張大朋， 嚴 謹， 趙博文， 朱克強

(1. 廣東海洋大學船舶與海運學院， 廣東 湛江 524088； 2. 浙江大學海洋學院， 浙江 舟山 316021； 3. 寧波大學海運學院， 浙江 寧波 315211)

潰壩，即壩體潰決，是水利工程中一種典型的災害性水流現(xiàn)象。當壩體由于某種原因發(fā)生潰決時，大量水體瞬間失控釋放并急劇下泄，形成以涌波形式向下游急速傳播的洪水，對下游地區(qū)生命、財產(chǎn)造成災難性損害[1]。近幾十年來，全球發(fā)生了多起重大潰壩事故，造成了極為嚴重的人員傷亡和財產(chǎn)損失[2]。預測潰壩自由液面、水深和波浪的演變對減少生命損失和洪水損害具有重要意義。

早期關于潰壩問題的研究主要以理論和物理模型試驗為主，隨著計算機和數(shù)值方法的發(fā)展，數(shù)值模擬已被證明是一種研究潰壩水流演進的有效手段并被廣泛運用[3]。潰壩問題是具有代表性的自由液面大變形流動問題，準確捕捉潰壩過程中的自由液面是模擬該問題的關鍵，國內外很多研究者對此進行了研究。Kocaman等[4-8]針對潰壩后的復雜水流行為進行了一系列模型試驗和數(shù)值模擬，為后續(xù)研究者提供了較多基準模型。Issakhov等[9]采用VOF法結合離散相模型和宏觀顆粒模型對潰壩水流中宏觀顆粒在水面的運動進行了數(shù)值模擬。Soleimani等[10]采用δ-SPH方法模擬了不同障礙物下雙液體潰壩的誘導混合過程。文獻[11]中提到，Sheu采用Level-Set法模擬了三維潰壩的流動過程。張永祥等[12]建立了基于CE/SE格式的潰壩洪水波計算模型?？娂獋惖萚13]采用SPH法模擬了立面二維潰壩的流動問題，并對下游不同障礙物挑流和消能進行了初步分析。廖斌等[14]采用NASA-VOF法對潰壩水流沖擊丁壩的流場進行了數(shù)值模擬。鄭仙佩等[15]采用SWE-SPH法對下游為濕河床的潰壩水流進行了數(shù)值模擬。通過調研可知，目前在潰壩自由液面的數(shù)值模擬中，基于歐拉法的VOF模型和基于拉格朗日法的SPH模型是應用最為廣泛的兩種模型。

作為一種不穩(wěn)定、快速變化的復雜流動，潰壩除了導致大量人員傷亡和破壞之外，還會產(chǎn)生強烈的洪水波，引起泥沙輸送，導致地貌侵蝕和快速變化[16]。潰壩波的傳播過程中，水流的形態(tài)、最大深度以及波傳播速度將很大程度上取決于下游通道的不規(guī)則外貌。當河道中存在碼頭、橋墩等建筑物時，潰壩水流的前進同樣會受到阻礙，并在建筑物附近形成繞射和反射流場，嚴重影響洪水的下泄；另外，建筑物本身也會受到潰壩水流的強烈沖擊，建筑物的強度和穩(wěn)定性將受到嚴峻的考驗[17]。目前已有不少針對不同障礙物下潰壩流動的研究，但對于水流和障礙物的相互作用機理以及障礙物對潰壩波影響的分析仍不夠透徹?；诖耍疚目紤]單一液體的潰壩問題，針對壩體下游具有不同外形障礙物的情況，采用VOF法構建相應的二維簡化數(shù)值模型，研究不同外形障礙物與潰壩水流之間的相互作用和影響，并分析潰壩中自由液面大變形復雜流動問題的作用機理。本文還給出了閘門抽出與下游帶有濕床兩種情況的潰壩仿真結果，以期得到一些有價值的結論。

1 數(shù)學模型的建立

1.1 控制方程

對于二維潰壩水流模擬，其控制方程可以由不可壓縮流體的N-S方程組建立。

對于連續(xù)性方程：

(1)

對于動量方程：

(2)

式中：u、v為流體的速度分量；t為時間；fx、fy為體積加速度分量；μ為流體運動黏滯系數(shù)；ρ為流體密度；p為流體壓強。

1.2 VOF法

VOF(Volume of fluid)方法是建立在歐拉網(wǎng)格下的界面追蹤方法，根據(jù)各個時刻流體在單元網(wǎng)格內所占的體積百分比函數(shù)F來追蹤構造自由液面。在某一時刻，當F=1時，表示該網(wǎng)格單元內充滿指定流體。當F=0時，說明該網(wǎng)格單元內充滿另一種流體(本文中為空氣)。相比于F=1時的單網(wǎng)格元，該網(wǎng)格單元也被稱為空單元。當0

定義函數(shù)f(x,y,t)為：

(3)

式中：函數(shù)f是隨流場變化運動的，F(xiàn)是f在計算單元中的平均值，即：

(4)

守恒形式的傳輸方程為：

(5)

由于體積百分比函數(shù)F在交界面的法向上變化最快，因此在確定交界面法向和體積百分比函數(shù)F的值后，單元中就可以確定一條用來近似表達兩種流體交界面的分割線(見圖1)。

圖1 VOF模型

為了提高自由界面的計算精度，可以對自由界進行重構。VOF法憑借存儲量小、計算簡單、追蹤界面精細等優(yōu)點，深受廣大CFD工作者的喜愛，在眾多界面追蹤技術中越來越占據(jù)主流地位。

2 下游有不同形狀障礙物的單一液體潰壩模擬

2.1 基礎計算模型參數(shù)

為了與模型試驗形成充分對比并驗證可靠性，數(shù)值模擬的計算模型尺寸通常與模型試驗的尺寸保持一致[18]。圖2是下游不帶有任何障礙物的潰壩基礎計算模型，后續(xù)不同形狀障礙物的模型計算均基于此模型。

圖2 潰壩基礎計算模型

整個計算域為0.584 m×0.584 m的方形容器，給定潰壩水柱長0.146 m，靜水深0.292 m，初始狀態(tài)放置在容器的左下角，計算開始后水柱將在重力的作用下向下游流動。

2.2 基礎潰壩計算模型的網(wǎng)格劃分與邊界條件

根據(jù)幾何模型進行網(wǎng)格劃分。二維網(wǎng)格的類型有四邊形、三角形和多邊形等，其中四邊形網(wǎng)格節(jié)點分布規(guī)則，奇異點個數(shù)少，布局合理，且網(wǎng)格邊能夠自然的與矩形計算域的特征邊對齊，因此在本文采用四邊形網(wǎng)格。網(wǎng)格邊的尺寸為1.25 mm，矩形邊上的網(wǎng)格層數(shù)約470層，二維網(wǎng)格的總數(shù)量約22萬，如圖3所示，矩形計算域的左側、右側和底部的邊界條件給定無滑移的壁面，頂部給定壓力出口。由于正方形計算域頂部連通大氣，因此計算域的初始壓力與大氣壓相等。

圖3 二維網(wǎng)格

2.3 基礎潰壩模型計算的計算結果和數(shù)據(jù)分析

2.3.1 自由液面流場分布和演變 截取0～3 s內典型時刻的自由液面進行分析。由圖4可以看出，下游不帶有任何障礙物的潰壩流程可以大致分為四個階段：第一階段是從水柱開始下落直至前流到達容器右壁；第二階段考慮水流與容器右壁的相互作用，包括由重力作用造成的回流和慣性作用導致的流體沿壁向上和向下的運動；第三階段，從回流第一次彈射回左側墻面到第二次觸碰容器右壁；第四階段，水流在重力和能量損耗的雙重作用下逐漸平穩(wěn)。

圖4 0～3 s內典型時刻的自由液面

第一階段是整個潰壩的最開始階段，水流在重力的作用下開始下墜，水體在高速向右運動的同時水位迅即下降。由于與空氣接觸的最右側水流的下墜速度遠大于貼近墻壁一側的水流速度，因此水體上端的自由液面從最開始的直線形狀變成微微向上拱起的弧形。上游水體在重力的作用下向下游水體擠壓，從而在水柱的最右端形成一段較長的向下彎曲的弧形自由液面，該弧形自由液面會在水體下墜的過程中逐漸展平。t=0.25 s時，高速運動的水流前端到達矩形容器的右壁后猛烈撞擊壁面并向上爬升，同時整個潰壩過程也進入第二階段。

潰壩第二階段，水流沿壁面向上爬升的過程中，不斷有水珠從最前端水流脫落出來。t=0.5 s時，水流沿壁面爬升的速度逐漸降低為零，此后在重力的作用下快速跌落翻卷。下落水體撞擊到底部向右運動的水面上產(chǎn)生多個大小和形狀不一的氣泡，同時撞擊作用使底部水面和墜落水體的接觸部分彈射出一股向左運動的水流，這是底部水面的第一次水躍現(xiàn)象。受到下跌水體的阻礙作用，容器底部向右運動的水體粒子未抵達壁面就產(chǎn)生了第二次水躍，高度較之前大大減小。水流形成的過程中，不斷有水珠從中分離又墜回到水流中。水流一邊翻卷一邊向左做加速運動，當t=1 s時，撞擊到容器左壁，這是水體第一次返回到左側墻壁。

潰壩第三階段，在重力和動能損耗的雙重作用下，水體第一次返回并撞擊到容器左壁后向上爬升的高度較上一階段撞擊右壁時的高度大大降低，而在爬升的水流中脫落的水滴則越來越多。在撞擊右壁的短暫過程中，靠近左側墻壁的下游水體產(chǎn)生了一個回旋，這種回旋會增大水流的動能損耗，從而使水流的速度大大降低。值得注意的是，在潰壩第二階段的槽底發(fā)生第一次水躍后，水體中產(chǎn)生了一個較大的氣泡，該氣泡受到周圍流動水體的擠壓而變形，并跟隨水流一起向左運動，直到水流返回容器右壁的過程中該氣泡才會逐漸破滅。爬升的水流在墜回的瞬間空氣來不及擴散，與下方水體融合并產(chǎn)生多個大小不一的氣泡，墜回后水流推動著下游水質點向容器右壁運動，t=1.7 s時，水流抵達至右壁。這就是潰壩過程的第三階段。

潰壩第四階段，水體第二次撞擊容器右壁時能量越來越低，重力的作用越來越明顯。雖然水體仍會在壁面上爬升并產(chǎn)生回流，但無論是躍升的高度還是回流的流量較前兩個階段均大大降低。當1.7 s

2.3.2 容器左壁的最大高度 圖5是容器左壁水柱高度隨時間變化的曲線。由圖5可以看出，在潰壩的第一階段，容器左壁的水柱高度迅速降低，下降水柱的加速度不斷增大，在第一階段結束之前達到最大值。結合圖4可知，t=0.25 s時，水流前段已爬升到容器右壁，此時水柱高度的下落速度明顯減緩。t=0.85 s時，容器左壁的水柱高度會有一個小幅度激增，這是水體回流過程中前段產(chǎn)生的分離液珠拍打到左側壁所造成的結果。t=1 s時，回流的水體已經(jīng)觸碰到容器左壁。當1 s

圖5 容器左壁的水柱高度變化

2.4 下游有不同形狀障礙物的潰壩模型對比分析

2.4.1 不同形狀障礙物的對比模型 本節(jié)選用主視圖為矩形、半圓形、三角形、梯形和倒梯形共5種障礙物截面進行計算(下文簡稱矩形、半圓形、三角形、梯形和倒梯形障礙物)，且這幾種堤壩都位于下游。為了充分比較不同形狀障礙物外形對潰壩水流的影響，在建模過程中最大程度上保證各個障礙物的幾何模型的縮尺比保持一致。同時在靠近水流的側邊的一半取一測試點P，用于監(jiān)測該點隨時間的壓力變化，反映障礙物的受壓情況。圖6是5種障礙物的潰壩計算模型。

圖6 不同障礙物計算模型

2.4.2 自由液面流場分布和演變 由圖7可以看出，除了下游帶有半圓形障礙物的潰壩，其余4種障礙物在0.1～0.5 s的水流演變具有高度的相似性。當t<0.2 s時，潰壩水流的前沿會抵達障礙物；當t=0.2 s時，水流前沿已經(jīng)撞擊到障礙物。除半圓形障礙物之外，其余4種模型的潰壩水流前端撞擊到障礙物后在其右上角轉彎，形成一個向右上方行進的水舌。水舌的形狀大小以及與水平面形成的夾角取決于障礙物側壁的高度和坡度。三角形障礙物和正梯形障礙物的側壁均與水平面有一個坡度，該坡度會降低水流對障礙物的沖擊作用，因此三角形障礙物和正梯形障礙物產(chǎn)生的水舌高度和大小均不如矩形障礙物。而倒梯形障礙物的側壁方向與三角形和正梯形的側壁方向相反，側壁對前進的水流有擠壓作用，導致前流的部分水體向后運動并和后部水體相互融合。對于圓形障礙物，水流前端并不會像前4種障礙物那樣形成水舌，而是在平緩地越過障礙物后，因流動分離在圓形障礙物右半?yún)^(qū)的底部形成一個封閉的空氣區(qū)，該區(qū)域一直存在到前流爬升左壁的過程，直至前流下墜時才會消失。結合5種障礙物的外形可以看出，形成水舌的4種障礙物前沿均有一個帶凸點或尖點的角形區(qū)域，水流遭遇到該角形區(qū)域會在此處發(fā)生劇烈的流動分離，而半圓形障礙物的弧狀外形沒有突兀的尖點，水體會順利的從外形上方流通到下游。

當t=0.3 s時，4種障礙物的水舌繼續(xù)向右上方延伸，形成鞭狀水體，同時不斷有水珠從水流前段脫離出來。t=0.4 s時，鞭狀水體已撞上容器右壁，在撞擊的瞬間空氣來不及全部擴散，在水體內形成大小不一的氣泡，在重力的作用下水體有沿容器右壁下滑的趨勢，而氣泡將隨水體下滑而擴散出來；與此同時，一些散落的水滴從鞭狀水體的下方脫離出來，而在水鞭甩向容器右壁的一瞬間，一條帶狀水體從障礙物上方的鞭狀水體中脫離出來。t=0.5 s時，水體已從容器右壁跌落至容器底部，并與容器底部發(fā)生撞擊，產(chǎn)生了水珠飛濺的現(xiàn)象。鞭狀水體上的大部分水體被后部水體擠壓到容器右壁上，同時后部水體持續(xù)撞擊容器右壁，使水體中的氣泡有所增加。與容器右壁撞擊的水體一部分沿右壁向下流動，一部分向障礙物流動。半圓形障礙物的水體在0.1 s

當0.6 s

(從上到下依次為矩形、半圓形、三角形、正梯形和倒梯形。From top to bottom, it is rectangular, semi-circular, triangular, regular trapezoid and inverted trapezoid.)

圖8 0.6～1.0 s內不同形狀障礙物的自由液面流場

由圖9、10可以看出，由于下游存在障礙物，潰壩水流無論是從第一次返回容器左壁到第二次抵達右壁的時間，還是液體在容器內往返晃動的頻率都比不帶有障礙物的情況小很多。雖然在水流第一次接觸障礙物的前1 s內，自由液面在容器右側區(qū)域變形十分劇烈，但在此后的時間里水體在受到障礙物的阻礙作用后流動逐漸平緩，水流與障礙物撞擊的過程中能量被不斷耗散。當t>2 s時，5種障礙物潰壩水流的自由液面已經(jīng)基本趨于平穩(wěn)。

圖9 1.1～1.5 s內不同形狀障礙物的自由液面流場

圖10 1.6～2.0 s內不同形狀障礙物的自由液面流場

2.4.3 容器左壁的最大高度 圖11是不同形狀障礙物的容器左壁處水柱高度隨時間的變化曲線。當t=0.5 s時，各個障礙物的水柱高度變化規(guī)律基本相同，此時潰壩水流均處在勻加速下墜過程中。倒梯形和矩形障礙物在t=0.5 s之前的某一時刻出現(xiàn)高度峰值，這是由于水舌在行進過程中，從最前端的水流脫離出的水滴拍打到容器左壁上所導致的。同矩形障礙物比，倒梯形障礙物的水舌形成時間更早、水舌高度更低，因此，倒梯形障礙物的水柱高度峰值出現(xiàn)時間比矩形更早，峰值比矩形更低。

當0.5 s

圖11 不同形狀障礙物容器左壁的水柱最大高度

2.4.4 測試點壓力 圖12是不同形狀障礙物測試點P處的壓力對比圖。由圖12可以看出，測試點P點處的壓力值在流動的前1 s內變化最為劇烈。水流在第一次抵達障礙物后，除半圓形外，其余4種障礙物在P處的壓力均會瞬間升高。其中，倒梯形障礙物壓力升高的幅值遠大于矩形、三角形和梯形。這里由于倒梯形坡度的影響，水流對該障礙物的沖擊力遠大于其他3種。對于半圓形障礙物，水體流經(jīng)P點后壓力反而會降低。水體流過P處后，速度逐漸恢復至正常流速，同時壓力也恢復到正常水壓值。結合圖7可知當t=0.3 s時，由水流前端形成的水舌撞擊到容器右壁上，這一瞬間P點處的流速有一停滯，從而造成了壓力值在此刻激增。當0.5 s1.0 s時，水流不斷平穩(wěn)，壓力值在波動中逐漸趨于平穩(wěn)。

圖12 不同形狀障礙物測試點的壓力

2.5 下游有濕床的單一液體潰壩模擬與分析

上文涉及到的潰壩水流問題，初始狀態(tài)下游均不帶有水流(即下游為干床)，而對于初始下游濕床情況的潰壩問題也是現(xiàn)在研究的熱點之一[15]。本節(jié)以Kocaman和Ozmen-Cagatay[7]在2015年進行的下游有濕床的潰壩實驗為計算模型來分析下游水流對潰壩自由液面的影響。

2.5.1 有濕床的計算模型 下游帶有濕床的水槽模型如圖13所示。

圖13 有濕床計算模型(單位：m)

潰壩水柱的長4.65 m，高0.25 m，下游水體的長4.25 m，高0.025 m。整個計算域長8.9 m，高0.5 m。Kocaman的模型試驗中設置了6個探針，測定6個斷面的自由液面高度隨時間的變化曲線，本算例依照Kocaman的模型試驗在相同的位置設置探針，用來測量自由液面高度隨時間變化的情況。

2.5.2 有濕床的計算模型的網(wǎng)格劃分 下游帶濕床計算域的二維網(wǎng)格數(shù)量約10萬(見圖14)。初始狀態(tài)下上游水柱和下游濕床的分布如圖15所示。由于水槽計算域頂部連通大氣，因此計算域的初始壓力也不應該為零，而應與大氣壓相等。

圖14 下游帶濕床計算域的二維網(wǎng)格

圖15 初始狀態(tài)下上游水柱和下游濕床的分布

2.5.3 自由液面流場分布和演變 定義無量綱時間：T=t(g/h0)0.5。式中g為重力加速度，取9.81 m/s2。當2.5

由圖16可知，潰壩水流在重力的作用下開始運動時，上游水的勢能轉化為動能向下游流動。當水槽下游有2.5 cm厚的靜水時，下游水將阻礙上游水的運動，迫使上游水流以一種類似于卷破波的形式向上運動，在潰壩水流的前端發(fā)生明顯的卷躍現(xiàn)象，波浪前緣被破壞并在下游形成射流。當T<5.0(對應物理時間0.79 s)時，在潰壩的初始階段由下游濕床上的波浪破碎產(chǎn)生的湍流效應導致波前的自由液面上產(chǎn)生了大量的泡沫，水流中摻雜了大量的空氣，T>5.0時，空氣在隨水流運動的過程中逐漸擴散到水槽中。7.5

圖16 2.5

當T>22.5時，水面受到右壁面的反射作用形成負波向左運動，此時上下游水位仍存在一個微小的勢差迫使上游水體流向右壁。受到墻壁反射的負波和正波相互作用使整個波面的速度下降，同時早期潰壩波的破碎引起的湍流效應在反射波的自由液面上占主導地位，導致反射波前端的波峰將銳化，直至T=35(對應物理時間5.5 s)時出現(xiàn)破波。T>37.5時，上下游的水位差逐漸變?yōu)榱?，反射波在慣性的作用下平緩地向水槽左側移動(見圖17)。

圖17 22.5

圖18 42.5

圖19 62.5

當42.5

2.5.4 不同位置的自由液面高度變化 圖20是6個位置處水位高度隨時間的變化曲線，橫坐標為無量綱的時間T，縱坐標為瞬時高度h與最大高度h0的比值，紅色線代表試驗值，黑色線代表計算值?？偟膩砜?，6個位置處水位高度的計算值與試驗值吻合較好。潰壩開始后，除了P1斷面處的自由液面高度會迅速下降之外，其余位置的水位高度均會在潰壩波到達斷面后迅速上升，此后在較長的一段時間內水位基本保持不變。P2位置距離上游水柱最近，因此該處的自由液面高度會在潰壩開始后迅速上升，此后在T<33時，水位高度保持恒定并維持在h/h0=0.43左右。32

一旦潰壩波沖擊到水槽右壁，它就會反射到墻上并到達測量斷面，因此，所有測量斷面上都會出現(xiàn)波列。波列的振幅隨著時間的推移而減小。反射波高度比h/h0在P5和P6處超過1，這可以由向上游方向移動的反射波與向下游方向移動的潰壩波的碰撞以及兩者的相互疊加來解釋。因此，反射波向上游移動時也會變陡。

靠近下游端壁附近的水面波長小、振幅小，因此出現(xiàn)不明顯的波動。在靠近下游水槽右側墻壁的斷面上(P5和P6位置)，觀測到反射波的時間要比其他斷面上的時間早。潰壩波從P2位置運動到P5位置所需的無量綱時間(T)約為9.5，而反射波從P5位置回流到P2位置花費的無量綱時間(T)約為19，因此可以推斷出，由于潰壩波抵達水槽右壁后與右壁發(fā)生的相互作用導致了波的部分能量損失，使水流的速度降低了約50%。

圖20 6個位置處的高度變化

2.6 閘門抽動時的單一液體潰壩模擬與分析

2.6.1 閘門抽動時的潰壩模型 本節(jié)以前文中下游有矩形障礙物的潰壩模型為例，給出閘門抽動時的潰壩模擬計算流程，同時簡單對比閘門抽動對潰壩自由液面流場的影響。帶閘門的潰壩計算模型如圖21所示，閘門的運動速度為0.14 m/s，通過重疊網(wǎng)格的平移來實現(xiàn)。重疊域網(wǎng)格數(shù)量為3 450，背景域網(wǎng)格數(shù)量約8.5萬(見圖22)。

圖21 帶閘門計算模型

圖22 帶閘門的二維網(wǎng)格

2.6.2 自由液面流場分布 閘門對潰壩水流的影響主要集中在閘門抽取的過程中，當閘門脫離水流后懸浮在容器的左上方，此時閘門與水流幾乎不發(fā)生相互作用。當計算時間大于0.14 s時，閘門平移速度為0，因此本節(jié)選取0.15 s之前的潰壩自由液面作為分析對象。

由圖23可以看出，由于受到閘門的擠壓約束，在潰壩開始階段，水柱上游與閘門接觸的水體自由液面外形比較固定，在水柱塌陷的過程中自由液面的形狀幾乎不發(fā)生改變。閘門在離開水體之前水體上端的自由液面始終保持直線形狀，不會形成拱起的弧形。當閘門離開水體之后，水體不受任何約束的與外界空氣接觸，在水柱最右端的自由液面受到突然增大的靜壓力影響而形成一個彎曲程度更大的弧形。

圖23 帶閘門與不帶閘門的自由液面對比

閘門平移過程中，水體與閘門之間發(fā)生相對滑移作用。從力學的角度上講，閘門對于水流的作用是向上的，與閘門接觸的水體下滑速度有所降低。而閘門平移時水體下部分被瞬間釋放，反而會使?jié)嗡鞯淖钋岸烁绲氐诌_矩形障礙物。閘門停止平移后，潰壩過程中飛濺的水珠偶爾會拍打到閘門上(見圖24)但總體上，懸浮的閘門不會對潰壩的后續(xù)階段產(chǎn)生較大的影響。

圖24 帶閘門潰壩在某一時刻的自由液面

3 結語

下游帶有不同形狀障礙物的單一液體潰壩仿真結果顯示：不同形狀障礙物均能對潰壩水流起到一定的阻礙作用，水體在障礙物的角隅處發(fā)生的流動分離現(xiàn)象與該處的坡度密切相關；從受壓程度上講，倒梯形障礙物在瞬時狀態(tài)下受壓程度最大，結構強度應是建造該外形障礙物時的首要考慮因素。雖然三角形和梯形障礙物的整體受壓程度較其他幾種障礙物的整體受壓程度低，但其較復雜的外形會給建造的過程帶來不便。半圓形障礙物壓力變化幅度最小，但該類型的障礙物潰壩水流的阻礙作用甚微。綜合來看，矩形障礙物仍是目前用于阻礙潰壩水流的首選之一。

下游有濕床的單一液體潰壩仿真結果顯示：下游水將阻礙上游水的運動，迫使上游水流以一種類似于卷破波的形式向上運動，在潰壩水流的前端發(fā)生明顯的卷躍現(xiàn)象，波浪前緣被破壞并在下游形成射流。

閘門抽動時的單一液體潰壩仿真結果顯示：當閘門離開水體之后，水體不受任何約束的與外界空氣接觸，在水柱最右端的自由液面受到突然增大的靜壓力影響而形成了彎曲程度更大的弧形；閘門平移過程中，水體與閘門之間發(fā)生相對滑移作用。閘門停止運動后，潰壩過程中飛濺的水珠偶爾會拍打到閘門上，但總體上，懸浮的閘門不會對潰壩的后續(xù)階段產(chǎn)生較大的影響。