冲刷环境下跨海桥梁海陆地震动作用易损性对比研究

王德斌，夏 青，孙治国，王东升，刘 朵

(1.大连交通大学 土木工程学院，辽宁 大连 116028；2.防灾科技学院 土木工程学院，北京 101601；3.河北工业大学 土木与交通学院，天津 300401；4.苏交科集团股份有限公司，江苏 南京 210017)

桥梁结构地质环境复杂，中国海岸线又处于环太平洋地震带和亚欧地震带交汇处，这无疑对跨海桥梁的抗震能力要求十分严苛。传统冲刷环境下，针对桥梁抗震性能的研究因忽视了波浪、海流等动水压力的影响，并不适用于跨海桥梁结构；同时，仅以陆地地震动作为地震激励忽视了海底地震动本身区别于陆地地震动的动力特性[1]。

跨海桥梁下部结构作为重要的支承部位，在复杂的海洋环境和地质条件下为保持桥梁的正常运行发挥着至关重要的作用[2]。在长期的海水冲刷作用下，桩基础周围开始产生局部冲刷坑，冲刷引起下部基础的支承能力不足，地震作用下极易导致桥梁出现损伤甚至失稳破坏[3]。李成才[4]对桥墩局部冲刷进行了系统研究，并基于试验资料分别拟合出局部冲刷深度与水流条件及局部冲刷深度与墩宽的关系曲线。Kim等[5]对纵向和横向布置的圆柱形桥墩局部冲刷进行了清水条件下的数值研究，结果表明，两种墩柱布置方式下最大冲刷深度的数值计算结果与实测数据吻合。王玲玲等[6]通过对现有桥梁冲刷相关文献进行归纳总结，详述了局部冲刷深度对桥梁抗震性能的影响及局部冲刷的具体研究方法，指出了局部冲刷研究的难点、面临的挑战及今后的重点研究方向，为桥墩局部冲刷及冲刷深度预测提供了参考。

目前，陆地地震动采集样本充分，利用其对各类结构进行动力时程分析的技术趋于成熟，但研究者对海底地震动的认识仍十分有限，其原因主要是海底强震台站的缺乏及采集海底地震动的难度过高。因此，长期以来，采集到的海底地震动观测记录极其有限，不足以对海底地震动开展充分广泛的研究。Boore等[7]通过对SEMS台网记录的海底地震动数据进行分析，发现海底地震动的竖向分量在短期范围内较横向更低。Wang等[8]通过数值模拟的方法探讨了海底地震动的动力特性，结果表明，海床地形很大程度影响了海洋工程的地震响应。Chen等[9]通过选取K-NET台网6次地震事件中海陆地震动数据，对比发现近海场地的竖向地震峰值加速度要低于陆地场地。张琪等[10]通过选取K-NET台网中69组海陆地震动数据进行对比分析，发现海底场地条件放大了长周期地震波的能量，海底水平地震动反应谱峰值比陆地大；竖向海底地震动中高频部分被海水层削弱，其反应谱峰值比陆地小。

因此，基于ABAQUS有限元软件建立多跨连续梁桥有限元模型，充分考虑动水压力和桩土作用的影响，对海陆地震动作用及不同冲刷深度条件下的桥梁结构进行非线性动力时程分析，并基于此建立桥墩、支座的易损性曲线，进而研究不同冲刷深度条件下海陆地震动差异对桥梁结构破坏规律的影响。

1 冲刷深度、动水压力的计算及海陆地震动的选取

1.1 冲刷深度计算

相较于偶然地震作用下产生的短期、瞬时破坏，缓慢、长期的流水冲刷引起的结构失稳在桥梁毁坏因素中占据重要地位，桥梁基础冲刷破坏往往在没有预警的情况下发生且不可避免。因此，估测局部冲刷及桥墩冲刷深度是跨海桥梁抗震性能评估的重要内容。但由于桥墩局部冲刷现象复杂、影响因素众多，已有研究多是基于试验提出计算桥墩局部冲刷深度的经验公式，对局部冲刷机理的相关研究较少。

本文依据高徐昌[11]从能量守恒的角度给出的潮流作用下桥墩的局部冲刷公式进行冲刷深度计算，将冲刷坑视为冲刷深度为hb、半径为R的圆锥体，则水流将桩周泥沙带出形成冲刷坑这一过程所做的功W可表达为：

式中：F为水流冲刷力，kN；S为泥沙被冲刷位移，m；hb为 桥墩局部冲刷深度，m；ρS为泥沙密度，kg/m3；ρ为水的密度，kg/m3；g为重力加速度，m/s2。

水流运动时所具有的能量为动能，其中，一部分用于克服重力所做的功，另一部分用于冲刷时赋予泥沙的能量。于是，完成冲刷时泥沙克服水流冲力所做的功可表达为：

式中：m为水的质量，kg；V为水流行进速度，m/s；V′为泥沙起动流速，m/s；B为桥墩宽度，m；H为行进水深，m。

根据能量守恒定律，通过式（1）和（2）推导出潮流作用下桥墩局部冲刷公式，并依据大量实测资料通过线性回归分析得到冲刷深度的计算公式：

式中，d为桩径，m。

1.2 动水压力计算

动水压力计算基于中国《公路桥梁抗震设计细则》和日本《道路桥示方书·同解说：耐震设计篇》[12]，采用文献[12]中的后藤土岐公式确定，表达式为：

式中：p为单位长度桥墩上的动水荷载，kN/m3；z为桥墩不同位置处高度，m；kh为设计水平震度；w0为水的单位体积重量，kN/m3；h为桥墩不同位置处对应水深，m；A0为桥墩横截面面积，m2；b为地震时垂直于动水荷载作用方向的桥墩尺寸，m；a为地震时动水荷载作用方向的桥墩尺寸，m。

1.3 海陆地震动选取

中国东南沿海地处环太平洋地震带，以板块边缘地震为主，但中国的地震动研究主要基于陆地地震动采集，尚缺少海底地震动的实测数据，而日本同处环太平洋地震带，且在近年来采集了包括日本“3·11”地震在内的多次海底地震动记录[13]。K-NET台网记录了布设于日本东京湾以南相模湾海域的6个近似呈直线分布的海底强震观测台站观测的多次海底地震动数据。因此，基于该海底台站的观测数据，并选择与之临近的6个陆地台站记录的地震动实测数据进行地震动输入。陆地台站均处于中硬土场地，场地剪切波速在220～360 m/s之间。本文从K-NET台网中选取了分别发生在6个不同时间点对应的6对地震动数据，其中，每对包含了6个陆地及6个海底共12个台站记录的同一场地震，共计72组原始地震动，作为桥梁模型的地震动输入数据，且每组地震动包含2条水平向和1条竖向加速度时程曲线。限于篇幅，表1仅列出了12个台站在其中1个时间点记录的12条包括海陆台站南北水平方向的地震动信息。

表1 K-NET台网海陆台站地震动信息Tab. 1 Information of motions of onshore and offshore stations in the K-NET network

考虑海陆纵、横桥向地震动规律基本一致，受篇幅限制，图1仅列出海陆横桥向地震动随震级变化下持时和PGA的对比数据。

图1 海陆横桥向地震动信息对比Fig. 1 Comparisons of transverse bridge motions (onshore versus offshore)

图1中，地震动持时采用90%能量持时[10]，由地震动能量从总能量的5%累积到95%经历的时间确定地震动持时。观察发现，海底地震动的持时和PGA随震级变化，均一定程度高于陆地。故海底场地对比陆地放大了地震动尤其是水平向地震动的作用效应。

由于地震动加速度反应谱常被用于结构的频域反应分析，依据文献[10]，采用加速度放大系数βa对比海陆地震动反应谱，如图2所示。反应谱采用5%阻尼比，计算周期为0～4 s，加速度放大系数βa取海陆3向地震动反应谱与峰值加速度比值的平均值。

图2 海陆3向地震动平均加速度放大系数谱Fig. 2 Average acceleration amplification factor spectra of three directions (onshore versus offshore)

由图2可知：海底水平（横桥向和顺桥向）地震动放大系数在短周期时低于陆地；随着周期变长，海底地震动放大系数逐渐超越陆地地震动放大系数，且海底地震动放大系数的峰值平台向中长周期偏移，海底地震动放大系数的峰值高于陆地地震动。对于竖向地震动，考虑到海水削弱了P波在海水中传播时共振产生的能量，海底地震动放大系数峰值低于陆地地震动，但随着周期延长，海底地震动放大系数仍高于陆地地震动放大系数。

2 桥梁地震易损性曲线建立

2.1 易损性分析方法

采用基于概率地震需求分析（PSDA）的线性拟合法对桥梁结构进行易损性研究，概率地震需求模型研究的是结构工程需求参数（EDP）与地震动强度指标（IM）之间的统计关系[14]。Cornell等[15]给出了两者的近似关系式：

式中，a和b为统计回归系数。

本文主要评价桥墩和支座的地震损伤状态，地震动强度指标采用桥梁第1阶振型对应的谱加速度SA（T1=3.56 s，ξ=5%）。其中，桥墩损伤状态采用Kunnath等[16]提出的基于截面层次的改进Park−Ang双参数损伤模型进行评价，其损失系数表达式如下：

支座采用相对位移延性比定义其损伤状态，即支座相对位移与剪切应变为100%时的相对位移之比[17]，表达式为：

式中：µz为支座相对位移延性比；µ为支座相对位移，m；µ0为支座剪切应变等于100%时的相对位移，m。

2.2 破坏等级确定

易损性分析中，划分结构破坏等级是建立理论易损性曲线的关键。本文参考Karim等[18]建议的破坏状态评估准则及式（7）确定的损伤指标来划分桥墩不同等级的破坏状态；依据李立峰等[17]研究的不同支座在地震作用下的破坏状态及式（8）采用的相对位移延性比损伤指标来确定铅芯橡胶支座不同等级的破坏状态，具体见表2。

表2 关键构件破坏状态定义Tab. 2 Definition of failure state of key components

2.3 易损性曲线绘制

地震易损性曲线可用于描述结构在不同且随机强度地震下发生各种破坏状态的超越概率，即桥梁的地震需求超过各破坏状态承载能力的条件概率[19]，其表达式为：

式中，µc为 桥梁各破坏状态对应的结构抗力均值，µk为桥梁在不同地震动强度下发生的结构反应。

3 有限元模型的建立及易损性分析

3.1 有限元模型建立及分析工况设置

参考文献[20]，选取某跨海大桥引桥段建立结构有限元计算模型，如图3（a）所示。该桥为6跨等截面连续钢梁桥，单跨长110 m，全长660 m，墩高均为23.5 m。其中，1#墩和7#墩为过渡墩，2#墩和6#墩为次边墩，3#～5#号墩为中墩。主梁截面为等截面钢箱梁，材料采用Q345级钢，如图3（b）所示。桥墩墩身采用C50级混凝土和直径为25 mm的HRB335级钢筋，截面尺寸如图3（c）所示。桥墩下部承台采用C45级混凝土，高4.5 m；群桩直径为2 m，采用钢管混凝土结构，混凝土采用C40级混凝土，钢管采用厚度为0.01 m的Q345级钢，承台和群桩截面布置如图3（d）所示。其中，结构主梁与墩身之间采用3种不同的铅芯橡胶支座连接[20]，具体参数见表3所示。

图3 桥结构简图及构件截面图Fig. 3 Schematic diagram of the bridge structure and the cross sections of the components

表3 支座参数Tab. 3 Parameters of bearings

采用ABAQUS有限元软件建立连续梁桥模型，见图4。承台采用实体单元进行建模，主梁、桥墩和群桩基础采用梁单元建模[21]，梁单元采用Shi等[22]基于ABAQUS软件开发的iFiberLUT子程序模拟，隔震支座采用ABAQUS自带连接单元Connector连接器模拟。

图4 有限元模型Fig. 4 Finite element model

本文采用非线性弹簧单元（nonlinear spring）模拟群桩所受不同土层的非线性作用力，参考API规范[23]，结合工程实际，确定桩–土水平相互作用荷载–位移曲线（p−y曲线）、桩侧–土竖向摩擦力荷载–位移曲线（t−z曲线）、桩端–土相互作用荷载–位移曲线（q−z曲线），并将荷载–位移曲线离散化建立非线性弹簧单元实常数。

依据API规范[23]，对于打入砂性地基的桩体，其桩身侧摩阻力f、桩端阻力q和横向极限抗力pu表达式分别如式（11）、（12）、（13）和（14）所示：

式中：K为土层侧压力系数；p0为计算点处的有效上覆土压力，kN/m2；p0=γh；γ为土的有效容重，kN/m3；h为计算点处的深度，m；δ为桩土之间的摩擦角，δ=φ−5°，φ为 砂土的内摩擦角；Nq为无量纲承载力系数；pus为 浅层土壤的横向极限抗力，kN/m；pud为深层土壤的横向极限抗力，kN/m；C1、C2、C3为内摩擦角函数值；D为桩径，m。

对于打入黏性地基的桩体，其桩身侧摩阻力f、桩端阻力q和横向极限抗力pu表达式为（15）、（16）和（17）：

式中：α为无量纲系数；Cu为未扰动土壤不排水抗剪强度，kN/m2；J为经验常数，取值范围自软黏土的0.50到硬黏土的0.25，考虑到实例中淤泥质黏土属于软土，本文取值为0.50。

为简化计算模型，依据实际工程资料，将土体模型从上至下依次简化为3种均匀分布的地质条件，具体见表4。

表4 土层材料参数Tab. 4 Parameters of soil materials

参考文献[20]的模型数据，并通过特征值分析，对本文所建模型计算得出的各阶周期和振型进行复核，考虑到文献[20]所建模型并未考虑桩土作用、动水荷载等外部环境因素，需同时对比是否考虑桩土作用等外部环境条件下的前5阶振型和周期，见表5。

观察表5，对比文献[20]和本文模型发现：未考虑桩土作用时，该桥模型振型和周期基本一致；考虑桩土作用等外部环境后，该桥模型前2阶振型一致，3、4阶振型相反，且本文模型周期整体延长，分析其原因是，采用非线性弹簧模拟桩土作用，相较于未考虑桩土作用，固结条件下的桥梁整体柔性增强。

表5 前5阶振型和周期对比Tab. 5 Comparisons of periods and characteristics of thefirst 5 modes

为对比分析陆地和海底地震动特性及桩侧冲刷深度变化对跨海桥梁地震响应的影响，采用式（3）计算出工程实例的局部冲刷深度为5.99 m，这里取6 m作为工程实例的最大冲刷深度，并分别取冲刷深度为0、3和6 m，建立6种分析工况，具体见表6。

表6 分析工况定义Tab. 6 Definition of analysis conditions

工况1和工况2为对照组，即不考虑冲刷深度影响，分别进行陆地和海底地震动输入。工况3～6为试验组，以此研究不同种类地震动下冲刷深度对桥梁抗震性能的影响。对于不同冲刷深度下的模型，采用先去除模型对应冲刷深度桩土作用弹簧，再重新计算和添加对应深度下的动水压力的方法。

3.2 桥墩易损性分析

为清晰反映冲刷深度及地震动种类对桥墩、支座破坏状态的影响，采用不同破坏状态超越概率对全部桥墩和全部支座进行易损性曲线绘制。基于式（10）得到6种工况下桥墩的易损性曲线。

图5为冲刷深度为0 m时，工况1、2下桥墩纵、横桥向4种破坏状态下的易损性曲线，鉴于完全破坏发生概率较低，故不进行讨论。由图5可知，工况1、2桥墩易损性曲线变化规律基本一致，海底地震动作用下桥墩相较于陆地地震动作用下破坏超越概率更高，更易发生破坏。观察海陆地震动作用下桥墩不同破坏状态发现：SA达到0.4g时，工况1、2下桥墩纵、横桥向轻微破坏的超越概率在20%～30%；中度和严重破坏的超越概率近似为0，桥墩处于基本安全状态。SA达到0.6g时，桥墩轻微破坏超越概率均超过50%；同时中度破坏超越概率达到约10%，桥墩出现轻微损伤。

图5 0 m冲刷深度下桥墩超越概率易损性曲线Fig. 5 Fragility curves of pier exceeding probability at 0 m scour depth

图6为局部冲刷深度3 m时，工况3、5下，桥墩纵、横桥向易损性曲线。从桥墩破坏方向的角度对比：工况5下，桥墩纵桥向不同破坏状态下超越概率明显高于横桥向；工况3下，桥墩纵、横桥向不同破坏状态下超越概率差异不大。从地震动种类影响差异角度可知，工况3、5桥墩横桥向易损性曲线差异变化较小，纵桥向差异变化随着SA增加显著提高。分析其原因是桥墩为空心截面，且桥墩沿纵桥向的截面惯性矩低于横桥向，纵桥向对地震作用更敏感。对于不同破坏状态而言，工况3、5下桥墩纵、横桥向在SA为0.4g时，轻微破坏超越概率均超过30%，桥墩开始出现损伤；SA为0.6g时，轻微破坏超越概率均超过60%，中度破坏状态超越概率均超过15%，开始出现较大损伤。

图6 3 m冲刷深度下桥墩超越概率易损性曲线Fig. 6 Fragility curves of pier exceeding probability at 3 m scour depth

图7为局部冲刷深度6 m时，工况4和工况6下，桥墩纵、横桥向易损性曲线，此时，易损性曲线较工况1和工况2差异明显且桥墩纵桥向破坏超越概率高于横桥向。究其原因，是由于随着基础冲刷深度的增加，起支承作用的桩基础稳定性和抗震能力均有不同程度的降低；与此同时，因为海底场地条件下海底地震动水平向加速度峰值和持时均不同程度高于陆地，故其作用下桥墩表现尤为明显。SA低于0.2g时，工况4和工况6下，桥墩纵、横桥向各等级破坏状态的超越概率并无明显差异。随着谱加速度的增加，工况6时，桥墩纵、横桥向各破坏状态超越概率对比工况4均明显提高，且增幅有不断增大的趋势，其中：桥墩横桥向轻微破坏超越概率比工况4最多提高了10.15%，中度破坏超越概率比工况4最多提高了17.95%；桥墩纵桥向中度破坏、严重破坏的超越概率相较于工况4出现大幅提升，平均提高19.30%。总体观察发现，冲刷深度的增加会同时放大海陆地震动下桥墩易损性的差异。

图7 6 m冲刷深度下桥墩超越概率易损性曲线Fig. 7 Fragility curves of pier exceeding probability at 6 m scour depth

为进一步研究冲刷深度对海陆地震动作用下桥墩不同破坏状态超越概率的影响，图8和9给出了谱加速度SA为0.4g和0.6g，冲刷深度为3和6 m相较于0 m时桥墩纵、横桥向不同破坏状态的超越概率增幅柱状图。

由图8、9可知，桥墩破坏超越概率在海底地震动作用下，增幅明显高于陆地地震动，且随着冲刷深度的增加，桥墩纵、横桥向破坏超越概率的增长幅度不断加大。

图8 不同冲刷深度下纵桥向桥墩超越概率增幅Fig. 8 Increase of exceeding probability of longitudinal bridge piers at different scour depths

SA为0.4g时，因为墩身相对位移增加，3和6 m冲刷深度下桥墩纵、横桥向轻微破坏状态的超越概率增幅较大。其中：3 m冲刷深度时，陆地地震动作用下桥墩纵、横桥向轻微破坏超越概率增幅均维持在10%左右。3 m冲刷深度时，海底地震动下，纵桥向破坏超越概率增幅最高可达21.98%；横桥向较低，为11.85%，但均高于3 m冲刷深度时陆地地震动的影响。6 m冲刷深度时，海底地震动作用下，桥墩纵桥向和横桥向轻微破坏状态超越概率增幅较高，其增幅值分别为31.94%和25.57%，同样均高于陆地地震动作用下相应的破坏状态增幅值17.32%和22.48%。冲刷深度为6 m时，不论海底地震动还是陆地地震动及何种破坏状态，桥墩纵、横桥向的破坏超越概率增幅值均高于3 m冲刷深度对应的破坏状态超越概率增幅值。由此可知，海底地震动作用对不同冲刷深度下桥墩纵、横桥向影响程度更为显著，且随土体冲刷深度增加，桥墩各破坏状态的超越概率增幅也出现明显提高。

图9 不同冲刷深度下横桥向桥墩超越概率增幅Fig. 9 Increase of exceeding probability of transverse bridge piers at different scour depths

SA为0.6g时，陆地地震动下，桥墩纵、横桥向在冲刷深度为3 m时，不同破坏状态下的超越概率增幅均在12%以内；海底地震动下，桥墩纵桥向轻微和中度破坏超越概率增幅较大，分别为23.54%和21.01%。与SA为0.4g时规律相同：冲刷深度在6 m时不同破坏状态的超越概率增幅均高于3 m冲刷深度情况，平均增幅提高5.8%；以海底地震动作用下桥墩纵桥向中度破坏为例，其在3和6 m冲刷深度下的破坏超越概率增幅分别为21.01%和35.36%，相差14.35%。观察发现，0.6g时桥墩中度破坏概率出现较大幅度提高，相较于0.4g时主要处于基本完好和轻微破坏状态，0.6g时桥墩破坏程度加深。

3.3 支座易损性分析

研究发现，支座作为桥梁的关键构件之一，不仅作为支承构件，在地震作用下可通过增大支座位移来减缓地震冲击力，进而缓解地震对上部结构的破坏；而过大强度的地震动易致支座超过其容许位移，使得支座功能失效。在同等破坏状态下，支座的破坏超越概率也高于桥墩，参考式（10），绘制支座易损性曲线，研究支座在不同工况下的破坏情况，如图10所示。基于计算工况的设置，观察图10发现，6种工况下易损性曲线变化规律基本一致。总体而言，海底地震动下支座不同破坏状态的超越概率均高于陆地地震动，随着冲刷深度增加，此趋势愈加明显。当SA为0.4g时，支座极易出现轻微破坏，工况2、5和6下轻微破坏的超越概率为43.98%、53.88%和65.34%，较工况1、3和4分别提高了5.96%、10.62%和14.30%；当SA为0.6g时，支座在工况2、5和6下中度破坏的超越概率分别为53.66%、63.38%和70.96%，较工况1、3和4分别提高了6.28%、9.88%和11.75%。

图10 不同冲刷深度下支座超越概率易损性曲线Fig. 10 Vulnerability curves of bearings exceeding probability at different scour depths

为更清晰地观察不同冲刷深度下支座的超越概率，图11绘出了谱加速度为0.4g和0.6g时，3和6 m冲刷深度相较于0 m冲刷深度的支座各破坏状态超越概率增幅柱状图。由图11可知，海底地震动作用下支座不同破坏状态的破坏超越概率增幅均高于陆地地震动，且随着冲刷深度的增加，支座各阶段破坏超越概率不断增加，海底地震动作用下的支座破坏超越概率受冲刷深度的影响更为显著。

图11 不同冲刷深度下支座超越概率增幅Fig. 11 Increases of exceeding probability of bearings at different scour depths

SA为0.4g时，3和6 m冲刷深度下支座不同破坏状态超越概率增幅近似呈正态分布。其中：冲刷深度为3 m时，支座在海底地震动作用下不同破坏状态时的破坏超越概率增幅值较陆地平均高3.76%，且最高超越概率增幅值出现在轻微破坏，增幅值为9.89%；冲刷深度为6 m时，海陆地震动下支座不同破坏状态超越概率增幅情况同3 m冲刷深度时，海底地震动下轻微破坏超越概率增幅值为21.36%，陆地地震动下该增幅值为13.03%。6 m冲刷深度时，无论海陆地震动及不同破坏状态，支座破坏超越概率增幅值均高于3 m冲刷深度，以海底地震动作用下支座严重破坏的情况为例，其在3和6 m冲刷深度下的超越概率增幅值分别为5.73%和14.49%，相差8.76%。

SA为0.6g时，3和6 m冲刷深度下，支座不同破坏状态超越概率增幅基本呈梯度增长；海底地震动时，3和6 m冲刷深度下，轻微破坏的超越概率增幅值分别达到7.29%和12.26%，对应的陆地地震动下相应增幅值分别为5.16%和9.57%。SA为0.4g时，冲刷深度在6 m时，不同破坏状态的超越概率增幅均高于3 m冲刷深度时，平均增幅高3.85%；以海底地震动作用下支座严重破坏的情况为例，其6 m冲刷深度下的破坏超越概率增幅值为18.07%，3 m冲刷深度时的增幅为9.7%，相差8.37%。观察发现：随着地震动强度增加，支座的破坏程度不断加深，SA为0.4g时，轻微和中度破坏占主导；SA为0.6g时，支座破坏开始趋于中度和严重破坏。

4 结 论

本文基于ABAQUS有限元软件重点研究了考虑桩土作用和动水荷载时，海陆地震动和局部冲刷深度对跨海桥梁地震破坏状况的影响。主要结论如下：

1）海陆地震动作用下，由于桥墩横桥向截面惯性矩明显高于纵桥向，局部土体冲刷深度为0、3和6 m时，桥墩在纵桥向下各级破坏状态的超越概率均高于横桥向；桥墩纵桥向破坏程度受海底地震动的影响幅度显著高于横桥向；同时，桥墩纵桥向的破坏受到局部冲刷深度的影响幅度也高于横桥向。

2）由于海底水平向地震动PGA不同程度高于陆地，且海底地震动加速度波动幅度较大、持续时间较长。对比易损性结果发现，不同破坏状态下，跨海连续梁桥的桥墩和支座在海底地震动作用下的损伤程度均高于陆地，突出表现在SA为0.6g及以上的中度破坏中。说明海底地震动相较于陆地地震动对结构的破坏进程影响更为显著，此时，桥墩和支座等关键部位更易出现损伤甚至破坏。

3）随着冲刷深度的增加，桩周土介质减少，起支承作用的群桩稳定性降低。对比不同土体局部冲刷深度发现，不同冲刷深度对跨海桥梁破坏程度影响差异较大，不论在陆地地震动还是海底地震动作用，桥墩和支座在6 m冲刷深度下不同破坏状态的超越概率较0和3 m均显著提高，尤以海底地震动下更为显著，说明土体等外部条件也是影响桥梁抗震性能的因素之一。

因此，在对跨海桥梁结构进行桥梁抗震性能研究时，考虑土体局部冲刷影响，并采用海底地震动可更真实地反映跨海桥梁结构的工程实际条件，对跨海桥梁的抗震设计具有重要意义。