張一平，張慈珩,2，臧志鵬，徐玉珺，李淇雯，許 振

(1.天津大學(xué) 水利工程仿真與安全國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300072；2.交通運(yùn)輸部天津水運(yùn)工程科學(xué)研究所 港口水工建筑技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室 工程泥沙交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,天津 300456)

近年來國家逐漸加大了海洋領(lǐng)域的油氣開發(fā)力度，這其中輸送油氣資源的海底管線就扮演著至關(guān)重要的角色。海底管線雖然具有快捷、經(jīng)濟(jì)、效率高的優(yōu)點(diǎn)，但是管線一旦發(fā)生破壞，將會(huì)造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失，還會(huì)導(dǎo)致海洋環(huán)境的嚴(yán)重污染。目前我國油氣資源開發(fā)區(qū)域仍多集中在近海海域，水域較淺，來往運(yùn)輸船只的落錨以及偶然墜物都可能對海底管道造成碰撞損傷[1-2]。據(jù)統(tǒng)計(jì)導(dǎo)致管線發(fā)生破壞的眾多因素中，拋錨、拖網(wǎng)、墜物撞擊等第三方活動(dòng)造成的沖擊約占32%，是引起海底管道破壞的重要原因。由于港口岸線資源的緊缺，海底管道連接陸域的部分經(jīng)常會(huì)穿越航道。若原航道需要升級改造進(jìn)行開挖以增加有效深度，將不可避免地影響航道下方埋設(shè)的海底管道安全。例如，東營港某航道上有一條海底管道，在管道原設(shè)計(jì)中，管道被4.0 m厚的填砂保護(hù)層覆蓋。由于航道升級改造的需要，開挖后航道水深將增加2.0 m，僅剩下2.0 m的填沙保護(hù)厚度，根據(jù)管道原設(shè)計(jì)，這是絕對不安全的。為了滿足航道疏浚后管道保護(hù)的要求，需要對不同的保護(hù)方法進(jìn)行試驗(yàn)，找出相對有效的解決方案。

對海底管道/光纜的橫向沖擊研究一直是國內(nèi)外研究的熱點(diǎn)[3-4]。Al-Warthanhe 和 Chung采用離散單元法分析靜、動(dòng)撓度，考慮不同的加載條件和跨長，研究了自由跨管道的軸向和彎曲應(yīng)力[5]。Neubecker和Randolph使用硅鈣沙土中的離心模型的實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了一種新的極限平衡理論并對錨的受力情況進(jìn)行了解釋[6-7]。Gaudin等進(jìn)行了一系列離心試驗(yàn)，以測量不同渠槽形狀和尺寸的過水效率，以及塊石覆蓋層的不同級配曲線[8]。Wang等進(jìn)行了三維非線性有限元(FE)分析，研究了拖錨與有塊石回填保護(hù)層的管道相互作用[9]。Arabzadeh和Zeinoddini建立了土壤-結(jié)構(gòu)-流體耦合有限元模型，并研究了管床的柔性以及管道內(nèi)動(dòng)態(tài)壓力波傳播的影響[10]。Zeinoddini等研究了加壓連續(xù)支撐鋼制海上油氣管道在橫向沖擊荷載作用下的準(zhǔn)靜態(tài)響應(yīng)，并采用有限元模型研究了管床柔性效應(yīng)[11]。Dou和Yu利用有限元軟件包LS-DYNA對受壓管道進(jìn)行建模，以研究受到橫向沖擊的管道的碰撞響應(yīng)和破壞機(jī)理[12]。閆澍旺等使用極限平衡方法對走錨過程中土楔對霍爾錨的受力情況進(jìn)行分析，通過3種錨模型的拖錨試驗(yàn)驗(yàn)證了提出的錨冠與錨爪的計(jì)算方法[13]。婁敏和明海芹基于LS-DYNA對墜物撞擊懸空海底管道的過程進(jìn)行數(shù)值仿真[14]。雷震名等通過不同條件下對海底管道施加沖擊荷載的試驗(yàn)研究了不同因素的敏感性并設(shè)計(jì)最小推薦設(shè)計(jì)埋深[15]。Yu等采用局部伽遼金離散化方法和三維數(shù)值方法，研究了落錨橫向沖擊引起的管道變形。該方法具有分辨率高、計(jì)算成本低的優(yōu)點(diǎn)[16]。趙治中使用物理模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬分析研究了船錨在堆石體中的拖錨運(yùn)動(dòng)，給出了一種合理可行的堆石保護(hù)層設(shè)計(jì)方案[17]。杜穎等基于室內(nèi)模型試驗(yàn)對工程船舶常用錨刺入深度進(jìn)行研究并運(yùn)用能量法建立了船錨落深的理論算法[18]。

一般來說，研究橫向沖擊對管道構(gòu)件的影響所考慮的因素主要有荷載作用、海床土體性質(zhì)、內(nèi)壓，并且針對的多為懸跨或者裸露海底管道。目前，很少有討論覆蓋層的選取和設(shè)計(jì)，及其對海底管道的應(yīng)變響應(yīng)的影響。本文通過一系列物理模型試驗(yàn)，模擬船錨從不同高度位置自由落下，并撞擊管道上方的不同覆蓋層表面，通過測量管道表面不同位置應(yīng)變隨時(shí)間和空間的變化，分析了落錨對管道的沖擊影響，并由此研究不同覆蓋層防護(hù)的有效性。本研究可為海底管道及隧道工程設(shè)計(jì)及防護(hù)提供一定理論依據(jù)。

1 模型設(shè)計(jì)及試驗(yàn)條件

1.1 相似準(zhǔn)則及模型參數(shù)

本實(shí)驗(yàn)根據(jù)重力相似準(zhǔn)則設(shè)計(jì)，防護(hù)層厚度和管道直徑應(yīng)滿足幾何相似，管道剛度設(shè)計(jì)基于彈性相似(材料密度比尺λρ= 1；管道彈性模量比尺λE等于幾何比尺λ)。根據(jù)水槽尺寸、水深和測量設(shè)備等限制條件，確定本研究采用的模型比尺為1:15.39。試驗(yàn)中模型管道采用聚氯乙烯(PVC)管制成。由于很難獲得嚴(yán)格滿足結(jié)構(gòu)彈性相似的模型材料，故通過改變PVC管壁厚來滿足剛度相似(EI相似)的要求，即

(1)

表1 管道原型及模型主要參數(shù)

式中：下標(biāo)“P”表示原型，“m”表示模型。測定PVC管的彈性模量為2.51×109N/m2，鋼的彈性模量為207×109N/m2。原型管道的直徑為559 mm，根據(jù)模型比尺λ=15.39，采用外徑為40.2 mm的PVC管。然后根據(jù)式(1)將管道壁厚設(shè)置為5.9 mm。管道模型的抗彎剛度為(EI)m=2.36×102，對應(yīng)的原型管道彎曲剛度為(EI)p=2.07×108，滿足剛度相似要求(式1)，偏差小于1.5%。此外，PVC材料的密度為1 360 kg/m3，比鋼的密度7 850 kg/m3輕，因此，應(yīng)在管道模型中填充額外的質(zhì)量(試驗(yàn)中采用鐵砂)，以滿足密度相似的要求，并且考慮模型中淡水與海水的密度差影響(γ=1.025)。經(jīng)過重量平衡后，模型管道的平均密度為3 010 kg/m3，實(shí)際管道(含液體)的平均密度為3 040 kg/m3，偏差小于1.5%?；谥亓ο嗨茰?zhǔn)則，原型和模型之間的應(yīng)變值滿足幾何相似，即

(2)

原型管道和模型管道的主要參數(shù)比較見表1。

根據(jù)航道內(nèi)船舶的類型，研究以16 t重的霍爾錨為原型進(jìn)行試驗(yàn)。錨根據(jù)其類型和重量由金屬制成，滿足幾何相似和重力相似?；趲缀伪瘸哂?jì)算得到，本實(shí)驗(yàn)所用模型錨重量為4.39 kg。由于海底管道覆蓋保護(hù)層的原始設(shè)計(jì)厚度為4.0 m，采用純沙填充。疏浚后，覆蓋層變?yōu)?.0 m，這對管道運(yùn)行而言不安全。因此將對剩余的2.0 m覆蓋層進(jìn)行換填，試用不同的覆蓋層材料。基于幾何相似，在模型試驗(yàn)中覆蓋層的總厚度為130 mm。對于其中的換填塊石覆蓋層的方案，基于幾何相似比尺，并且考慮模型中淡水與海水的密度差影響，選用重量為26.8～53.5 g的塊石，質(zhì)量偏差控制在±5%以內(nèi)。

1.2 實(shí)驗(yàn)布置及測量方法

在初步調(diào)查和進(jìn)一步討論的基礎(chǔ)上，提出了5種不同材料的覆蓋層防護(hù)方法并進(jìn)行了試驗(yàn)，具體組成如下：

(1)純塊石層(PR)：管道鋪設(shè)在沙質(zhì)海床上，然后直接覆蓋一層總厚度為2.0 m的塊石層，塊石重量為100 ～ 200 kg。純塊石層管道示意圖如圖1-a所示，本研究未討論覆蓋層的橫向尺寸；(2)混凝土塊層+塊石層(CM)：管道上方直接覆蓋混凝土塊層，由正方體混凝土塊制成。每塊邊長33 cm，每個(gè)混凝土塊中間間隔5 cm，使用直徑為28 mm高強(qiáng)度尼龍繩將各混凝土塊連接。試驗(yàn)采用三層混凝土塊層，總厚度1.0 m，然后在混凝土塊層上覆蓋一層1.0 m厚的塊石層。該保護(hù)措施示意圖見圖1-b；(3)混凝土塊層+橡膠墊+塊石層(CR)：采用與上述相同的混凝土塊層。另外，在混凝土塊層上放置0.2 m厚的橡膠墊，然后在頂部放置0.8 m厚的塊石層，如圖1-c所示；(4)復(fù)合柔性墊+塊石層(CF)：管道由復(fù)合柔性墊層保護(hù)，然后覆蓋塊石層。復(fù)合柔性墊每層厚度為0.75 m。這種保護(hù)層的芯料是瀝青和塊石加土工格柵，外敷土工布包裹。柔性護(hù)墊制作材料由相關(guān)生產(chǎn)廠家提供。對于該保護(hù)措施，研究中考慮了單層和雙層護(hù)墊即一層(CF1)或兩層(CF2)復(fù)合柔性墊兩種工況進(jìn)行對比，其厚度分別為0.75 m和1.5 m。對應(yīng)覆蓋其上的塊石層厚度分別為1.25 m和0.5 m。保護(hù)方案示意圖詳見圖1-d。模型試驗(yàn)中對所有覆蓋層的尺寸設(shè)置均遵循幾何相似準(zhǔn)則。

1-a 純塊石層 1-b 混凝土塊層+塊石層

1-c 混凝土塊層+橡膠墊層+塊石層 1-d 復(fù)合柔性墊層+塊石層

圖1 不同防護(hù)措施管道示意圖

Fig.1 Sketch of different protective measures on the pipeline

本研究采用光纖布拉格光柵(Fiber Bragg Gating, FBG)傳感器來測量落錨引起的管道應(yīng)變。因?yàn)椴祭癫ㄩL對應(yīng)變和溫度很敏感，故在FBG傳感器中，應(yīng)變和溫度的變化可以根據(jù)經(jīng)驗(yàn)關(guān)系用布拉格波長的相對位移來換算。FBG傳感器具有更高的精度、更長的穩(wěn)定性、更小的尺寸、對電磁干擾的抗擾性以及測量超高速事件(如目標(biāo)物墜落對管道的影響)的能力。試驗(yàn)中的管道模型表面總共布置4條光柵光纖，各條光纖之間以環(huán)向間隔 90°沿管道軸向布置，分別布置于U(上表面)、B(下表面)、L(左側(cè)面)和R(右側(cè)面)4個(gè)方向，用來采集管道上、下、左、右4個(gè)表面的應(yīng)變數(shù)據(jù)。每條光纖上沿管道長度方向以間距為250 mm均勻布置有7個(gè)應(yīng)變傳感器(編號為#1～ #7)，總共28個(gè)應(yīng)變傳感器。FBG傳感器在管道表面布置如圖2所示。

1.3 實(shí)驗(yàn)步驟

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置草圖(單位：mm)

由于光纖光柵傳感器抗剪性能差，在剪切應(yīng)力作用下容易斷裂，因此，需要對光纖光柵傳感器進(jìn)行特殊的封裝。整個(gè)過程主要分為以下3個(gè)步驟：(1)貼光纖：利用定制的膠水將FBG傳感器沿軸向固定于管道表面的4個(gè)方向(U、B、L、R)；(2)涂硅膠：貼完光纖光柵之后，在管道模型表面均勻涂上一層硅膠，起緩沖作用，以保證試驗(yàn)過程中，光纖光柵不會(huì)破壞；(3)封裝熱縮管：待硅膠干燥后，在管子表面套上一層熱縮管，再利用熱風(fēng)槍使熱縮管緊緊的包裹在管道模型表面。本研究中，玻璃光纖的直徑很小(0.5 mm)，僅在管道表面測點(diǎn)處進(jìn)行粘貼，此外，熱縮管是由非常柔軟的塑料制成，故可以認(rèn)為它對管道模型的剛度影響很小。

落錨方式根據(jù)之前類似項(xiàng)目研究經(jīng)驗(yàn)，靜止落錨比行船條件(有水平速度)下落錨對底部沖擊更大，故從工程安全角度，試驗(yàn)采用靜止落錨方式。試驗(yàn)前，模型管道先埋在密實(shí)的沙質(zhì)海床中，然后覆蓋上述不同的保護(hù)層。模型船錨垂直懸掛在管道上方，調(diào)整其位置，使錨塊的下落點(diǎn)對準(zhǔn)應(yīng)變片#4，即管道中間部位。根據(jù)實(shí)際工程，設(shè)計(jì)的正常落錨高度分為10 m, 緊急拋錨高度為20 m。在試驗(yàn)中，基于相似準(zhǔn)則計(jì)算得到的落錨高度分別為0.65 m和1.30 m。由于錨的下落點(diǎn)具有一定的離散性，故每種情況重復(fù)試驗(yàn)10次。在重復(fù)試驗(yàn)前，對下落點(diǎn)周圍的保護(hù)層進(jìn)行重建，以消除先前試驗(yàn)留下的塑性應(yīng)變，并給予足夠的時(shí)間使管道恢復(fù)到原來的狀態(tài)。然后，對光纖應(yīng)變傳感器進(jìn)行置零處理。采用10個(gè)試驗(yàn)中的最大應(yīng)變值來分析保護(hù)層的有效性。不同形式的覆蓋層下模型試驗(yàn)照片如圖3所示。

3-a 純塊石層 3-b 混凝土塊層+塊石層 3-c 混凝土塊層+橡膠墊層+塊石層 3-d 復(fù)合柔性墊層(1或2層)+塊石層

圖3 管道不同防護(hù)措施照片

Fig.3 Photos of different protective measures on the pipeline

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 純塊石層實(shí)驗(yàn)結(jié)果

首先以純塊石覆蓋層試驗(yàn)為例進(jìn)行討論。圖4-a～4-c為管道上、下、側(cè)面各7個(gè)測點(diǎn)的應(yīng)變變化歷程曲線(其中垂直坐標(biāo)方向?yàn)閼?yīng)變大小，橫軸方向?yàn)闀r(shí)間，縱軸方向?yàn)闇y點(diǎn)位置)，實(shí)驗(yàn)條件均為落錨高度1.30 m，圖中截取了落錨撞擊前后的1 s的時(shí)間段。在圖中可以看出，對于管道表面，沖擊發(fā)生的時(shí)間均在0.5 s處左右。在圖4-a中，對于上表面，最大應(yīng)變出現(xiàn)在管道中部，即測點(diǎn)#4位置(即1.0 m處)，且具有負(fù)值，這表明管道上表面的中部受壓。而其他測點(diǎn)的應(yīng)變值為正值，表示上表面的其他部分受拉。在圖4-b中，對于管道的下表面，每個(gè)點(diǎn)的應(yīng)變正負(fù)與上表面正好相反。通過對管道上、下表面的應(yīng)變分析，表明由于落錨的向下沖擊，管道中部產(chǎn)生瞬時(shí)的向下突出；同時(shí)由于下部海床的支撐作用，其他遠(yuǎn)離落點(diǎn)的部分產(chǎn)生的變形曲率向上，類似于集中荷載作用下兩端固支梁的變形。圖4-c為管道側(cè)面的變形情況，由于管道的對稱性，兩個(gè)側(cè)面的變形幾乎相同，故只顯示了一個(gè)側(cè)面的應(yīng)變。在落錨位置處應(yīng)變?yōu)檎担砻髌浔砻媸芾?，可以理解為錨的沖擊使管道在落錨位置發(fā)生了豎向壓縮，但同時(shí)在水平方向向兩側(cè)鼓起，從而側(cè)面產(chǎn)生正應(yīng)變。

4-a 上表面

5-a 上表面

4-b 下表面

5-b 下表面

4-c 側(cè)表面

5-c 側(cè)面

圖4 純塊石層下管道各位置處應(yīng)變時(shí)間歷程(落錨高度1.30 m)

Fig.4 Time histories of strain at different locations of pipeline under pure rock layer(falling height of 1.30 m)

圖5 純塊石層下管道各位置處應(yīng)變對比圖(落錨高度1.30 m)

Fig.5 Comparisons of strain at different locations of pipeline under pure rock layer(falling height of 1.30 m)

圖5-a～5-c進(jìn)一步展示了管道表面同一側(cè)7個(gè)測點(diǎn)位置應(yīng)變變化的時(shí)間歷程。最大應(yīng)變的絕對值發(fā)生在傳感器# 4的位置，即落錨沖擊管道的位置。在管道上下表面處的最大應(yīng)變值基本相同，約為590 με(1 με = 1.0 × 10-6ε)，上表面為負(fù)值，下表面為正值；在管道側(cè)面位置的最大應(yīng)變絕對值約為+200 με?？傮w看來，落錨位置處的應(yīng)變值，與落點(diǎn)之外側(cè)點(diǎn)處的數(shù)值基本相反。隨著與落錨位置距離的增加，管道表面最大應(yīng)變的絕對值減小，且基本以落錨位置為中心在兩側(cè)呈對稱分布。從管道表面應(yīng)變歷程曲線還可以進(jìn)一步分析得到落錨沖擊過程持續(xù)的時(shí)間。從圖中可知，整個(gè)沖擊持續(xù)時(shí)間約為0.03 s。通過分析沖擊持續(xù)時(shí)間也可以很好地解釋能量與沖擊應(yīng)變的關(guān)系，這值得在今后的工作中進(jìn)一步深入開展研究。

2.2 不同覆蓋層防護(hù)性能分析

試驗(yàn)共模型了5種不同形式的覆蓋層，并對其管道沖擊防護(hù)效果進(jìn)行了比較分析。2.1節(jié)中對典型的塊石覆蓋層防護(hù)下的管道應(yīng)變變化進(jìn)行了分析，其余4種覆蓋層下的管道應(yīng)變發(fā)展過程與其基本相似，只是在最大應(yīng)變的絕對值上有所不同。圖6-a～6-e顯示了落錨高度為1.30 m時(shí)5種防護(hù)措施下，管道表面不同測點(diǎn)的應(yīng)變最大值的沿程分布曲線。應(yīng)變最大值出現(xiàn)在管道中部，然后從中部到側(cè)面逐漸減小，上下表面的應(yīng)變的絕對值基本相同。同時(shí)也可以看出，其他點(diǎn)的應(yīng)變值正負(fù)與管道中部的應(yīng)變值相反。如上所述，管道中部直接受到落錨的沖擊，中部彎曲向下。由于周圍土壤的支撐，管道其他部分的彎曲向上，上表面的應(yīng)變?yōu)檎?。另外可以看出，管道?cè)面的應(yīng)變值比上下表面的應(yīng)變值都要小。

6-a 純塊石層 6-b 混凝土塊層+塊石層

6-c 混凝土塊層+橡膠墊+塊石層 6-d 復(fù)合柔性墊層(1層)+塊石層

6-e 復(fù)合柔性墊層(2層)+塊石層

圖6 管道表面應(yīng)變最大值分布圖

Fig.6 Distributions of the maximum value of strain on the surface of pipeline

7-a 落錨高度1.30 m 7-b 落錨高度0.65 m

圖7 不同保護(hù)方式下管道的最大應(yīng)變

Fig.7 The maximum strain on the pipeline for different protective methods

研究以管道中部最大應(yīng)變絕對值作為判斷保護(hù)層有效性的依據(jù)。圖7-a為5種保護(hù)方法(落錨高度為1.30 m)管道上最大應(yīng)變的代表性結(jié)果。可以看出，純塊石層保護(hù)下的管道上最大應(yīng)變值的絕對值約為590 με，對于混凝土塊層+塊石層、混凝土塊層+橡膠墊+塊石層、復(fù)合柔性墊層(1層)+塊石層、復(fù)合柔性墊層(2層)+塊石層保護(hù)下的管道最大應(yīng)變分別約為480 με、370 με、260 με和150 με。圖7-b為落錨高度0.65 m時(shí)的最大應(yīng)變結(jié)果，也可觀察到相同的趨勢。通過對管道最大應(yīng)變的評估，確定了5種防護(hù)方法的有效性順序?yàn)椋簭?fù)合柔性墊層(2層)+塊石層>復(fù)合柔性墊層(1層)+塊石層>混凝土塊層+橡膠墊+塊石層>混凝土塊層+塊石層>純塊石層。因此，采用復(fù)合柔性墊層(2層)+塊石層的方法可以為管道提供相對更佳的保護(hù)。由于本文所研究的5種覆蓋層形式上部均為塊石保護(hù)層，因此最大的區(qū)別在于與管道相接處的下層覆蓋層的材料性能。相比較，由于塊石和混凝土的硬度較大，容易使上層沖擊力直接傳導(dǎo)至海底管道，因此其保護(hù)下的海底管道應(yīng)變也相對較大；而橡膠墊的可壓縮性較大且強(qiáng)度較低，當(dāng)沖擊荷載作用時(shí)，也容易使橡膠局部變形過大甚至失效；而試驗(yàn)中采用的復(fù)合柔性墊層，為加筋的瀝青混凝土材料組成，在強(qiáng)度和韌性方面均較為適中，因此在沖擊荷載作用下，表現(xiàn)出良好的吸能能力和隔絕沖擊的能力，起到了相對較好的防護(hù)效果。此外，需要注意的是混凝土塊層、橡膠墊、復(fù)合柔性墊等保護(hù)層材料在模型制作中不能完全滿足彈性相似性，可能在一定程度上會(huì)影響試驗(yàn)結(jié)果，因此，在實(shí)際工程中，需要考慮這種差異對管道保護(hù)效果的影響。

3 結(jié)論

本研究試驗(yàn)?zāi)M了落錨對海底管道的沖擊過程，利用光纖布拉格光柵(FBG)傳感器對管道上、下表面以及側(cè)面的應(yīng)變變化過程進(jìn)行了實(shí)時(shí)測量，對管道上方5種覆蓋層，包括純塊石層、混凝土塊層+塊石層、混凝土塊層+塊石層+橡膠墊和復(fù)合柔性墊層(1層或2層)+塊石層的防護(hù)有效性進(jìn)行了分析研究。在試驗(yàn)中，船錨模型在1.30 m和0.65 m的高度處分別落下，撞擊管道上方的覆蓋層。研究對比分析了5種覆蓋層下管道表面最大應(yīng)變的絕對值及其沿管道長度方向的分布。試驗(yàn)結(jié)果表明：

(1)管道的最大應(yīng)變位于錨的落點(diǎn)處，然后沿管道軸線向兩側(cè)減小。管道上落錨的影響范圍長度可達(dá)管道直徑的30～40倍。管道上表面應(yīng)變的絕對值與下表面應(yīng)變的絕對值基本相同，可以看作是純彎曲現(xiàn)象。管道落錨位置處上表面應(yīng)變?yōu)樽畲筘?fù)值，其他位置測點(diǎn)處為正值。相反，落錨點(diǎn)的管道底面應(yīng)變?yōu)檎?，其他點(diǎn)的應(yīng)變?yōu)樨?fù)值。這表明管道在碰撞點(diǎn)的彎曲是向下的，而由于周圍土壤支撐作用，其他點(diǎn)的彎曲方向?yàn)橄蛏稀?/p>

(2)在2種落錨高度條件下，管道中部應(yīng)變最大值的關(guān)系為：復(fù)合柔性墊層(2層)+塊石層>復(fù)合柔性墊層(1層)+塊石層>混凝土塊層+橡膠墊+塊石層>混凝土塊層+塊石層>純塊石層，這也反映出5種不同覆蓋層對落錨沖擊效應(yīng)的防護(hù)性能。當(dāng)前結(jié)果表明：采用復(fù)合柔性墊層(2層)+塊石層的方法，可為管道提供相對更佳的防護(hù)。此外，需要注意的是混凝土塊層、橡膠墊、復(fù)合柔性墊等保護(hù)層材料在模型制作中不能完全滿足彈性相似性，可能在一定程度上會(huì)影響試驗(yàn)結(jié)果，因此在實(shí)際工程中，需要考慮這種差異對管道保護(hù)效果的影響。