凌汛期堤防漫頂潰口破壞規(guī)律斷面模型試驗Ⅰ：黏性土堤

劉 昉， 周世佳， 戚園春， 吳敏睿， 張 劍， 徐國賓

(1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室， 天津 300354； 2.天津大學前沿技術研究院有限公司， 天津 301700)

1 研究背景

凌汛是地處較高緯度地區(qū)的河流特有的現(xiàn)象，是冰凌對水流產(chǎn)生阻力而引起的河道水位明顯上漲的水文現(xiàn)象[1]。冰凌洪水在向下游演進的過程中，容易在急彎、淺灘或窄口處卡冰結壩，導致水位急劇上升，威脅堤防安全[2]。干、支流出現(xiàn)的各種冰凌現(xiàn)象往往會衍生為冰塞、冰壩等，進而形成冰凌災害。災害的發(fā)生除對灘地、村莊、引水工程、水電樞紐等設施有直接影響外，還會破壞橋梁、堤防等基礎設施[3-5]。2008年3月20日杭錦旗獨貴特拉奎素段大堤發(fā)生潰堤險情，塌方長度超過450 m，隨后大堤決口，潰堤寬度大約50 m，水淹面積達106 km2，受洪水威脅的村屯涉及群眾13 000多人，造成直接經(jīng)濟損失6.9×108元。

目前國內(nèi)外研究堤壩潰決過程的物理模型試驗取得了一定成果，南京水利科學研究院[6]、長江科學院[7-8]、中國水利水電科學研究院[9]和美國農(nóng)業(yè)部[10-11]等均開展了均質土堤壩的潰決試驗研究。Powledge等[12-13]通過室內(nèi)模型試驗表明，陡坎的形成和發(fā)展是黏性土堤漫溢侵蝕最關鍵的機制，潰堤后期堤頂高程不斷降低、潰決流量增大，會反過來加劇潰口的沖深和擴寬。朱勇輝等[7]和羅優(yōu)等[14]的試驗研究也證明了這一點。石國鈺等[15]基于長江和漢江的堤防潰口拓寬實測資料，研究了堤防潰口的變化規(guī)律。Dhiman等[16]通過試驗發(fā)現(xiàn)黏性土堤壩潰決過程取決于堤前蓄水量、堤體幾何特征、含水率和壓實度等因素。部分學者對加冰條件下的水流運動也進行了研究，F(xiàn)u等[17-18]通過真冰試驗，總結了冰的堆積特性及堆積后對上游水流的影響。Peters等[19]搭建水槽模型試驗，重點關注岸冰冰蓋下的水流運動特性，發(fā)現(xiàn)冰蓋下的水流流速要明顯小于明流區(qū)水流。

當前國內(nèi)外的潰堤物理模型試驗研究大多集中于洪水期，對于凌汛期的研究較少。然而，受冰凌作用的影響，凌汛期和洪水期的潰決條件、潰決過程差異較大，因此有必要單獨對其進行研究。在我國目前已知的潰堤潰壩事件中，85%以上的堤壩都是由黏性土材料建成[20]。故本文以筑堤土體的含水率、河道流量為影響因素，探究黏性土堤在凌汛期潰堤時的潰口破壞形式和潰口發(fā)展、水位變化過程規(guī)律，尋找凌汛期與洪水期規(guī)律的差異，為凌汛期防凌措施的制定提供科學的參考和建議。

2 試驗方案設計

2.1 試驗模型

目前凌汛期潰堤實測資料匱乏，并且在潰堤物理模型試驗中要滿足水力學相似和土力學相似十分困難，本次試驗目的為研究黏性土堤在凌汛期漫頂潰決時的潰口破壞形式和潰口發(fā)展過程規(guī)律，宜先在斷面試驗上開展機理性研究，再采用局部模型試驗或整體模型試驗的方法應用到實際工程中。因此綜合考慮試驗目的、模型場地、試驗設備等因素，本文選擇用概化模型進行斷面模型試驗。

試驗在一個室內(nèi)水槽模型中進行，模型分為上、下兩部分，上部分為有機玻璃水槽，用于進行潰堤試驗，下部分水槽由磚和混凝土砌筑而成，用于尾水的沉淀回收和循環(huán)利用。磚砌水槽的尺寸大于上部有機玻璃板水槽。有機玻璃板水槽總長30.0 m，寬2.4 m，深1.0 m，試驗堤放置在距入口14.0 m處，堤前為U形槽，潰堤前水流在U形槽內(nèi)流動，U形槽上、下游寬均為0.8 m，內(nèi)弧段直徑為0.8 m，入口處設有電磁流量計和閥門，用來調節(jié)入口流量；下游出口處設置巴歇爾槽，用來計算出口流量；槽前安裝插板門，用于調節(jié)堤前水位；堤前、堤后以及巴歇爾槽處裝有波高儀，用來記錄水位變化；堤頂裝有結構光傳感器，用于記錄潰口變化數(shù)據(jù)，同時兼有錄像功能；堤側和堤后放有高清錄像設備，記錄潰口的發(fā)展過程，用來進行數(shù)據(jù)的核查對比。具體裝置與試驗模型如圖1、2所示。

注：1.水泵；2.電磁流量計；3.上游河道進水閥；4.穩(wěn)水柵；5.有機玻璃水槽；6.U型河道；7.攔截網(wǎng)；8.下游河道插板門；9.波高儀；10.巴歇爾槽；11.結構光傳感器；12.攝像設備；13.有機玻璃模型；14.下層水槽；15.堤后河道

圖2 試驗模型現(xiàn)場布置

2.2 試驗工況

試驗堤高為10.0 cm，堤頂寬度為10.0 cm，邊坡比為1∶1，堤防沿堤軸線方向長度為1.2 m，模型比尺為30。原型堤防為河流自然彎道處高為3.0 m的標準堤防，具有普適性。各組次筑堤所用土體顆粒級配均一致，考慮到含水率是堤身強度的重要物理指標，堤身強度大小會對潰口發(fā)展過程有明顯影響，因此選取堤身含水率為試驗變量之一，所用土的最優(yōu)含水率為14.6%，根據(jù)堤防工程設計規(guī)范，堤防填筑土料含水率與最優(yōu)含水率允許偏差為±3%，因此本試驗不同堤身含水率分別選擇在12%、15%、17%左右。河道流量是影響堤防潰決的主要因素，在潰堤過程中，河道流量的大小會影響堤前高水位維持時間，堤前后水位差帶來的過堤水流動能會對潰口發(fā)展過程有明顯的影響，因此選取河道流量為第二個試驗變量。考慮到室內(nèi)水槽和堤防模型的尺寸限制，以及試驗步驟中對潰堤開始前穩(wěn)定水位的要求(見2.3節(jié)步驟(2)、(3))，河道流量的取值范圍須在10～40 m3/h內(nèi)，因此本次試驗不同河道流量值分別設為14、22、30 m3/h。

為盡量模擬真實的冰凌環(huán)境，試驗用冰均為真冰，將水在-18 ℃溫度下冷凍制成，試驗時河道水溫保持在4～5 ℃。試驗用冰尺寸以黃河寧蒙河段頭道拐水文站所測封河期冰塊的尺寸厚度為依據(jù)，將0.6～0.9 m厚作為原型尺寸，試驗用冰尺寸按照幾何比尺30計算，同時考慮開河期溫度和水溫上升導致冰塊部分融化的情況，本次試驗所用冰塊厚為2.0 cm。在實際情況中，由于開河期冰塊融化和冰塊之間互相擠壓破壞的作用，冰塊的大小、形狀和尺寸是隨機的，考慮到初始潰口的大小，本次試驗所用冰塊的最長邊長控制在4.0～7.0 cm(原型1.2～2.1 m)之間，總冰重為60.0 kg左右。

試驗工況如表1所示。筑堤土體含水率約為12%、15%、17%，入口流量約為14、22、30 m3/h。

表1 試驗工況表

2.3 試驗步驟

(1)將試驗材料按照既定的堤防斷面尺寸堆筑成型，通過控制相同體積下的土重來使堤防的孔隙率保持一致，在堤身一側頂部設置矩形引導潰口，誘導潰口深為1.5 cm，寬度為5.0 cm。堤制作完成后放置18 h，用來消除土的固結作用帶來的影響。堤前進行防滲處理，防止?jié)⒌涕_始前堤前水流入滲破壞堤體。

(2)開啟水泵，通過調節(jié)上游進水閥門開度來控制入口流量。待入口流量值波動不超過0.2 m3/h后開始調節(jié)下游插板門，使河道水位緩慢上漲至距引導潰口底部1.0 cm處。

(3)分下列兩種情況控制堤前潰堤水位：①待水位穩(wěn)定后，通過對下游插板門進行微調，使水位緩慢上漲接近至誘導潰口處。潰堤過程開始時間為水流略高于潰口底部并剛流至誘導潰口上表面的時刻。②若為冰凌條件試驗，待水位穩(wěn)定后，在試驗堤左側面與攔截網(wǎng)圍成的區(qū)域內(nèi)緩慢加入既定尺寸和重量的冰塊，并使其在堤左側堆積；再次微調插板門，使水位緩慢上漲至與引導潰口齊平；當水位略高于引導潰口底部并流至堤防上表面時視為潰堤過程開始。

(4)試驗中采集河道水位、潰口尺寸變化等數(shù)據(jù)，并加以分析。

2.4 試驗方案驗證

在室內(nèi)物理模型試驗中，影響潰口發(fā)展過程的各個因素如河道水流、堤身含水率、壓實度等均可以得到很好的控制。為了驗證本試驗的可重復性和比尺的合理性，即比尺為λL=30的潰堤試驗是否可以較好地體現(xiàn)凌汛期潰堤潰口破壞的規(guī)律，本節(jié)進行了不同比尺的兩組試驗，并對兩組試驗中的陡坎移動速度、過堤水流流量和流速進行對比，試驗結果須符合重力相似準則，并且兩組試驗結果差別須在合理范圍內(nèi)。

兩組試驗的筑堤用土及堤身含水率、壓實度等指標均相同，驗證試驗工況見表2。

表2 不同比尺模型驗證試驗工況

根據(jù)李云等[21]基于黏性土均質堤壩潰決過程“陡坎”移動速度的相似，在保證原型和模型材料相似性的前提下推導出堤體“陡坎”沖蝕后退速度R的比尺關系為λR=λL1/2。兩組驗證試驗工況陡坎的移動距離隨時間變化曲線如圖3所示，陡坎移動參數(shù)比較見表3。

表3 兩組驗證試驗工況陡坎移動參數(shù)比較

由圖3和表3可以看出，陡坎移動時間-距離曲線與線性函數(shù)擬合程度較好，擬合函數(shù)的斜率代表陡坎移動的速度；兩工況對應于原型的陡坎移動速度差值在合理范圍之內(nèi)。

圖3 兩組驗證試驗工況陡坎移動距離隨時間變化曲線

按照重力相似準則，過堤流量比尺為λQ=λL5/2。根據(jù)模型的過堤流量分別計算相應原型的過堤流量，二者差別應當在合理范圍內(nèi)。圖4為兩組驗證試驗工況過堤流量隨時間變化曲線。

圖4 兩組驗證試驗工況過堤流量隨時間變化曲線

由圖4可以看出，兩組試驗流量在1 600 s后均趨于穩(wěn)定，水流在潰口發(fā)展穩(wěn)定后滿足質量守恒定律，入口流量與出口流量之差等于過堤流量，則過堤流量計算公式為：

Qd=Qi-Qo

(1)

式中：Qd為穩(wěn)定狀態(tài)過堤流量，m3/h；Qi為河道入口流量，m3/h；Qo為穩(wěn)定狀態(tài)巴歇爾槽處的河道出口流量，m3/h。

取兩組驗證試驗最后穩(wěn)定階段的過堤流量參數(shù)進行比較，結果見表4。

表4 兩組驗證試驗工況流量參數(shù)比較

由表4可以看出，兩組試驗中對應原型過堤流量的差值在合理范圍之內(nèi)。

按照重力相似準則，過堤水流流速比尺λV=λL1/2。兩組驗證試驗工況過堤水流流速隨時間變化曲線如圖5所示，取兩組試驗穩(wěn)定后的水流流速參數(shù)進行比較，結果見表5。

表5 兩組驗證試驗工況流速參數(shù)比較

由圖5和表5可以看出，兩組驗證試驗中對應原型過堤流速的差值在合理范圍之內(nèi)。

圖5 兩組驗證試驗工況過堤水流流速隨時間變化曲線

通過兩組試驗的堤頂蝕退速率、過堤流量和過堤水流流速對比，可以認為采用比尺λL=30進行潰堤試驗是可行的，試驗具有可重復性，試驗結果可以較好地體現(xiàn)凌汛期潰口破壞規(guī)律。

3 潰口的破壞形式

冰凌條件的潰口發(fā)展可分為兩個階段：垂向發(fā)展階段和橫向展寬階段。垂向發(fā)展階段的主要破壞方式為沿程侵蝕、陡坎沖刷和冰凌擠壓，橫向展寬階段的主要破壞方式為冰凌擠壓和坍塌破壞。冰凌擠壓現(xiàn)象是冰凌條件與洪水條件的破壞方式中最主要的不同點。

沿程侵蝕的主要表現(xiàn)形式為表面剝蝕和堤頂蝕退。表面剝蝕的主要原因為堤體表面局部抗沖性較弱或在水流浸泡作用下強度減弱的筑堤材料小團粒被水流剝離，表面剝蝕使得堤體表面呈坑坑洼洼狀。堤頂和堤坡的坡度不同，兩者之間的過渡點(堤肩)被水流沖刷成弧形，漫頂水流與堤體表面基本平行，此過程稱為堤頂蝕退。陡坎是指堤坡由原來的連續(xù)斜面轉變?yōu)橐粋€垂直面和一個水平面構成的階梯狀坡面，侵蝕和坍塌交替發(fā)展導致陡坎不斷向上游發(fā)展的過程即為陡坎侵蝕過程。筑堤材料抗拉強度低于破壞主動應力時會產(chǎn)生坍塌破壞。潰口在垂向發(fā)展階段時，堤前冰凌堆積影響過流，河道內(nèi)的水流對冰凌產(chǎn)生推力，造成冰凌擠壓現(xiàn)象，此時冰塊尺寸大于潰口寬度。待潰口發(fā)展至橫向展寬階段初期，冰凌尺寸稍大于潰口寬度，過堤流速增大，帶動冰凌通過潰口，潰口處土體被過堤冰凌擠壓刮蹭，帶走部分土體，促進潰口發(fā)展。圖6和7分別為垂向發(fā)展階段和橫向展寬階段的破壞現(xiàn)象。

圖6 垂向發(fā)展階段堤體的破壞方式

圖7 橫向展寬階段堤體的破壞方式

4 潰口的發(fā)展過程

黏性土堤的潰口發(fā)展過程主要包括垂向發(fā)展階段和橫向展寬階段，分別針對這兩個階段的試驗結果進行分析，可得到黏性土堤的漫頂潰口破壞規(guī)律。在垂向發(fā)展階段，堤頂蝕退距離隨時間的變化是衡量潰口發(fā)展快慢的主要指標，因此，將堤頂蝕退距離的變化規(guī)律作為這一階段的主要研究內(nèi)容。試驗中通過采集特征斷面的實時高程數(shù)據(jù)，分析堤頂蝕退距離的變化特性。以A-1工況為例，不同時刻的堤頂蝕退距離如圖8所示。

圖8 不同時刻堤頂蝕退距離計算示意圖

4.1 潰口垂向發(fā)展階段

4.1.1 冰凌條件下的試驗結果分析 在入口流量或堤體含水率發(fā)生變化時，潰口的垂向發(fā)展過程會有所差別，主要差別在于潰口堤頂蝕退的速率不同。圖9為冰凌條件下入口流量和堤體含水率變化對堤頂蝕退的影響。

由圖9(a)可以看出，在含水率為15%的情況下，入口流量越大，潰口堤頂蝕退所需的時間越短，垂向發(fā)展過程越快。如試驗組次B-2、B-3，當入口流量分別為22、30 m3/h時，潰口堤頂蝕退持續(xù)時間分別為198 s、97 s，而當入口流量減小到14 m3/h時，堤頂蝕退持續(xù)時間為388 s，與前兩組差異較大。這主要是因為入口流量越大，水流在流經(jīng)堤體時作用在堤體上的剪切力越大，導致潰口的堤頂蝕退持續(xù)時間明顯減小。

由圖9(b)可以看出，當含水率為12%和15%時，堤頂蝕退時長分別為105和195 s，蝕退速度分別為0.12和0.07 cm/s;而當含水率達到17%時，堤頂蝕退時長為1 170 s，堤頂蝕退速率減小至0.01 cm/s。這說明在冰凌條件下，堤身含水率的改變會對潰口垂向發(fā)展有明顯的影響，含水率越高，潰口垂向發(fā)展越緩慢。

圖9 冰凌條件下入口流量和堤體含水率變化對堤頂蝕退的影響

4.1.2 冰凌條件與洪水條件試驗結果對比 兩種條件下潰口垂向發(fā)展過程的主要區(qū)別在于堤頂蝕退的快慢，表6列出了洪水和冰凌條件下各工況的堤頂蝕退時長。圖10和11分別為不同流量和含水率時兩種條件下堤頂蝕退距離隨時間的變化曲線。

表6 洪水與冰凌條件下各工況堤頂蝕退時長對比

圖10 洪水和冰凌條件下不同流量時堤頂蝕退距離隨時間變化曲線(含水率15%)

圖11 洪水和冰凌條件下不同含水率時堤頂蝕退距離隨時間變化曲線(流量22m3/h)

結合表6及圖10、11可以看出，冰凌條件下潰口堤頂蝕退時長較洪水條件下有不同程度的增大，流量越小，增幅越大，增幅最大的是流量14 m3/h左右的組次，增加了213 s，增大率為122%。當入口流量相同時，堤頂蝕退時長隨著含水率的增大而增大，增幅最大的組次為含水率17%左右的組次，增加了667 s，增加率為133%。3種含水率的增大率依次為30%、65%和133%。這說明在潰口發(fā)展初期，即垂向發(fā)展過程中，冰凌的存在可以延緩潰口的發(fā)展，流量越小、堤身含水率越高，延緩作用越明顯。這為凌汛期的潰堤搶險工作提供了較為充分的反應和準備時間，因此在凌汛期要著重加強前期的巡查工作，有利于早發(fā)現(xiàn)風險隱患，盡早做出準備。

4.2 潰口橫向展寬過程

4.2.1 冰凌條件下的試驗結果分析 冰凌條件下黏性土堤的潰口橫向展寬過程一般是在垂向發(fā)展過程即將結束的時候開始。橫向展寬過程包括水流對水下部分側邊的沖刷以及水上部分土體的坍塌，還包括冰塊過堤時對堤身兩側的擠壓刮擦和撞擊作用，這個作用出現(xiàn)的時間并不規(guī)律，主要出現(xiàn)在潰口橫向展寬的初始階段，此時的潰口寬度還不足以使冰塊順暢通過潰口，冰塊會在過堤水流的推動下裹挾土體，對潰口展寬起推動作用。流量越大，水流流速越大，水流攜帶冰塊撞擊土體時的初始動能就越大。圖12為冰凌條件下入口流量和堤體含水率變化對潰口橫向展寬的影響。

由圖12(a)可以看出，在潰口橫向展寬階段的前期，潰口發(fā)展速率明顯較大，曲線的坡度較陡，在橫向展寬階段的中后期，潰口發(fā)展曲線坡度放緩，慢慢趨于穩(wěn)定。主要原因是前期水流主流向轉變?yōu)檠貪⒖诜较?，此時潰口寬度較窄，過堤水流和過堤冰塊與潰口兩側的土體有較大的接觸面積，此時水流裹挾冰塊和土體的能力最強，因此在潰口的橫向展寬階段前期潰口發(fā)展速率明顯要比中后期快。影響水流裹挾冰塊和土體的能力的一個重要因素是河道內(nèi)的水流流量大小，在前600 s內(nèi)，水流流量達到30 m3/h的組次潰堤速率是14 m3/h組次的1.5倍，流量越大，冰塊在通過潰口內(nèi)側時對堤身的刮蹭作用就越強，這也是前中期展寬速率差別如此明顯的原因之一。

如圖12(b)所示，試驗組次B-4、B-2、B-5含水率分別為12%、15%和17%左右，由于B-5試驗組次達到潰口展寬穩(wěn)定所需的時間最短，為500 s，因此以前500 s為例?？梢钥闯觯S著堤身含水率增長，潰口的平均展寬速度降低，分別為4.72、3.52、2.71 cm/min，由此說明冰凌條件下堤身含水率越大，潰口的橫向展寬速度越慢。并且隨著含水率的增大，潰口的坍塌次數(shù)明顯降低，依次為11次、6次和3次，這是因為當含水率升高時，土體顆粒之間的黏結力增大，土的抗剪強度增大，越不容易產(chǎn)生坍塌失穩(wěn)的現(xiàn)象。

圖12 冰凌條件下入口流量和堤體含水率變化對潰口橫向展寬的影響

4.2.2 冰凌條件與洪水條件試驗結果對比 洪水條件和冰凌條件下的橫向展寬過程大致相同，均為先經(jīng)歷一段快速展寬過程，隨后進入緩慢展寬階段。不同點在于冰凌條件下潰口的最終展寬寬度更大，潰口展寬速度更快。根據(jù)試驗的快速展寬階段實際情況，本節(jié)對兩種條件下的所有試驗組次進行對比時，均采用潰口橫向展寬階段前500 s時的潰口平均展寬速度作為衡量指標。表7列出了洪水條件與冰凌條件下各工況的潰口展寬數(shù)據(jù)，圖13和14分別為兩種試驗條件下不同流量和不同含水率時潰口寬度隨時間變化曲線圖。

由表7及圖13、14各工況的潰口橫向展寬對比結果可知，冰凌條件下各工況的快速展寬速度和潰口最終寬度大于洪水條件。當含水率不變時，流量越大，快速展寬階段的展寬速度增大倍數(shù)越小。在流量不變的情況下，含水率越高，快速展寬速度增大倍數(shù)越大。這說明冰凌條件下潰口的橫向展寬比洪水條件劇烈，這也為該階段的潰口搶險工作增加了難度。

表7 洪水與冰凌條件下各工況潰口展寬情況對比

圖13 洪水和冰凌條件下不同流量時潰口寬度隨時間變化曲線

圖14 洪水和冰凌條件下不同含水率時潰口寬度隨時間變化曲線

5 堤前水位變化過程

5.1 冰凌條件下不同流量和不同含水率的影響

水位變化的3個階段特征明顯，先經(jīng)歷平緩上升階段，隨后進入水位急劇下降階段，在潰堤后期水位逐漸下降至穩(wěn)定水位。圖15為冰凌條件下入口流量和堤體含水率的變化對堤前水位的影響。

由圖15可以看出，河道流量越大，水位峰值和最終穩(wěn)定水位越高，水位變化幅度越小，同時水位降低時長也依次縮短，水位變化更加劇烈。堤身含水率越低，水位峰值和水位變化幅度就越高，但最終穩(wěn)定水位會降低，同時水位降低時長也依次縮短。

圖15 冰凌條件下入口流量和堤體含水率變化對堤前水位的影響

5.2 冰凌條件與洪水條件試驗結果對比

冰凌條件下的水位變化規(guī)律和洪水條件下的水位變化規(guī)律基本相同，表8列出了洪水條件與冰凌條件下各工況的堤前水位變化數(shù)據(jù)，圖16和17為兩種試驗條件下不同流量和不同堤體含水率時堤前水位隨時間變化曲線。

表8 洪水與冰凌條件下各工況堤前水位變化對比

圖16 洪水和冰凌條件下不同流量時堤前水位隨時間變化曲線

圖17 洪水和冰凌條件下不同含水率時堤前水位隨時間變化曲線

由表8及圖16、17各工況堤前水位變化對比可知，冰凌條件下各工況的水位峰值要高于洪水條件，這主要是由于冰塊在堤前堆積使得水位壅高造成的，說明在預防冰凌條件下的潰堤時，要特別注意河道中的水位壅高隱患。冰凌條件下的堤前水位變化速度整體要慢于洪水條件，但水位變化幅度卻大于洪水條件，因此冰凌條件下的堤防潰決是一個持續(xù)時間長且潰決流量大的過程，對堤后的破壞程度要大于洪水條件，增加了潰堤搶險的難度。

6 結論與討論

本文建立了室內(nèi)大型玻璃水槽模型，模擬了凌汛期黏性土堤的潰決過程。根據(jù)物理模型試驗結果，得出了以下結論：

(1)冰凌條件下潰堤時的潰口破壞形式可以劃分為沿程侵蝕、陡坎沖刷、冰凌擠壓和坍塌破壞。

(2)堤身含水率和河道流量對潰口發(fā)展和堤前水位變化有顯著的影響。堤身含水率越小，潰口變化速率越快，堤前水位變化幅度越大；河道流量越大，潰口變化速率越快，堤前水位變化幅度越小。

(3)與洪水條件相比，冰凌條件下冰凌壅塞會導致潰堤初期潰口發(fā)展較為緩慢，但在潰堤中、后期，潰口的展寬速度和最終潰口寬度都大于洪水條件。并且在整個潰堤過程中，冰凌條件下的水位峰值高于洪水條件。

(4)凌汛期要著重加強前期的堤防巡查工作，這有利于及時發(fā)現(xiàn)風險隱患，盡早做出準備。發(fā)生潰堤險情進行搶險時，要盡量抓緊前期時間，如果前期未能較好地控制潰口發(fā)展，中、后期潰堤所造成的危害要遠遠大于洪水期。

本次試驗仍然有一些不足之處：

(1)試驗目的為探究潰口破壞形式、潰口發(fā)展規(guī)律和堤前水位變化，對過堤水流流量、流速變化、最終潰口斷面、堤后洪水演進等結果沒有進行深入探究。

(2)本文結論基于室內(nèi)物理模型試驗數(shù)據(jù)得到，缺乏現(xiàn)場實測資料和數(shù)值模擬結果支撐。