地震作用下可液化場(chǎng)地管道上浮動(dòng)力響應(yīng)及影響因素分析

顧世祥，張繼虎，梅 偉，楊 帆，單奪權(quán)，童保林，杜文琪

（1.云南省水利水電勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院，云南 昆明 650021；2.武漢大學(xué)水資源與水電工程科學(xué)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，工程風(fēng)險(xiǎn)與防災(zāi)研究所，湖北 武漢 430072）

引言

輸水管道因具有安全可靠、施工便捷以及土地資源占用較少等優(yōu)點(diǎn)，已廣泛應(yīng)用于長(zhǎng)距離輸水工程。近年來(lái)，地震作用下場(chǎng)地液化造成的管道上浮破壞現(xiàn)象頻繁發(fā)生，在2010 年智利Maule 地震、2011 年日本Great East Japan 大地震和2011 年新西蘭Christchurch 地震中，場(chǎng)地液化均導(dǎo)致了管道的大面積上浮破壞現(xiàn)象［1］，其中前二者均生成了大量的長(zhǎng)持時(shí)地震波。目前我國(guó)水利建設(shè)正逐步面向西南高地震烈度區(qū)，如滇中引水二期工程玉溪段地震烈度高且斷裂帶發(fā)育，近場(chǎng)地震效應(yīng)顯著。因此有必要進(jìn)一步開(kāi)展地震作用下管道上浮動(dòng)力反應(yīng)的相關(guān)研究，從而提升長(zhǎng)距離輸水管道系統(tǒng)的抗震性能。

可液化場(chǎng)地管道上浮破壞的研究方法主要可以概括為三類：（1）物理試驗(yàn)，如鄒德高［2］通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)指出砂土液化后土體抗剪強(qiáng)度減小是導(dǎo)致管道上浮發(fā)生的直接原因，CASTIGLIA 等［3］利用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)分析了管道自重和地震幅值、時(shí)程對(duì)上浮反應(yīng)的影響等；（2）靜力有限元數(shù)值模擬，多以折減土彈簧剛度的方式來(lái)模擬液化，并施加荷載邊界模擬管道上浮。如林均歧等［4］采用非線性增量有限單元法，探討了液化區(qū)長(zhǎng)度和軸向力等對(duì)管道上浮的影響；陳艷華等［5］基于土彈簧模型分析了管道上浮的影響因素。靜力分析方法雖然簡(jiǎn)單易用，但不能考慮地震特性及孔壓增長(zhǎng)、擴(kuò)散、消散等性質(zhì)，且所得結(jié)果偏大［6］；（3）動(dòng)力時(shí)程數(shù)值模擬，可以反映土體孔壓和管道上浮的時(shí)程變化，但對(duì)土體本構(gòu)模型要求較高。如SAEEDZADEH 等［7］運(yùn)用PLAXIS 軟件開(kāi)展了二維數(shù)值模擬，分析了土體相對(duì)密度、地下水位和管道埋深等對(duì)管道上浮位移的影響，但其選用的液化土體本構(gòu)模型較為簡(jiǎn)單。地震作用下可液化場(chǎng)地管道的上浮動(dòng)力反應(yīng)，與管土材料和地震動(dòng)特性密切相關(guān)，對(duì)于數(shù)值模擬計(jì)算而言，還涉及到土體本構(gòu)是否可以正確描述液化后土體性質(zhì)這一問(wèn)題。因此，本文注意到現(xiàn)有研究中存在的兩個(gè)問(wèn)題：第一，對(duì)于液化土體變形和孔壓變化的描述不夠合理，如靜力有限元分析方法甚至無(wú)法描述土體孔壓變化，所得結(jié)果準(zhǔn)確度略有不足；第二，地震動(dòng)持時(shí)和近場(chǎng)脈沖特性對(duì)于管道上浮以及管道破壞模式的影響尚未得到充分研究。

針對(duì)以上兩個(gè)問(wèn)題，本文基于美國(guó)太平洋地震工程研究中心（Pacific Earthquake Engineering Research Center，PEER）主導(dǎo)開(kāi)發(fā)的OpenSees開(kāi)源有限元軟件［8］，采用PDMY液化土體本構(gòu)模型，建立可液化場(chǎng)地埋地管道二維分析模型?；谀繕?biāo)反應(yīng)譜、譜匹配等方法從NGA-West2地震動(dòng)數(shù)據(jù)庫(kù)選取地震波。首先驗(yàn)證了數(shù)值模型方法的有效性，然后系統(tǒng)分析了管土特性、長(zhǎng)短持時(shí)與脈沖非脈沖地震動(dòng)特性對(duì)管道上浮反應(yīng)的影響規(guī)律。

1 地震動(dòng)選取

1.1 基于目標(biāo)反應(yīng)譜選取地震動(dòng)

為研究管土特性對(duì)管道上浮的影響，基于云南省滇中引水二期工程玉溪段某場(chǎng)地設(shè)計(jì)反應(yīng)譜，選取具有一致譜形的地震動(dòng)記錄。該場(chǎng)地抗震設(shè)防烈度為8度，設(shè)計(jì)基本地震加速度值0.3 g，Ⅳ類場(chǎng)地。根據(jù)反應(yīng)譜在NGA-West2數(shù)據(jù)庫(kù)選擇和調(diào)幅一定數(shù)量的地震動(dòng)記錄，為充分考慮地震動(dòng)不確定性，共選取15條地震動(dòng)，所選地震動(dòng)加速度反應(yīng)譜及其震級(jí)-斷層距分布如圖1所示。

圖1 選取地震動(dòng)的加速度反應(yīng)譜與震級(jí)-斷層距分布Fig.1 Acceleration response spectra and distribution of moment magnitude versus rupture distance

1.2 長(zhǎng)短持時(shí)地震動(dòng)的選取

持時(shí)作為地震動(dòng)主要特性之一，其對(duì)框架結(jié)構(gòu)、巖土邊坡、重力壩等結(jié)構(gòu)響應(yīng)和破壞的影響得到了研究人員較為廣泛的關(guān)注［9－12］，但其對(duì)管道上浮破壞的影響研究較少。本文采用譜匹配方法，選取長(zhǎng)短持時(shí)地震動(dòng)，統(tǒng)一調(diào)幅至0.3 g，分析地震動(dòng)持時(shí)對(duì)管道上浮反應(yīng)的影響。對(duì)于長(zhǎng)短持時(shí)界限本文以重要持時(shí)Ds5-75=25 s為閥值［9］?；贏rias強(qiáng)度的Ds5-75重要持時(shí)，以地震動(dòng)Arias強(qiáng)度達(dá)到75%對(duì)應(yīng)時(shí)刻與5%對(duì)應(yīng)時(shí)刻之差作為地震動(dòng)持時(shí)指標(biāo)。Ds5－75重要持時(shí)不隨地震動(dòng)縮放變化，且能夠較好地反映地震動(dòng)能量特性，在工程中應(yīng)用較為廣泛［13］。

譜匹配方法是根據(jù)選定的長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)記錄，對(duì)一系列短持時(shí)地震動(dòng)進(jìn)行縮放，選取譜形與長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)譜形幾何均值最小的短持時(shí)地震動(dòng)。首先將選定的長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)反應(yīng)譜等時(shí)間間隔離散為L(zhǎng)1，L2，L3，…，Ln，均值為。然后將從NGA-West2數(shù)據(jù)庫(kù)中選出的第j條持時(shí)小于25 s的短持時(shí)地震動(dòng)反應(yīng)譜，對(duì)應(yīng)離散為S1j，S2j，S3j，…，Snj，均值為-Sj，縮放系數(shù)k=，兩譜形方差SSE計(jì)算為：

式中：n為所考慮的反應(yīng)譜周期數(shù)，縮放系數(shù)限制為k＜5，以避免低強(qiáng)度地震動(dòng)被過(guò)度縮放［14］。取SSE方差最小的第j個(gè)短持時(shí)地震動(dòng)為匹配地震動(dòng)。所選長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)為2008 年汶川邛崍地震記錄，而短持時(shí)地震動(dòng)為2002年Baja地震記錄（NGA-West2數(shù)據(jù)庫(kù)中RSN2005）。圖2為譜匹配后長(zhǎng)短持時(shí)地震動(dòng)及其反應(yīng)譜，可以看出兩者譜形基本吻合。

圖2 譜匹配后長(zhǎng)短持時(shí)地震動(dòng)時(shí)程及其反應(yīng)譜Fig.2 Acceleration time histories of a long-duration and short-duration record pair and response spectra

1.3 脈沖地震動(dòng)選取

近斷層脈沖地震動(dòng)表現(xiàn)為強(qiáng)方向性，速度時(shí)程中含有大幅度脈沖，其對(duì)于地面建筑以及土石壩的安全具有嚴(yán)重威脅［15-16］。本文基于SHAHI［17］提出的基于連續(xù)小波變換的脈沖地震動(dòng)識(shí)別算法來(lái)選取脈沖波，該方法以4階Daubechies（Db4）為母小波函數(shù)，小波函數(shù)可表示為：

式中：Φs,l和φ分別小波基函數(shù)和母小波；s為伸縮因子；l為平移因子。通過(guò)對(duì)實(shí)際地震動(dòng)做Φs,l的連續(xù)小波變換，得到不同位置和尺度對(duì)應(yīng)的小波系數(shù)：

式中：c(s,l)為小波系數(shù)；f(t)為地震信號(hào)?；贐AKER［18］對(duì)于脈沖地震動(dòng)的判定方法，即可選取一組合適近場(chǎng)脈沖波。圖3（a）和圖3（b）分別為脈沖波與非脈沖波，其中脈沖波選自1999 年臺(tái)灣Chi-Chi 地震（RSN1513），非脈沖波選自1995年日本Kobe地震（RSN1120）。兩地震動(dòng)震級(jí)（＞6）和斷層距（＜20 km）雖然都在相同范圍，但脈沖地震動(dòng)表現(xiàn)出明顯的強(qiáng)速度脈沖效應(yīng)。

2 數(shù)值模型的建立與驗(yàn)證

2.1 土體本構(gòu)模型

本文選取OpenSees 中nDMaterial 材料庫(kù)的Pressure Depend Multi Yield（PDMY）和Pressure Independ Multi Yield（PIMY）兩種材料分別模擬可液化砂土及粉質(zhì)粘土的動(dòng)力學(xué)特性。PDMY 模型是一種多屈服面彈塑性模型，可以模擬砂土非線性滯回及剪脹特性，能夠有效模擬砂土的液化行為。該模型由YANG 等［19］提出并基于OpenSees 實(shí)現(xiàn)了數(shù)值開(kāi)發(fā)，得到了較為廣泛的應(yīng)用。PIMY 模型是一種彈塑性本構(gòu)模型，服從Von Mises屈服準(zhǔn)則，其塑性行為只表現(xiàn)在偏應(yīng)力-應(yīng)變反應(yīng)上，體積應(yīng)力-應(yīng)變?yōu)榫€彈性且獨(dú)立于偏分量，可有效模擬粘土等材料力學(xué)特性。

2.2 有限元模型

OpenSees 沒(méi)有前后處理界面，一般采用Matlab 或GID 用于前處理和計(jì)算結(jié)果的可視化。本文通過(guò)GID作為前處理軟件進(jìn)行網(wǎng)格劃分，然后將單元和節(jié)點(diǎn)信息導(dǎo)入OpenSees建立有限元模型。土體單元采用四節(jié)點(diǎn)u-p 格式流固耦合單元，每個(gè)單元節(jié)點(diǎn)具有三個(gè)自由度，包括兩個(gè)位移自由度和一個(gè)孔壓自由度。u-p 格式動(dòng)力流固耦合方程雖然忽略了孔隙流體和固體之間的加速度差，但能夠滿足一般砂土的地震分析需求［20］。管道單元采用四節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元，每個(gè)單元節(jié)點(diǎn)包括兩個(gè)位移自由度。管道模型采用彈性本構(gòu)，材質(zhì)取球墨鑄鐵，密度7 200 kg/m3，彈性模量156 GPa，泊松比0.3。圖4 所示管道埋置在相對(duì)密度（Dr）為30%的松砂層中，上覆1 m 厚粉質(zhì)粘土層，底層為10 m 密砂層（Dr=70%）。土體參數(shù)結(jié)合云南省滇中引水二期工程玉溪段某場(chǎng)地工程地質(zhì)勘察報(bào)告和模型推薦值綜合確定，具體參數(shù)信息見(jiàn)表1。

圖4 計(jì)算模型（單位：m）Fig.4 Computational model

表1 土體材料參數(shù)Table 1 Soil parameters

2.3 邊界條件與動(dòng)力求解

鑒于管道為薄壁結(jié)構(gòu)，為保證計(jì)算收斂性，綁定土體與管道節(jié)點(diǎn)的位移自由度，模型左右兩側(cè)同高度節(jié)點(diǎn)綁定位移自由度形成周期性邊界，用以模擬無(wú)限地基條件［21］。地下水平面設(shè)與地表平齊，地表為自由排水邊界，其余邊界均為不透水邊界。

求解過(guò)程分為重力分析、彈塑性分析和動(dòng)力分析三部分。重力分析獲得初始應(yīng)力場(chǎng)和孔壓場(chǎng)，然后更新材料至塑性進(jìn)行彈塑性分析，最后進(jìn)行動(dòng)力分析。動(dòng)力計(jì)算采用基底一致激勵(lì)方式從模型底部施加水平加速度時(shí)程；采用Newmark 隱式求解法，取γ=0.5，β=0.25；為反映塑性土體的能量耗散，消除高頻噪聲，施加5%的瑞利阻尼。為兼顧計(jì)算收斂性及計(jì)算精度，動(dòng)力計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)取為0.005 s。

2.4 模型有效性驗(yàn)證

綜上所述，管道上浮動(dòng)力反應(yīng)的準(zhǔn)確描述很大程度上依賴于液化土體本構(gòu)模型。為驗(yàn)證有限元模型的準(zhǔn)確性，對(duì)CHIAN等［22］所做圓形隧道上浮離心機(jī)試驗(yàn)進(jìn)行了數(shù)值模擬。試驗(yàn)原型為埋置在相對(duì)密度為45%的Hostun 砂中的圓形隧道，隧道直徑5 m，埋深7.5 m，底部施加幅值為0.1 g、頻率為0.75 Hz 的27 s 正弦波。具體試驗(yàn)流程及模型信息等可參考文獻(xiàn)［22－23］，限于篇幅本文不再說(shuō)明。圖5 顯示了本文數(shù)值模擬與離心機(jī)試驗(yàn)以及CHIAN 等［22］基于Flac2D 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬的結(jié)果對(duì)比，可以看出本文有限元模型能夠較好反映地下結(jié)構(gòu)的上浮反應(yīng)和可液化土體的孔壓變化特性。

圖5 數(shù)值模擬與離心機(jī)試驗(yàn)驗(yàn)證Fig.5 Comparison of numerical results and the centrifuge test

3 土體和管道特性的影響

3.1 土體相對(duì)密度

土體相對(duì)密度對(duì)于液化觸發(fā)具有重要影響，一般來(lái)說(shuō)，相對(duì)密度越大，地震作用下土體顆粒剪縮量越少，有效應(yīng)力減小量也相應(yīng)較小，液化越不易觸發(fā)。為考慮土體相對(duì)密度的影響，將中間土層相對(duì)密度分別設(shè)置為30%（松砂）、50%（中密砂）和70%（密砂），依次輸入所選15條地震波進(jìn)行非線性時(shí)程分析。不同相對(duì)密度條件下的土性參數(shù)信息見(jiàn)表1。圖6 給出了NGA-West2 數(shù)據(jù)庫(kù)編號(hào)RSN6911 地震波作用下埋深4 m和10 m處的孔壓時(shí)程圖，可以看出：雖然在埋深4m處區(qū)域液化均得到了觸發(fā)，但相對(duì)密度越大，土體液化觸發(fā)越遲、液化持續(xù)時(shí)間越短并且液化范圍越小。由圖7（a）可以看出：相對(duì)密度越大，管道上浮量及破壞風(fēng)險(xiǎn)越小。圖7（b）中所示散點(diǎn)為15 條地震動(dòng)作用下管道上浮位移均值，可見(jiàn)：Dr=30%上浮位移均值幾乎為Dr=70%上浮位移均值的4倍。根據(jù)擬合公式，發(fā)現(xiàn)管道上浮位移與土體相對(duì)密度呈冪函數(shù)關(guān)系。有鑒于此，在管線鋪設(shè)過(guò)程中，應(yīng)保證回填土層及上覆土層具有良好的壓實(shí)度，以降低管道上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)。

圖6 相對(duì)密度對(duì)孔壓影響Fig.6 Effect of density ratio of soil on pore pressure

圖7 土體相對(duì)密度對(duì)管道上浮的影響Fig.7 Effect of density ratio of soil on pipe uplift

3.2 管徑尺寸

在考慮場(chǎng)地完全液化的擬靜力分析方法以及地下結(jié)構(gòu)抗浮穩(wěn)定分析方法中，往往假設(shè)單位長(zhǎng)度管道受到的上浮力滿足阿基米德定律［4］：

式中：F為單位長(zhǎng)度管道所受到的上浮力；γsat為可液化土體飽和重度；D為管道直徑。雖然完全液化假設(shè)過(guò)于簡(jiǎn)化，但是仍然可以看出管徑對(duì)于上浮反應(yīng)的重要影響。本文考慮水利水電工程中常用的四種管徑：1.0 m、1.3 m、1.6 m 和2.0 m，以埋深2 m，土體相對(duì)密度Dr=30%為例來(lái)分析管徑的影響。由圖8（a）可以看出：管徑越大，管道發(fā)生上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)越大。圖8（b）中所示散點(diǎn)為各管徑下上浮位移均值，可以看出：2 m 管徑的上浮位移均值幾乎是1 m 管徑上浮位移均值的4 倍。根據(jù)擬合發(fā)現(xiàn)管道上浮位移和管徑大體呈二次函數(shù)關(guān)系，這與CHIAN等［24］試驗(yàn)結(jié)果認(rèn)為圓形結(jié)構(gòu)上浮位移與直徑呈平方關(guān)系近似?？紤]到輸水管道管徑一般與水力計(jì)算及工程成本相關(guān)，為減輕上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)，在液化場(chǎng)地管道設(shè)計(jì)中應(yīng)盡可能兼顧管徑尺寸對(duì)于工程效益和管道上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)的影響。

圖8 管徑對(duì)管道上浮的影響Fig.8 Effect of pipe diameter on pipe uplift

3.3 埋深

液化觸發(fā)與土層深度密切相關(guān)，隨深度增加，地震液化風(fēng)險(xiǎn)一般也隨之降低。KOSEKI等［25］對(duì)日本1993年Kushiro-Oki 和1994 年Hokkaido-Toho-Oki 地震中管線上浮破壞現(xiàn)象進(jìn)行了調(diào)查，發(fā)現(xiàn)大部分由上浮導(dǎo)致破壞的管線埋深在1m 左右。為了研究管道埋深對(duì)管道上浮反應(yīng)的影響，以管道管徑為2 m，中間層砂土相對(duì)密度為50%為例，分別研究1.0 m、2.0 m、3.0 m 和4.0 m 四種埋深條件對(duì)管道上浮反應(yīng)的影響。圖9（a）顯示了不同埋深下上浮位移累積概率分布，可以看出隨著埋深的增加，管道發(fā)生上浮破壞的風(fēng)險(xiǎn)顯著降低。這是因?yàn)殡S著管道上覆土層厚度的加大，管道周圍土體液化程度會(huì)隨之降低（圖6中已有表明），因此上浮破壞現(xiàn)象得到了有效抑制。圖9（b）顯示了管道上浮位移與埋深大體上呈線性函數(shù)關(guān)系，這與CHIAN 等［24］試驗(yàn)觀察結(jié)果是類似的。

圖9 管道埋深對(duì)管道上浮的影響Fig.9 Effect of burial depth on pipe uplift

4 地震動(dòng)特性的影響

4.1 地震動(dòng)持時(shí)的影響

將1.2 節(jié)選出的長(zhǎng)短持時(shí)地震動(dòng)分別輸入模型進(jìn)行時(shí)程分析。液化分析中超靜孔隙水壓力比ru常被用來(lái)進(jìn)行液化判斷：

式中：Δu為超靜孔隙水壓力；σ'v為初始豎向有效應(yīng)力。本文以ru達(dá)到1作為液化狀態(tài)，監(jiān)測(cè)與管底等高程的A點(diǎn)孔壓時(shí)程。

圖10（a）和圖10（b）分別為短持時(shí)和長(zhǎng)持時(shí)作用下A 點(diǎn)超孔壓比時(shí)程和管道頂部結(jié)點(diǎn)上浮位移時(shí)程?？梢钥闯鲩L(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)作用下管線上浮位移明顯大于短持時(shí)地震動(dòng)作用下管線上浮位移，峰值位移可達(dá)短持時(shí)對(duì)應(yīng)位移的2 倍左右。主要原因在于較長(zhǎng)持時(shí)意味著地震動(dòng)有效作用時(shí)間增加，超靜孔壓長(zhǎng)時(shí)間維持在較高水平。圖10 中長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)作用下液化時(shí)間幾乎是短持時(shí)作用下液化時(shí)間的2.5 倍，從而導(dǎo)致管道上浮位移大大增加。因此在液化場(chǎng)地的管道抗震設(shè)計(jì)中，應(yīng)考慮地震動(dòng)持時(shí)特性對(duì)其上浮反應(yīng)的重要影響。

圖10 孔壓比和上浮位移時(shí)程曲線Fig.10 Evolutions of ru for the monitor node A and uplift displacement of the pipe versus time

4.2 速度脈沖的影響

為消除1.3節(jié)選取的脈沖波與非脈沖波之間地震動(dòng)幅值（PGA）差異，本文將其統(tǒng)一調(diào)幅至0.3 g，以分析地震動(dòng)脈沖特性對(duì)液化場(chǎng)地管道動(dòng)力響應(yīng)的影響。由于地震動(dòng)的速度脈沖效應(yīng)往往能夠使結(jié)構(gòu)發(fā)生較大的方向性變形，因此同時(shí)監(jiān)測(cè)了管道頂部結(jié)點(diǎn)的上浮和橫向位移。

圖11（a）和圖11（b）分別為脈沖波和非脈沖波作用下管道上浮、橫向位移時(shí)程和監(jiān)測(cè)點(diǎn)A的超孔壓比時(shí)程，可以看出脈沖波作用下管道上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)相對(duì)較小，而橫向破壞風(fēng)險(xiǎn)卻大大增加。其原因在于脈沖波一般持時(shí)較短、周期較長(zhǎng)，如前所述地震動(dòng)持時(shí)對(duì)液化持續(xù)時(shí)間具有重要影響，因此脈沖波孔壓消散較快，導(dǎo)致上浮位移較小，文獻(xiàn)［26］也指出了脈沖波作用下的自由場(chǎng)地孔壓消散特性。而脈沖波速度峰值較大，表現(xiàn)為較大的瞬時(shí)能量，導(dǎo)致管道產(chǎn)生較大的橫向位移。因此脈沖地震動(dòng)作用下，液化場(chǎng)地管道具有上浮破壞和橫向破壞兩種破壞模式，而且橫向破壞風(fēng)險(xiǎn)高于上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)。應(yīng)當(dāng)指出：由于管道上浮屬于多力耦合問(wèn)題，除孔壓之外，由于“棘輪效應(yīng)”所導(dǎo)致的顯著橫向位移也會(huì)影響到管道的上浮反應(yīng)程度［27－28］，兩者之間相互作用仍有待于進(jìn)一步研究。

圖11 孔壓比、管道上浮位移和橫向位移時(shí)程Fig.11 Evolutions of ru for the monitor node A and uplift and lateral displacement of the pipe versus time

5 結(jié)論

本文基于OpenSees有限元軟件，采用多屈服面砂土液化PDMY 模型，研究了土體相對(duì)密度、管徑和管道埋深等管土特性，地震動(dòng)持時(shí)和近斷層脈沖等地震特性對(duì)于液化場(chǎng)地管道上浮破壞的影響，主要結(jié)論如下：

（1）土體相對(duì)密度越小，管徑越大，管道埋深越淺，管道上浮破壞的風(fēng)險(xiǎn)越大，在此基礎(chǔ)上，分別提出了土體相對(duì)密度、管徑和管道埋深對(duì)管道上浮位移的經(jīng)驗(yàn)擬合公式。因此在管徑和埋深受限于水力計(jì)算和經(jīng)濟(jì)環(huán)境等限制而難以得到有效調(diào)整時(shí)，須保證管道回填土體的壓實(shí)度以減小上浮風(fēng)險(xiǎn)。

（2）長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)作用下，超靜孔壓消散緩慢，地震動(dòng)作用時(shí)間較長(zhǎng)，導(dǎo)致管道上浮位移大于短持時(shí)地震動(dòng)作用。在地震動(dòng)幅值相同（PGA=0.3 g）和反應(yīng)譜形狀基本無(wú)差別的情況下，長(zhǎng)持時(shí)地震動(dòng)作用下管道上浮位移是短持時(shí)地震動(dòng)作用下管道上浮位移的2 倍左右，液化持續(xù)時(shí)間是短持時(shí)地震動(dòng)作用下液化持續(xù)時(shí)間的2.5倍左右。

（3）近斷層脈沖地震動(dòng)作用下管道上浮破壞和橫向破壞兩種破壞模式同時(shí)存在。由于脈沖波持時(shí)較短以及峰值速度較大，液化場(chǎng)地孔壓消散較快，導(dǎo)致管線上浮破壞風(fēng)險(xiǎn)小于非脈沖地震動(dòng)；而由于強(qiáng)速度脈沖效應(yīng)，其對(duì)管道橫向破壞的風(fēng)險(xiǎn)大于非脈沖地震動(dòng)。

（4）鑒于地震動(dòng)本身的復(fù)雜性與不確定性，地震動(dòng)特性對(duì)管道上浮破壞的影響仍有待進(jìn)一步深入研究，包括地震動(dòng)持時(shí)對(duì)管道上浮影響的機(jī)理與具體量化指標(biāo)，以及脈沖地震動(dòng)作用下管道上浮破壞和橫向破壞的耦合作用等。