞬態三維流速，在最近的試驗研究中使用較多；潰堤水流流場的測量一般利用流場實時測量系統(Velocity Distribution Measuring System，VDMS)和粒子圖像示蹤測量技術(Particle Tracking Velocimetry，PTV)，通過在水面拋灑示蹤粒子，利用高速相機進行拍攝記錄，進而獲取水流速度場以及渦旋結構等。目前的流速測量技術僅能測得流場內部單點流速或者表面二維速度場，今后應加強潰口附近水流表面三維流場及內部多點流速測量技術的研究和應用。

在潰口形態測量方面，測量技術最近取得了較大的進展，逐漸實現了從人工測量向自動測量、從接觸式測量向非接觸式測量、從單點向多點測量的發展。Elalfy等[7]由相機記錄布置在堤身上的鋼針下降高度實現潰口形態的測量，但由于測點間距較大且測量過程中鋼針容易發生變形，該方法的測量分辨率及精度相對較低；邊慧霞等[48]和康迎賓等[49]先后開發了借助ArcGIS軟件進行逆向建模分析的三維激光掃描技術和基于點云數據處理的激光雷達技術用于測量潰口形態，但是對于這兩種技術的后續應用的報道較少；最近Rifai等[50]開發了一種高分辨率激光輪廓測量技術(Laser Profilometry technique，LPT)可以實現無黏性土堤潰口三維形態演變的高分辨率連續測量；劉昉等[36]利用結構光傳感器的三維成像特性，對潰堤過程中潰口形態變化進行了精確觀測。

隨著堤防漫頂潰決物理模型試驗研究逐漸得到重視，與之相關的試驗測量技術也在不斷發展，但是仍然存在一些不足?，F有的測量設備無法直接、準確地測定堤防潰決時潰口出流過程，測量潰口附近內部流場和泥沙運動的技術也相對缺乏。試驗方法和測量技術是開展堤防潰決模型試驗研究的基礎，今后仍然需要在這些方面投入較多的科研力量。

3 堤防潰決水流特性研究

在堤防瞬間潰決物理模型試驗中，研究內容主要包括不同條件下潰堤洪水的傳播特性、河道水面形態與流速等水流特征以及潰口出流過程等。研究成果不僅可以幫助我們深入認識潰堤洪水特性，而且可以為數學模型提供驗證數據。堤防漫頂逐漸潰決物理模型試驗的研究內容還包括堤防潰口形態的演變過程，重點關注土堤的破壞形式，概化每個破壞階段的特征，分析影響潰口形態演變的因素。研究成果可以加深我們對堤防潰決過程及破壞機理的認識，同時可以為合理改進描述堤防漫頂逐漸潰決過程的數學模型提供支撐。

3.1 潰口水力特征潰堤和潰壩二者的潰口水流特性存在較多類似之處，但是潰壩發生時水庫中水體處于準靜止狀態，而潰堤發生時河道內水流則以一定的流速平行于堤防方向流動，因此二者之間又存在著明顯的區別，堤防潰口附近的水流運動規律更加復雜。相對于堤防漫頂潰決試驗，瞬間潰決試驗忽略了泥沙沖刷過程，潰堤洪水特性更加容易觀測，所以關于潰口水力特征的研究大多數集中于堤防瞬間潰決試驗中。Roger等[20]設計了瞬時潰堤試驗，分析了潰堤后期水流趨于穩定時分洪水流的特性，但該研究并未對潰堤洪水的傳播過程、潰堤后水位和流量的演變等問題進行測量和分析；Michelazzo等[28]的水槽試驗模擬了側堰水流，對側堰位置處的流場、三維水流結構進行了詳細測量；陸靈威[29]開展堤防瞬間潰決模型試驗，研究了潰堤洪水在主河道和淹沒區內的傳播過程，彌補了Roger等[20]人研究的不足。張曉雷等[18-19]通過開展堤防潰決概化模型試驗，研究了潰堤洪水在灘區的演進規律和潰堤后主槽內的水位變化過程；李曉晨等[35]分析了潰口區域水流流速分布規律及潰決中后期潰口水力參數的變化特征；Al-Hafidh等[41]借助堤防瞬間潰決模型試驗，分析了工程堤防決口對河道內洪水水位的影響，同時研究了不同潰口寬度和河道水深時的水流特性；劉書瑜等[33]的試驗模擬了彎曲河道的堤防潰決，研究了淹沒區水位及水流流速的變化過程。

基于現有研究成果可知，當堤防發生潰決后，潰口處水流以激波的形式在淹沒區內快速擴散，與此同時，主河道潰口位置附近的水位也會急劇下降，隨后逐漸穩定并緩慢上升，最終達到一個相對穩定的狀態。由于潰堤洪水不斷流入淹沒區，使得淹沒區水位持續上升[18]。圖2為堤防潰口處水力特征示意圖，在主河道中落水波的傳播并不對稱[29]，堤防潰決后潰口上游水體受到的影響要比下游更為明顯。如圖2(a)所示，在潰口上游水位下降的速度快幅度大，但是落水波的傳播速度相對較慢；相比于潰口上游，潰口下游水位的下降幅度較小，但是落水波的傳播速度卻更快。受河道內水流的影響，不僅潰口附近主河道水位分布呈現不對稱性，而且潰口處水流的流速分布也具有不對稱的特點。潰口上游位置處的流速和水深相對較小，而最大的流速和水深則會出現在潰口位置的偏下游處[7，20]。在堤防潰決發生前期，潰堤洪水以潰口中軸線為中心呈近似橢圓形或扇形向淹沒區演進，不過隨著潰堤水流的發展，高流速區會逐漸向下游方向移動，流場的不對稱性也逐漸明顯，如圖2(b)所示。洪水流經潰口時首先受到束縮隨后擴散，淹沒區內主流兩側會形成旋渦，并在潰口斷面兩側裹頭位置處發生局部沖刷[17]。潰口水流的流態也會隨著潰決過程的推進而發生變化，在潰決的前中期水流動能較大，潰口對水流的壓縮使得潰口水流流態由緩流變為急流；此時淹沒區水流流態仍以緩流為主，并形成水躍[18]；在潰決后期潰口水流流態又轉變為緩流，仍以沿著潰口中軸線的水流為主，但主流兩側渦流流速增大且渦旋形態穩定[16]。隨著物理模型試驗研究的開展，有關堤防潰決數值模型的研究也取得了一定的成果，借助提出或改進的數學模型又可以進一步分析潰口水流特性。丁志雄等[51]利用有限體積法求解考慮了水流慣性項和摩阻項的完全圣維南方程組，對江西撫河2010年唱凱堤潰堤洪水進行了模擬反演；徐衛紅等[52]采用阻水和導水通道數值模擬方法，構建了基于阻-導水通道的水動力學模型，分析了超標準洪水下潰堤洪水的淹沒過程。

圖2 潰口水力特征示意圖Fig.2 Schematic diagram of hydraulic characteristics of breach

3.2 潰口演變過程潰口形態演變過程是堤防漫頂逐漸潰決試驗中重點關注的內容，在目前的研究中土堤主要分為非黏性土堤和黏性土堤兩類。隨著近年來堤防漫頂潰決模型試驗研究的開展，對兩種土堤潰口演變過程的認識也在逐漸深入。堤防潰口演變過程通常分為三個階段，表3總結了非黏性堤防與黏性堤防潰決過程中各個階段的特征。在土堤潰決過程中，由于河道內水流的影響，潰口軸線下游側擴寬與加深的速度明顯高于上游側[27]，潰決最終階段形成的潰口深泓線與理論分流線近似平行并偏向潰口軸線的下游側[30]。但是非黏性土堤和黏性土堤二者的潰口演變過程存在一定差異，其中非黏性堤防潰決的形式為水流剪切沖刷[53]，主要表現為堤身表面散沙沿程侵蝕，而黏性土堤的潰決以溯源沖刷為主，主要表現為“陡坎”沖刷[24]。果鵬等[32]的研究發現黏性土堤與非黏性土堤相比，在潰決初期潰口更加窄深，潰決過程中潰口兩側土體往往會在形成懸臂結構后發生崩塌。潰口最終斷面形狀也會因土堤材料是否存在黏性而不同，當堤身材料為黏性土時潰口斷面為三角形、拋物線形或梯形，當堤身由非黏性材料構成時潰口形狀近似為矩形[16]。

表3 堤防潰口演變階段Table 3 Evolution stages of dike breach

國內外許多學者針對不同因素對潰口形態演變過程的影響規律進行了分析研究。目前的研究發現堤前水流特征和堤防材料性質是影響潰口演變的重要因素。潰口展寬速率會隨著潰口處水流流速的增大而增大[54]；潰決時河道初始水位越高、潰口兩側水位差越大，潰口展寬速度也越快[21]；河道洪水流量在堤防潰決初期對潰口發展的影響較小，但潰口最終寬度會隨著河道流量的增加而增大[25-26]；堤防材料中黏性顆粒含量越高，堤防被沖刷的速率越慢[53]，Rifai等[40]研究發現堤防材料中細沙的存在會引起明顯的凝聚力；魏紅艷等[23]發現由細沙修筑的堤防相對于由粗沙修筑的堤防，在潰決初期潰口附近主河道水位下降速率較慢；對于非黏性土堤，堤防材料顆粒越粗，漫頂潰決初期潰口發展越快，穩定后潰口的最終寬度卻越小[26]；此外土堤含水率和孔隙率也會影響潰口的演變速度和潰口的最終形態；果鵬等[32]的研究表明當黏性堤防土體含水率低于15%時，含水率大小也會影響潰口展寬速度；魏紅艷等[23]基于試驗數據擬合得到土體黏聚力與土體含水率、孔隙率的相關關系式，并提出了計算“陡坎”侵蝕后退速率的公式；Cestero等[55]也發現潰決過程在很大程度上取決于土壤性質，并建立了有關潰口形狀演變與土壤性質的無量綱方程；同時堤防土體抗剪強度指標是堤防工程安全評價中最重要的參數之一，何秉順等[56]對淮河堤防土體抗剪強度指標進行了分布假設檢驗。除了水流特征與堤防材料性質外，Rifai等[8，30]還研究了下游邊界條件對潰口幾何形狀的影響，并指出回水效應會導致潰口擴展速度減慢；Schmitz等[31]研究了堤防幾何形狀對潰決過程的影響；劉昉等[36-39]開展了一系列堤防漫頂潰決試驗，研究了凍土條件及凌汛情況下堤防潰口的破壞規律；田福昌等[57]針對寒區河道-堤防-泛區凌汛災害風險評估防控研究進展進行了總結。

3.3 潰口出流過程由于目前測量技術尚不能直接準確地測得潰口出流流量，潰口出流過程的研究成果多集中于定性規律方面。目前堤防漫頂潰決物理模型試驗研究中使用的潰口流量計算方法及其優缺點如表4所示。因此，提出能夠準確計算潰口流量的經驗公式以及檢驗現有潰口流量計算方法的適用性仍然是后續研究需要關注的重點。

表4 潰口流量計算方法的優缺點Table 4 Advantages and disadvantages of breach discharge calculation methods

基于水量平衡原理計算潰口流量的方法在堤防潰決物理模型試驗中使用最多，如孫蘆忠等[15]、馬洪福[16]、Rifai等[40]、Schmitze等[31]、陸靈威[29]在堤防瞬間潰決試驗中，使用基于水量平衡和體積估算兩種方法測量了潰口流量過程；梁艷潔等[21]和YU等[26]開展模型試驗時運用一維非恒定分流數學模型計算潰口流量，認為堤防潰口出流符合側堰溢流規律，并給出了側堰流系數的內外包絡線；WEI等[24]基于試驗數據建立二維淺水數學模型模擬了潰口流量過程；張曉雷等[18]在試驗中采用經驗公式對潰口流量進行了估算。在工程實踐中，一般采用堰流公式估算潰口出流過程，計算潰口流量的經驗公式可表示為[18，58]：

(2)

式中：m為流量系數；g為重力加速度；b為潰口寬度；h的指代尚未統一，在張曉雷等[18]的研究中h為潰口處河道內水深，在梁艷潔等[21]和YU等[26]的研究中h為堰上水頭，在楊光煦[59]的研究中h為堤前水深與堤后水深的平均值。由于堰流公式適用于穩定水流狀態，對于具有強烈非恒定性的潰堤水流，其適用性尚未經實測數據驗證，所以仍需進一步加強對堤防潰口流量經驗公式的精度驗證工作。同時對堤防潰口流量過程的深入認識有賴于測量設備的開發與測量技術的創新。

潰口流量隨時間的變化過程以及不同因素對潰口流量的影響規律是目前研究中的熱點問題。在瞬間潰決發生后，潰口流量首先由最大值逐漸減小，隨后維持短暫穩定，之后再次減小直至為零[18]；在堤防漫頂逐漸潰決時，潰口流量隨著潰口展寬而持續增大，但增大速率逐漸減小，最終達到穩定狀態[7]；已有的研究成果表明，潰口流量主要受潰口寬度、潰口幾何形狀、潰口水頭、堤身組成材料等因素的影響。潰口橫向寬度和潰口處水頭共同影響著潰口流量，魏紅艷等[23]發現潰決過程中潰口寬度持續增大并趨于穩定，同時潰口處水頭先增大后減小，導致潰口流量逐漸增大，在峰值維持短暫穩定后逐漸減小。梁艷潔等[21]與YU等[26]的研究發現，潰口流量的變化滯后于潰口處水頭的變化。馬洪福等[16]基于實測潰決數據的聚類分析表明，潰口寬度與潰口流量相關性最高，并建立了二者的數學關系。此外，孫蘆忠等[15]的試驗結果表明，潰口形狀也會影響潰口出流過程，給出了計算矩形、U形和V形潰口流量的經驗公式，并發現在潰口與主河道正交的情況下，潰口流量受主河道流速的影響不大。此外潰口流量過程還與土壤性質有關，Cestero等[55]的研究表明，隨著土壤強度的增加潰口峰值流量逐漸減小，且潰口流量達到峰值的時間有所增加。Rifai等[30]的試驗研究發現下游邊界條件會對潰口流量產生重要影響。Rifai等[40]分析了堤身材料對潰口流量的影響，在坡面侵蝕階段和潰口擴寬階段非均質砂修筑的土堤潰口流量增加的速度較快。Schmitz等[31]的試驗結果表明，單寬體積越大的堤防，在潰決初期潰口流量的增加速度較慢，觀察到潰口流量演變存在三種不同模式，并結合單寬體積和流動參數進行了解釋。

3.4 研究應用堤防漫頂潰決物理模型試驗的研究成果被應用于指導數學模型的開發并為其提供驗證數據，基于開發或改進的數學模型又可以進一步開展堤防潰決的相關研究。Al-Hafidh等[34]基于物理模型試驗結果，提出了一種基于質量和動量守恒的一維動態模型；Xia等[60]結合物理模型試驗開發了一種基于有限體積法的二維水動力模型，可用于研究淹沒區粗糙度系數對洪水淹沒過程的影響；Kakinuma等[13]基于堤防漫頂潰決試驗結果提出了一種二維數值模型；Elalfy等[7]基于測得的試驗數據，開發了一個二維有限差分數值模型，該模型在求解淺水方程和泥沙質量守恒方程基礎上，添加了新的源項來考慮土堤的滑塌破壞；Sun等[61]基于堤防瞬時潰決物理模型試驗建立了數學模型，并利用試驗數據對數學模型進行了驗證。

堤防漫頂潰決物理模型試驗可以獲得潰口搶險中堵口結構受力及穩定分析的水動力學條件，研究成果又可以科學指導堤防潰決險情的處置。堤防潰決后，盡早封堵潰口是減輕潰決洪水損失的必要措施。潰口處的水力特性直接決定了潰口封堵的難易度，研究潰口處水力特性可以為潰口封堵的物料組織和施工過程提供技術支持?，F有研究對掌握潰口關鍵參數提供了一定的理論基礎，基于不同的潰口規模和特點，多種堵口搶險技術被提出，如鋼木土石組合封口技術、沉箱及沉船技術、橡膠壩圍堰快速堵口技術、利用火箭錨提供拋投材料錨固力的堵口技術[16]、空投重物封堵潰口技術[62]等。趙集云[63]通過開展物理模型試驗對潰口周圍流場特性以及潰口封堵火箭錨索技術進行了研究；嚴建國等[64]在水力學模型試驗的基礎上，提出了箱型結構物封堵堤壩潰口技術。

4 結論與展望

本文通過對國內外堤防漫頂潰決物理模型試驗的研究成果進行梳理，總結了目前堤防漫頂潰決試驗裝置及測量設備，分別就潰口處水力特征、潰口形態演變過程及潰口出流過程三個方面進行了歸納和分析，主要結論如下：

(1)目前堤防漫頂潰決試驗研究中使用的物理模型尺寸較小，由大比尺物理模型取得的成果相對較少，潰堤模型縮尺效應的影響還未明晰；現有的測量設備無法直接、準確地測定堤防潰決時潰口出流過程，測量潰口附近內部流場和泥沙運動的技術也相對缺乏。

(2)在已有的堤防漫頂潰決物理模型試驗研究中，有關洪水演進過程以及不同因素對潰口形態演變過程的影響規律方面的研究成果相對較多，現有研究為數學模型的驗證提供了數據支撐，也為潰口封堵提供了一定的理論基礎，但是對河道內外水動力響應規律的認識并不成熟，對堤防潰口水沙運動機理的闡述也不夠清晰。

(3)潰口出流過程的研究成果多集中于定性規律方面，針對堤防潰口流量準確測量方法的專門研究相對較少；基于水量平衡原理的間接測量方法是目前堤防漫頂潰決物理模型試驗研究中測量堤防潰口流量的主要手段，而且尚未出現公認的高精度潰口流量計算公式，潰口出流過程的估算一般采用堰流經驗公式，但堰流經驗公式在潰堤水流中的適用性尚未經驗證。

近年來堤防漫頂潰決物理模型試驗研究取得了一定的成果，但仍然在一些方面存在明顯的不足，對于后續研究方向，提出以下幾點建議：

(1)檢驗現有的潰口流量計算方法的適用性以及提出能夠準確計算潰口流量的經驗公式仍然是后續研究需要關注的重點，但更深入的研究依賴于實驗和測量技術的進一步發展。

(2)堤防漫頂潰決數學模型的精度受到潰堤機理不清晰的限制，潰堤機理的完善有助于提升數學模型的精度，未來仍需要針對不同水流條件、不同堤防材料、不同堤防幾何形狀等進行大量研究，不斷充實試驗資料，為數學模型提供理論支撐。

(3)未來應加強對河道內外水動力響應規律以及堤防潰口水沙運動機理的研究，加深對堤防潰決水流特性及潰堤機理的認識，從而進一步加強相關研究成果在實際堤防潰口封堵中的應用。