海洋液化地基中輸水管道變形特性的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究*

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(shí)難免會(huì)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(dòng)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(duì)人們的生命財(cái)產(chǎn)構(gòu)成了極大的威脅。

對(duì)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(shí)對(duì)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(jí)大地震，對(duì)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(shí)，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(dòng)臺(tái)試驗(yàn)是研究地下管道或結(jié)構(gòu)物動(dòng)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(dòng)臺(tái)建立模型試驗(yàn)，對(duì)液化地基場地中的管線動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究，同時(shí)監(jiān)測振動(dòng)時(shí)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(dòng)臺(tái)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(dòng)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(dòng)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(duì)密實(shí)度都會(huì)對(duì)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(dòng)力響應(yīng)，使用水下振動(dòng)臺(tái)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(dòng)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(tái)之間的連接處等(張小玲， 2009)。這些措施主要針對(duì)加固管道本身，對(duì)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(duì)比分析幾種抗液化措施的效果。陳育民等(2010)使用振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行模型試驗(yàn)，對(duì)比剛性排水樁和普通樁在動(dòng)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(duì)土體抗剪強(qiáng)度影響顯著。Maheshwari et al. (2012)開展振動(dòng)臺(tái)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(duì)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(duì)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(duì)于海洋環(huán)境下可液化砂土地基中的管道變形研究相對(duì)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(duì)于各個(gè)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(dòng)力響應(yīng)研究。依托某臨?；痣娬局甭窆艿理?xiàng)目，采用室內(nèi)振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)方法，探究海洋液化地基和管道在動(dòng)力荷載作用下的動(dòng)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(jí)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(gè)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(bào)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(dòng)力荷載作用下的動(dòng)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(duì)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(bào)告，近海區(qū)域(BH240)處的砂層相對(duì)密實(shí)度為50%左右，根據(jù)其級(jí)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(jí)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(jí)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(jí)配不良的細(xì)砂。

圖 3 7#硅砂和BH240砂樣的級(jí)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(duì)密實(shí)度為50%的飽和試樣?？紤]振動(dòng)臺(tái)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(duì)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(jì)圖(單位：mm)Fig. 4 Model pipeline cross-sectional drawing and design drawing(unit： mm)a. 截面圖； b. 設(shè)計(jì)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(gè)，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(dòng)振動(dòng)試驗(yàn)系統(tǒng)。振動(dòng)臺(tái)臺(tái)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(dòng)作用，加載方式為液壓式。臺(tái)面為SC-0505液體靜壓式水平滑臺(tái)，通過搭配對(duì)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(dòng)臺(tái)試驗(yàn)。振動(dòng)臺(tái)的臺(tái)面配有加速度計(jì)，型號(hào)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(dòng)臺(tái)及層狀柔性剪切箱Fig. 6 Shaking table and laminar flexible shear boxa. 振動(dòng)臺(tái)； b. 層狀柔性剪切箱

振動(dòng)臺(tái)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(gè)加速度傳感器(A1、A2、A3)； 同時(shí)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(dòng)臺(tái)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(dòng)臺(tái)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(dòng)力荷載輸入，振動(dòng)時(shí)間15 s，最大加速度為0.2 g，振動(dòng)頻率為5 Hz，實(shí)測振動(dòng)臺(tái)臺(tái)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(shí)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(shí)加速度峰值開始減小， 22.5 s時(shí)加速度減小至0，最大峰值加速度維持時(shí)間為15 s。

圖 9 振動(dòng)臺(tái)臺(tái)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(jì)并進(jìn)行了4組工況的振動(dòng)臺(tái)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(gè)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(gè)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(gè)。

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(shí)程曲線，圖 12a中虛線位置為初始的液化發(fā)生時(shí)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(shí)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(shí)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(shí)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(shí)，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(shí)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(duì)于加固砂土層起到作用，減少了該層砂土的液化持續(xù)時(shí)間； 但是上層砂土的液化程度嚴(yán)重，液化持續(xù)時(shí)間約10 s，雖然液化持續(xù)時(shí)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(duì)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(shí)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(shí)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(shí)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(shí)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(dòng)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(shí)認(rèn)為土體發(fā)生完全液化，此時(shí)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(duì)比各個(gè)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(dòng)時(shí)間為5～20 s的超孔壓平均值，并計(jì)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(gè)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(gè)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(dòng)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?？偟膩砜矗r1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(gè)砂土層，能夠迅速排出動(dòng)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(duì)比分析各工況的排水能力，計(jì)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(shí)程曲線。在每個(gè)測點(diǎn)位置，工況1～3的超孔壓時(shí)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(shí)程曲線相對(duì)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(shí)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(shí)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(dòng)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(shí)間約2 s，下降位移約為0.5 mm。這段時(shí)間正是對(duì)應(yīng)的加速度幅值由最大值向最小值衰減的時(shí)間段，也是超孔壓快速積累的階段，說明砂樣在此時(shí)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(gè)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(dòng)停止時(shí)，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(dòng)停止前到達(dá)峰值并且保持穩(wěn)定。整體來看，比較各個(gè)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(duì)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(shí)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(dòng)臺(tái)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(dòng)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(shí)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(duì)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(shí)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(shí)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(dòng)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(shí)需要選擇適當(dāng)?shù)呐潘ǖ缹挾取?/p>