陳育民 陳潤澤 張坤賢 張 喆

(河海大學(xué)， 南京 210024， 中國)

0 引 言

埋地管道是輸送物資的重要方式之一，常常被用于大范圍輸送自來水、天然氣、石油等日常生活資源，在國民日常生活中占據(jù)重要地位(朱敦銘等， 2020； 朱鴻鵠等， 2020)。埋地管道在鋪設(shè)時難免會經(jīng)過一些地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜的區(qū)域，這使得在地震動作用下土壤液化引起的管道變形成為埋地管道失效的重要影響因素(吳建等， 2019)。在海底管線工程中，管道穿越的可液化土層往往厚度大、飽和度高，由于地震引發(fā)的海洋地基液化所造成的管道損壞對人們的生命財產(chǎn)構(gòu)成了極大的威脅。

對于地下管道、隧道以及地下結(jié)構(gòu)物，由于其等效密度較低，在液化情況下容易遭受影響而上浮甚至破壞(黃雨等， 2013)。1976年唐山大地震，不僅僅造成地上建筑物的開裂、傾斜和倒塌，同時對于地下的埋管也產(chǎn)生嚴(yán)重的損壞，最終導(dǎo)致城市輸水系統(tǒng)癱瘓，嚴(yán)重影響受災(zāi)地區(qū)人民群眾的日常用水和生活，大大延遲災(zāi)后的恢復(fù)重建工作(孫紹平等， 2003)。此外，這次強(qiáng)震同樣影響到北京至秦皇島段的輸油管道，最終導(dǎo)致大量原油泄漏，既導(dǎo)致嚴(yán)重的經(jīng)濟(jì)損失，同樣污染沿線的農(nóng)田和河流。2008年我國汶川8.0級大地震，對該地區(qū)造成極其嚴(yán)重的破壞，地上建筑大量倒塌破壞，同時，地下管網(wǎng)系統(tǒng)也產(chǎn)生嚴(yán)重?fù)p壞，管道及其接頭處出現(xiàn)泄漏和破壞，城市的供水系統(tǒng)仍處于癱瘓狀態(tài)，給災(zāi)后救援以及恢復(fù)重建帶來極大的不便(楊丹等， 2010)。

振動臺試驗(yàn)是研究地下管道或結(jié)構(gòu)物動力學(xué)響應(yīng)的重要室內(nèi)試驗(yàn)方法(詹志發(fā)等， 2019)，國內(nèi)外學(xué)者取得了一系列相關(guān)成果。Towhata et al. (1999)利用振動臺建立模型試驗(yàn)，對液化地基場地中的管線動力響應(yīng)進(jìn)行研究，同時監(jiān)測振動時管道的上浮位移，并根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果推理砂土的黏結(jié)力。鄒德高等(2002， 2010), 鄒德高(2008)利用大型振動臺開展模型試驗(yàn)，試驗(yàn)測量飽和砂土地基中的加速度響應(yīng)、超孔隙水壓力以及管道豎向位移，試驗(yàn)結(jié)果顯示埋地管道在動力荷載作用下的確發(fā)生上浮現(xiàn)象，原因在于管道上部的土體抗剪強(qiáng)度在動力作用下發(fā)生衰減。此外，還開展多種管道抗震加固措施的試驗(yàn)，最終證明U型碎石排水措施的抗液化效果最佳?？讘椌┑?2007)研究飽和砂土地基液化后變形以及管道上浮情況，最終得出地下管道的管徑、埋深、地下水位高度以及地基土的相對密實(shí)度都會對管道上浮位移產(chǎn)生較大影響。Koseki et al. (1997)通過研究管道的上浮機(jī)理推理出管道抗上浮安全系數(shù)。周晶等(2003)為了研究地震作用下海底懸跨管道動力響應(yīng)，使用水下振動臺開展試驗(yàn)，開展120組試驗(yàn)，主要考慮管道兩端支撐、懸跨高度和長度等因素，試驗(yàn)表明懸跨長度是重要原因，陸地管道和海底管道的動力響應(yīng)存在差異。

目前海底管道的抗震措施通常有：采用柔性接口，抗震性能強(qiáng)； 改進(jìn)工藝布置和規(guī)劃； 加固與海底管道、平臺之間的連接處等(張小玲， 2009)。這些措施主要針對加固管道本身，對于地基的抗液化加固措施，目前主要包括：地基土體換填法(鄭剛等， 2012)； 夯實(shí)地基法(帥健等， 2009)； 灌漿法(白旭等， 2019)； 設(shè)置抗拔樁、隔離墻(張西文等， 2020)； 設(shè)置碎石排水體(胡記磊等， 2017)； 倒濾層減壓法等。許多學(xué)者也在探究新的抗液化措施，李長升等(2003)通過埋地管道抗液化模型試驗(yàn)，觀察和測量加固管道和地基的變化，對比分析幾種抗液化措施的效果。陳育民等(2010)使用振動臺進(jìn)行模型試驗(yàn)，對比剛性排水樁和普通樁在動力荷載下的差異，剛性排水樁附近孔隙水壓力明顯低于普通樁。Krishnaswamy et al. (1994， 1995)使用不同土工布作為加固材料進(jìn)行多次試驗(yàn)，分析加筋砂土在三軸試驗(yàn)下的液化趨勢，試驗(yàn)結(jié)果顯示加固材料的抗彎剛度和壓縮性對土體抗剪強(qiáng)度影響顯著。Maheshwari et al. (2012)開展振動臺模型試驗(yàn)，探究土工格柵板、土工合成纖維以及天然纖維對砂土的抗液化效果，試驗(yàn)結(jié)果表明隨著纖維含量和土工格柵片的增加，抗液化性能明顯提高。

目前對于地下管道或地下結(jié)構(gòu)物在地震作用下的變形破壞研究主要集中于綜合管廊、地下管線、地鐵或者盾構(gòu)隧道，而對于海洋環(huán)境下可液化砂土地基中的管道變形研究相對較少； 此外圍繞海洋液化砂土地基管道工程，進(jìn)行相應(yīng)的抗液化地基加固措施研究不多，且對于各個加固措施在海洋液化地基中的應(yīng)用效果仍不全面。因此，有必要進(jìn)一步開展地震作用下海洋液化地基中輸水管道的動力響應(yīng)研究。依托某臨海火電站直埋管道項(xiàng)目，采用室內(nèi)振動臺模型試驗(yàn)方法，探究海洋液化地基和管道在動力荷載作用下的動力響應(yīng)規(guī)律，分析不同加固措施在海洋液化地基中應(yīng)用的抗液化效果。

1 試驗(yàn)材料及方法

1.1 工程背景

某臨?；痣娬?00 MW級聯(lián)合循環(huán)燃?xì)怆娬局甭窆艿拦こ叹嚯x海港約6 km，工程布置如圖 1所示。該項(xiàng)目整體在海洋環(huán)境下進(jìn)行施工，采用HDPE實(shí)壁管道，直徑2.5 m，平均壁厚為0.1 m，管道總長為1500 m左右，平均埋深達(dá)水下2～7 m，管道配有配重塊，近海區(qū)域每個配重塊間隔4 m?？绾］斔瓾DPE實(shí)壁管道的鋪設(shè)規(guī)模之大，在國內(nèi)外工程中實(shí)屬罕見。

圖 1 某臨?；痣娬竟こ滩贾檬疽鈭DFig. 1 Engineering layout of a waterfront thermal power station

管道所穿越的地質(zhì)十分復(fù)雜，地質(zhì)斷面如圖 2所示。根據(jù)項(xiàng)目現(xiàn)場勘測報告，管道沿線分布有大量松散的砂土，其中臨海岸側(cè)有長855 m，最大深度22 m的松散砂土層(圖 2中綠色區(qū)域)。因此，為探究海洋液化地基和管道在動力荷載作用下的動力響應(yīng)規(guī)律，試驗(yàn)選擇該工程近海區(qū)域(BH240)處的砂土地基和管道作為研究分析對象。

圖 2 管道工程地質(zhì)斷面圖Fig. 2 Geological cross section of pipeline project

1.2 試驗(yàn)材料

根據(jù)項(xiàng)目現(xiàn)場勘測報告，近海區(qū)域(BH240)處的砂層相對密實(shí)度為50%左右，根據(jù)其級配曲線和基本物理性質(zhì)，本次試驗(yàn)所采用的試驗(yàn)砂樣為7#硅砂，BH240砂樣和7#硅砂的級配曲線如圖 3所示。7#硅砂基本物理參數(shù)為：平均粒徑d50=0.15 mm，比重Gs=2.64，最大干密度ρd，max=1.68 g · cm-3，最小干密度ρd，min=1.36 g · cm-3。由級配曲線可知：控制粒徑d60=0.17 mm，d30=0.12 mm，有效粒徑d10=0.08 mm，不均勻系數(shù)Cu=2.13，曲率系數(shù)Cc=1.06，屬于級配不良的細(xì)砂。

圖 3 7#硅砂和BH240砂樣的級配曲線Fig. 3 Grading curves of 7# silica sand and BH240 sand samples

試驗(yàn)使用海水盡可能模擬實(shí)際工程環(huán)境中的情況，采用天然海鹽進(jìn)行海水配置，首先一次性準(zhǔn)備30 kg自來水，放置在陽光下曝曬2 d，去除自來水中的氯氣； 之后稱重1 kg海鹽，分多次倒入30 kg的自來水中，每次倒入100 g且需要充分?jǐn)嚢瑁?最終靜置12 h，得到濃度為26‰的海水。最終配置為相對密實(shí)度為50%的飽和試樣?？紤]振動臺和剪切箱尺寸大小，本次模型試驗(yàn)所使用的相似比尺為1︰50。

模型管道采用3D打印制作，材料為熱塑性聚氨酯橡膠(TPU)，彈性模量為500 MPa，泊松比為0.40，材料密度為1.1 g · cm-3； 選取工程區(qū)域BH240平緩砂層中的11 m長管道為參考對象，模型管道為空心圓管，長度220 mm，外側(cè)直徑50 mm，壁厚2 mm，外觀尺寸比例為1︰50， 如圖 4所示。

圖 4 模型管道截面圖及設(shè)計圖(單位：mm)Fig. 4 Model pipeline cross-sectional drawing and design drawing(unit： mm)a. 截面圖； b. 設(shè)計圖

為抵消拉線式位移傳感器拉力以及符合模型相似比要求，采用重量98 g的鋁合金作為模型配重塊，共有2個，配重后的模型管道如圖 5所示。

圖 5 配重后的模型管道Fig. 5 Counterweighted model pipes

1.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)使用DC-600-6型電動振動試驗(yàn)系統(tǒng)。振動臺臺面尺寸0.5 m×0.5 m，最大載重為200 kg，頻率范圍為5～5000 Hz，可以在水平方向發(fā)生振動作用，加載方式為液壓式。臺面為SC-0505液體靜壓式水平滑臺，通過搭配對應(yīng)的采集系統(tǒng)，可以實(shí)現(xiàn)水平、豎直、正弦和沖擊等多種振動臺試驗(yàn)。振動臺的臺面配有加速度計，型號為Ymc-2106c，靈敏度為2.60 pc · ms-2。采用立方體層狀柔性剪切箱長×寬×高為0.5 m×0.3 m×0.5 m，采用輕質(zhì)鋁合金和有機(jī)玻璃制作，共有10層，每層0.05 m，如圖 6所示。

圖 6 振動臺及層狀柔性剪切箱Fig. 6 Shaking table and laminar flexible shear boxa. 振動臺； b. 層狀柔性剪切箱

振動臺模型試驗(yàn)布置圖如圖 7、圖 8所示。在海洋環(huán)境的飽和砂土地基中沿深度每10 cm放置一個加速度傳感器(A1、A2、A3)； 同時沿深度布置孔隙水壓力傳感器(P1、P2、P3、P4)； 位移傳感器固定在支架上，拉線端系于管道預(yù)定位置； 應(yīng)變片提前貼在模型管道的表面。

圖 7 振動臺試驗(yàn)?zāi)Ｐ推矫娌贾脠D(單位：cm)Fig. 7 Shaking table test model plan layout(unit： cm)

圖 8 振動臺模型試驗(yàn)布置正視圖、左視圖(單位：cm)Fig. 8 Front view and left view of shaking table test model arrangement(unit： cm)

模型試驗(yàn)選擇駐留正弦波作為動力荷載輸入，振動時間15 s，最大加速度為0.2 g，振動頻率為5 Hz，實(shí)測振動臺臺面輸出的加速度曲線如圖 9所示。加速度波形為正弦波，加速度在1 s后開始增加， 6 s時加速度峰值達(dá)到最大； 6～21 s加速度峰值保持不變； 21 s時加速度峰值開始減小， 22.5 s時加速度減小至0，最大峰值加速度維持時間為15 s。

圖 9 振動臺臺面輸出的加速度曲線Fig. 9 Acceleration curve of shaking table output

1.4 試驗(yàn)工況

設(shè)計并進(jìn)行了4組工況的振動臺試驗(yàn)研究，具體工況如表 1所示。工況1為礫石壓重組，在模型管道正上方區(qū)域設(shè)置一個尺寸為30 cm×5 cm×6 cm(長×寬×高)區(qū)域礫石堆； 工況2為寬排水板加固組，使用模型排水板放置在管道四周，模型排水板尺寸為1 cm×40 cm，設(shè)定為寬排水板，每個排水板距離管道軸線5.5 cm，距離兩端邊緣為5 cm。具體試驗(yàn)布置如圖 10、圖 11所示； 工況3為窄排水板加固，與工況2試驗(yàn)布置一致，使用排水板尺寸為0.5 cm×40 cm，在管道四周布置4個。

表 1 模型試驗(yàn)工況Table 1 Model test conditions

圖 10 試驗(yàn)工況2平面布置圖(單位：cm)Fig. 10 Plan layout of shaking table test condition 2 (unit： cm)

圖 11 試驗(yàn)工況2正視圖、左視圖(單位：cm)Fig. 11 Front view and left view of shaking table test condition 2 arrangement(unit： cm)

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 水平加速度

如圖 12所示為不同工況下水平加速度時程曲線，圖 12a中虛線位置為初始的液化發(fā)生時間(超孔壓比均大于1)。在標(biāo)準(zhǔn)工況中，砂土沿深度出現(xiàn)不同的液化表現(xiàn)，底部土層出現(xiàn)輕微的液化現(xiàn)象，基本可以忽略； 中上層砂土前期出現(xiàn)明顯的液化，持續(xù)時間約12 s，但是后期土層的液化逐漸消失； 上層的砂土液化持續(xù)時間最長，約為20 s，且加速度峰值衰減最多，說明該層砂土的液化程度最嚴(yán)重。

圖 12 不同工況下水平加速度時程曲線Fig. 12 Horizontal acceleration time course curve under different working conditionsa. 標(biāo)準(zhǔn)工況； b. 工況1礫石壓重； c. 工況2寬排水板加固； d. 工況3窄排水板加固

同時，工況1礫石壓重試驗(yàn)中，砂土底部未發(fā)生液化，中部土層同樣出現(xiàn)了前期液化后期消散的情況，持續(xù)時間大約5 s，與標(biāo)準(zhǔn)工況相比明顯縮短，說明礫石壓重對于加固砂土層起到作用，減少了該層砂土的液化持續(xù)時間； 但是上層砂土的液化程度嚴(yán)重，液化持續(xù)時間約10 s，雖然液化持續(xù)時間減少，但加速度峰值衰減更大，液化程度反而更加嚴(yán)重。說明礫石壓重對于上層砂土的加固未能起到有效作用，雖然縮短了液化持續(xù)時間，但造成了更嚴(yán)重的液化現(xiàn)象。工況2試驗(yàn)中，底部和中間層的砂土未發(fā)生明顯的液化現(xiàn)象； 頂部土層出現(xiàn)了前期液化后期消散的現(xiàn)象，持續(xù)時間約5 s，加速度幅值衰減幅度為40%； 與標(biāo)準(zhǔn)工況比，寬排水板效果明顯，有效的抑制中下層砂土液化的發(fā)生，同樣很大程度降低上層砂土液化的程度和持續(xù)時間，說明該加固措施有效。工況3試驗(yàn)基本和工況2試驗(yàn)結(jié)果一致，同樣是頂部砂土出現(xiàn)先液化后消散的現(xiàn)象，持續(xù)時間5 s左右，加速度衰減幅度60%，說明頂部土層液化程度比工況2情況嚴(yán)重，但同樣起到了降低液化災(zāi)害的效果。

2.2 孔隙水壓力

振動荷載導(dǎo)致土體超孔壓逐漸增大，砂土有效應(yīng)力逐漸減小直至為零，此時認(rèn)為土體發(fā)生完全液化，此時超孔隙水壓力等于土體的有效應(yīng)力。超孔壓比定義為超靜孔隙水壓力與土體有效應(yīng)力的比值，其表達(dá)式為：

(1)

式中：ru為超孔壓比； Δu為超靜孔隙水壓力；σv為土體豎向有效應(yīng)力。

為對比各個工況不同深度的超孔壓變化規(guī)律，求出各工況不同測點(diǎn)位置處振動時間為5～20 s的超孔壓平均值，并計算同一測點(diǎn)不同工況的超孔壓變化率，結(jié)果如表 2所示。各個測點(diǎn)的超孔壓均值在不同工況下出現(xiàn)明顯的差異，其中標(biāo)準(zhǔn)工況各個測點(diǎn)的超孔壓均值最大。與標(biāo)準(zhǔn)工況相比，工況2超孔壓均值下降幅度最大，工況3次之，工況1下降幅度最小，這表明3種加固措施都可以降低砂土地基在動力荷載作用下積攢的超孔壓產(chǎn)生和積累。相比于標(biāo)準(zhǔn)工況，工況1的超孔壓均值最大降幅在P3測點(diǎn)處，超孔壓均值下降了32.89%； 工況2的超孔壓均值最大降幅在P3測點(diǎn)處，超孔壓均值下降了48.30%； 工況3的超孔壓均值最大降幅在P2測點(diǎn)處，超孔壓均值下降了38.91%。因此，工況2的加固方式能夠更好地降低砂土中超孔壓的產(chǎn)生和積累，具有更好的抗液化效果。

表 2 各工況不同測點(diǎn)的超靜孔壓均值表Table 2 The average value of excess static pore pressure at different measurement points for each working condition

工況1主要通過上層的礫石堆構(gòu)成排水通道，使砂土上層區(qū)域的超孔壓快速消散，但整體抗液化效果不明顯； 而工況2和工況3主要通過插入砂土中的排水板，使得砂土中超孔壓水能夠得到迅速排出，使得砂土中的超孔壓無法一直積累，有效地抑制砂土液化的產(chǎn)生?？偟膩砜?，工況1礫石壓重只有利于砂土表層的超孔壓水排出，且排水效果一般； 而工況2和工況3的排水板作用于整個砂土層，能夠迅速排出動力荷載積攢的超孔壓水，效果更佳。

表 3 各工況不同測點(diǎn)的超靜孔壓下降速率表Table 3 The drop rate of excess static pore pressure at different measurement points for each working condition

為對比分析各工況的排水能力，計算5～20 s內(nèi)各工況各測點(diǎn)的超孔壓的下降速率如表 3所示。由表3可知，工況2和工況3超孔壓下降速率快，工況2最大下降速率在P2處，為52.96 Pa · s-1； 工況3最大下降速率在P3處，為30.01 Pa · s-1； 總體來看，工況2消散砂土超孔壓能力最強(qiáng)，工況3次之，工況1效果并不明顯。

圖 13為不同測點(diǎn)位置處各工況的超孔壓比時程曲線。在每個測點(diǎn)位置，工況1～3的超孔壓時程曲線都明顯低于標(biāo)準(zhǔn)工況，其中工況2與標(biāo)準(zhǔn)工況的差距最明顯，工況3次之，工況1差距最小。這也與加速度時程曲線相對應(yīng)，故工況2的抗液化效果最好，工況3次之。

圖 13 不同埋深位置的超孔壓比時程曲線Fig. 13 Time course curves of excess pore pressure ratio at different burial depthsa. P1測點(diǎn)； b. P2測點(diǎn)； c. P3測點(diǎn)； d. P4測點(diǎn)

2.3 管道豎向位移

各工況W2測點(diǎn)的位移時程曲線匯總?cè)鐖D 14所示。模型管道整體未發(fā)生明顯的彎曲變形，因此選擇管道中心區(qū)域的W2測點(diǎn)分析管道豎向位移變化。振動開始約2.5 s后，模型管道豎向位移發(fā)生明顯變化，出現(xiàn)短暫的下降現(xiàn)象，持續(xù)時間約2 s，下降位移約為0.5 mm。這段時間正是對應(yīng)的加速度幅值由最大值向最小值衰減的時間段，也是超孔壓快速積累的階段，說明砂樣在此時發(fā)生抗剪強(qiáng)度減弱、超孔壓積累，砂樣正處于液化發(fā)生的階段。因此，這個短暫的“凹陷”出現(xiàn)，是因?yàn)樯皹诱幱谝夯l(fā)展階段，模型管道下部的砂樣土體發(fā)生土體相變，及砂樣突然有固態(tài)向液態(tài)轉(zhuǎn)化的過程，本來土體承擔(dān)力突然喪失導(dǎo)致模型管道出現(xiàn)向下的位移。

由圖 14可知，標(biāo)準(zhǔn)工況和工況1的豎直位移先小幅度向下，之后開始逐漸增大，但是上浮的速度開始慢慢減小，直到振動停止時，上浮位移達(dá)到最大值并且一直保持穩(wěn)定。而工況2和工況3的豎向位移也是先出現(xiàn)“凹陷”，之后開始逐漸增大，但是在7 s左右出現(xiàn)轉(zhuǎn)折，管道開始出現(xiàn)下沉，下降速度逐漸減緩，最終也在振動停止前到達(dá)峰值并且保持穩(wěn)定。整體來看，比較各個工況的豎向位移，標(biāo)準(zhǔn)工況為7.8 mm，工況1為2.7 mm，工況2為- 1.44 mm，工況3為- 0.73 mm，說明加固措施對于管道上浮位移都起到作用，其中工況3的控制管道豎向位移的效果最好。

圖 14 各工況管道豎向位移時程曲線(W2測點(diǎn))Fig. 14 Time course curve of vertical displacement of pipe for each working condition(W2)

3 結(jié) 論

依托某火電站直埋管道項(xiàng)目，采用室內(nèi)振動臺模型試驗(yàn)方法，分析了可液化砂土地基中輸水管道的液化變形和動力響應(yīng)規(guī)律，探究了礫石壓重法和排水板加固法的抗液化效果，得出的主要結(jié)論如下：

(1)不同加固試驗(yàn)的加速度時程曲線規(guī)律并不一致，但是與標(biāo)準(zhǔn)工況相比，加固措施的加速度響應(yīng)幅值產(chǎn)生一定程度衰減，說明加固措施能夠有效抑制砂土抗剪強(qiáng)度的消失，增強(qiáng)砂土的抗液化能力。加固措施均明顯加強(qiáng)中上層砂土的抗液化能力，采用排水板進(jìn)行加固的工況加速度幅值衰減幅度較小。

(2)對比分析超靜孔壓均值和其變化率發(fā)現(xiàn)，加固工況的超靜孔壓均值都發(fā)生顯著的下降，其中：與標(biāo)準(zhǔn)工況相比，采用寬排水板加固時超靜孔壓均值最大下降幅度為48.30%，而采用窄排水板加固時超靜孔壓均值最大下降幅度為38.91%，采用礫石壓重工況中超靜孔壓均值最大下降幅度為32.89%，均出現(xiàn)在砂土層中部。

(3)加固工況的管道模型豎向位移均產(chǎn)生顯著的控制效果。標(biāo)準(zhǔn)工況最終豎向位移為7.8 mm，采用礫石壓重工況的最終豎向位移為2.7 mm，相比于標(biāo)準(zhǔn)工況下降65.4%； 采用寬排水板加固的最終豎向位移為- 1.44 mm； 采用窄排水板加固的最終豎向位移為- 0.73 mm。

(4)采用寬排水板加固工況的抗液化能力最強(qiáng)，但是該工況排水能力過強(qiáng)導(dǎo)致砂土在振動階段排出過多的超孔壓水，促使砂土發(fā)生快速固結(jié)以及砂土層的整體沉降。因此，在實(shí)際工程應(yīng)用中，推薦使用排水板加固方案，同時需要選擇適當(dāng)?shù)呐潘ǖ缹挾取?/p>