沖刷環(huán)境下跨海橋梁海陸地震動作用易損性對比研究

王德斌，夏 青，孫治國，王東升，劉 朵

(1.大連交通大學 土木工程學院，遼寧 大連 116028；2.防災科技學院 土木工程學院，北京 101601；3.河北工業(yè)大學 土木與交通學院，天津 300401；4.蘇交科集團股份有限公司，江蘇 南京 210017)

橋梁結(jié)構(gòu)地質(zhì)環(huán)境復雜，中國海岸線又處于環(huán)太平洋地震帶和亞歐地震帶交匯處，這無疑對跨海橋梁的抗震能力要求十分嚴苛。傳統(tǒng)沖刷環(huán)境下，針對橋梁抗震性能的研究因忽視了波浪、海流等動水壓力的影響，并不適用于跨海橋梁結(jié)構(gòu)；同時，僅以陸地地震動作為地震激勵忽視了海底地震動本身區(qū)別于陸地地震動的動力特性[1]。

跨海橋梁下部結(jié)構(gòu)作為重要的支承部位，在復雜的海洋環(huán)境和地質(zhì)條件下為保持橋梁的正常運行發(fā)揮著至關(guān)重要的作用[2]。在長期的海水沖刷作用下，樁基礎周圍開始產(chǎn)生局部沖刷坑，沖刷引起下部基礎的支承能力不足，地震作用下極易導致橋梁出現(xiàn)損傷甚至失穩(wěn)破壞[3]。李成才[4]對橋墩局部沖刷進行了系統(tǒng)研究，并基于試驗資料分別擬合出局部沖刷深度與水流條件及局部沖刷深度與墩寬的關(guān)系曲線。Kim等[5]對縱向和橫向布置的圓柱形橋墩局部沖刷進行了清水條件下的數(shù)值研究，結(jié)果表明，兩種墩柱布置方式下最大沖刷深度的數(shù)值計算結(jié)果與實測數(shù)據(jù)吻合。王玲玲等[6]通過對現(xiàn)有橋梁沖刷相關(guān)文獻進行歸納總結(jié)，詳述了局部沖刷深度對橋梁抗震性能的影響及局部沖刷的具體研究方法，指出了局部沖刷研究的難點、面臨的挑戰(zhàn)及今后的重點研究方向，為橋墩局部沖刷及沖刷深度預測提供了參考。

目前，陸地地震動采集樣本充分，利用其對各類結(jié)構(gòu)進行動力時程分析的技術(shù)趨于成熟，但研究者對海底地震動的認識仍十分有限，其原因主要是海底強震臺站的缺乏及采集海底地震動的難度過高。因此，長期以來，采集到的海底地震動觀測記錄極其有限，不足以對海底地震動開展充分廣泛的研究。Boore等[7]通過對SEMS臺網(wǎng)記錄的海底地震動數(shù)據(jù)進行分析，發(fā)現(xiàn)海底地震動的豎向分量在短期范圍內(nèi)較橫向更低。Wang等[8]通過數(shù)值模擬的方法探討了海底地震動的動力特性，結(jié)果表明，海床地形很大程度影響了海洋工程的地震響應。Chen等[9]通過選取K-NET臺網(wǎng)6次地震事件中海陸地震動數(shù)據(jù)，對比發(fā)現(xiàn)近海場地的豎向地震峰值加速度要低于陸地場地。張琪等[10]通過選取K-NET臺網(wǎng)中69組海陸地震動數(shù)據(jù)進行對比分析，發(fā)現(xiàn)海底場地條件放大了長周期地震波的能量，海底水平地震動反應譜峰值比陸地大；豎向海底地震動中高頻部分被海水層削弱，其反應譜峰值比陸地小。

因此，基于ABAQUS有限元軟件建立多跨連續(xù)梁橋有限元模型，充分考慮動水壓力和樁土作用的影響，對海陸地震動作用及不同沖刷深度條件下的橋梁結(jié)構(gòu)進行非線性動力時程分析，并基于此建立橋墩、支座的易損性曲線，進而研究不同沖刷深度條件下海陸地震動差異對橋梁結(jié)構(gòu)破壞規(guī)律的影響。

1 沖刷深度、動水壓力的計算及海陸地震動的選取

1.1 沖刷深度計算

相較于偶然地震作用下產(chǎn)生的短期、瞬時破壞，緩慢、長期的流水沖刷引起的結(jié)構(gòu)失穩(wěn)在橋梁毀壞因素中占據(jù)重要地位，橋梁基礎沖刷破壞往往在沒有預警的情況下發(fā)生且不可避免。因此，估測局部沖刷及橋墩沖刷深度是跨海橋梁抗震性能評估的重要內(nèi)容。但由于橋墩局部沖刷現(xiàn)象復雜、影響因素眾多，已有研究多是基于試驗提出計算橋墩局部沖刷深度的經(jīng)驗公式，對局部沖刷機理的相關(guān)研究較少。

本文依據(jù)高徐昌[11]從能量守恒的角度給出的潮流作用下橋墩的局部沖刷公式進行沖刷深度計算，將沖刷坑視為沖刷深度為hb、半徑為R的圓錐體，則水流將樁周泥沙帶出形成沖刷坑這一過程所做的功W可表達為：

式中：F為水流沖刷力，kN；S為泥沙被沖刷位移，m；hb為 橋墩局部沖刷深度，m；ρS為泥沙密度，kg/m3；ρ為水的密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2。

水流運動時所具有的能量為動能，其中，一部分用于克服重力所做的功，另一部分用于沖刷時賦予泥沙的能量。于是，完成沖刷時泥沙克服水流沖力所做的功可表達為：

式中：m為水的質(zhì)量，kg；V為水流行進速度，m/s；V′為泥沙起動流速，m/s；B為橋墩寬度，m；H為行進水深，m。

根據(jù)能量守恒定律，通過式（1）和（2）推導出潮流作用下橋墩局部沖刷公式，并依據(jù)大量實測資料通過線性回歸分析得到?jīng)_刷深度的計算公式：

式中，d為樁徑，m。

1.2 動水壓力計算

動水壓力計算基于中國《公路橋梁抗震設計細則》和日本《道路橋示方書·同解說：耐震設計篇》[12]，采用文獻[12]中的后藤土岐公式確定，表達式為：

式中：p為單位長度橋墩上的動水荷載，kN/m3；z為橋墩不同位置處高度，m；kh為設計水平震度；w0為水的單位體積重量，kN/m3；h為橋墩不同位置處對應水深，m；A0為橋墩橫截面面積，m2；b為地震時垂直于動水荷載作用方向的橋墩尺寸，m；a為地震時動水荷載作用方向的橋墩尺寸，m。

1.3 海陸地震動選取

中國東南沿海地處環(huán)太平洋地震帶，以板塊邊緣地震為主，但中國的地震動研究主要基于陸地地震動采集，尚缺少海底地震動的實測數(shù)據(jù)，而日本同處環(huán)太平洋地震帶，且在近年來采集了包括日本“3·11”地震在內(nèi)的多次海底地震動記錄[13]。K-NET臺網(wǎng)記錄了布設于日本東京灣以南相模灣海域的6個近似呈直線分布的海底強震觀測臺站觀測的多次海底地震動數(shù)據(jù)。因此，基于該海底臺站的觀測數(shù)據(jù)，并選擇與之臨近的6個陸地臺站記錄的地震動實測數(shù)據(jù)進行地震動輸入。陸地臺站均處于中硬土場地，場地剪切波速在220～360 m/s之間。本文從K-NET臺網(wǎng)中選取了分別發(fā)生在6個不同時間點對應的6對地震動數(shù)據(jù)，其中，每對包含了6個陸地及6個海底共12個臺站記錄的同一場地震，共計72組原始地震動，作為橋梁模型的地震動輸入數(shù)據(jù)，且每組地震動包含2條水平向和1條豎向加速度時程曲線。限于篇幅，表1僅列出了12個臺站在其中1個時間點記錄的12條包括海陸臺站南北水平方向的地震動信息。

表1 K-NET臺網(wǎng)海陸臺站地震動信息Tab. 1 Information of motions of onshore and offshore stations in the K-NET network

考慮海陸縱、橫橋向地震動規(guī)律基本一致，受篇幅限制，圖1僅列出海陸橫橋向地震動隨震級變化下持時和PGA的對比數(shù)據(jù)。

圖1 海陸橫橋向地震動信息對比Fig. 1 Comparisons of transverse bridge motions (onshore versus offshore)

圖1中，地震動持時采用90%能量持時[10]，由地震動能量從總能量的5%累積到95%經(jīng)歷的時間確定地震動持時。觀察發(fā)現(xiàn)，海底地震動的持時和PGA隨震級變化，均一定程度高于陸地。故海底場地對比陸地放大了地震動尤其是水平向地震動的作用效應。

由于地震動加速度反應譜常被用于結(jié)構(gòu)的頻域反應分析，依據(jù)文獻[10]，采用加速度放大系數(shù)βa對比海陸地震動反應譜，如圖2所示。反應譜采用5%阻尼比，計算周期為0～4 s，加速度放大系數(shù)βa取海陸3向地震動反應譜與峰值加速度比值的平均值。

圖2 海陸3向地震動平均加速度放大系數(shù)譜Fig. 2 Average acceleration amplification factor spectra of three directions (onshore versus offshore)

由圖2可知：海底水平（橫橋向和順橋向）地震動放大系數(shù)在短周期時低于陸地；隨著周期變長，海底地震動放大系數(shù)逐漸超越陸地地震動放大系數(shù)，且海底地震動放大系數(shù)的峰值平臺向中長周期偏移，海底地震動放大系數(shù)的峰值高于陸地地震動。對于豎向地震動，考慮到海水削弱了P波在海水中傳播時共振產(chǎn)生的能量，海底地震動放大系數(shù)峰值低于陸地地震動，但隨著周期延長，海底地震動放大系數(shù)仍高于陸地地震動放大系數(shù)。

2 橋梁地震易損性曲線建立

2.1 易損性分析方法

采用基于概率地震需求分析（PSDA）的線性擬合法對橋梁結(jié)構(gòu)進行易損性研究，概率地震需求模型研究的是結(jié)構(gòu)工程需求參數(shù)（EDP）與地震動強度指標（IM）之間的統(tǒng)計關(guān)系[14]。Cornell等[15]給出了兩者的近似關(guān)系式：

式中，a和b為統(tǒng)計回歸系數(shù)。

本文主要評價橋墩和支座的地震損傷狀態(tài)，地震動強度指標采用橋梁第1階振型對應的譜加速度SA（T1=3.56 s，ξ=5%）。其中，橋墩損傷狀態(tài)采用Kunnath等[16]提出的基于截面層次的改進Park?Ang雙參數(shù)損傷模型進行評價，其損失系數(shù)表達式如下：

支座采用相對位移延性比定義其損傷狀態(tài)，即支座相對位移與剪切應變?yōu)?00%時的相對位移之比[17]，表達式為：

式中：μz為支座相對位移延性比；μ為支座相對位移，m；μ0為支座剪切應變等于100%時的相對位移，m。

2.2 破壞等級確定

易損性分析中，劃分結(jié)構(gòu)破壞等級是建立理論易損性曲線的關(guān)鍵。本文參考Karim等[18]建議的破壞狀態(tài)評估準則及式（7）確定的損傷指標來劃分橋墩不同等級的破壞狀態(tài)；依據(jù)李立峰等[17]研究的不同支座在地震作用下的破壞狀態(tài)及式（8）采用的相對位移延性比損傷指標來確定鉛芯橡膠支座不同等級的破壞狀態(tài)，具體見表2。

表2 關(guān)鍵構(gòu)件破壞狀態(tài)定義Tab. 2 Definition of failure state of key components

2.3 易損性曲線繪制

地震易損性曲線可用于描述結(jié)構(gòu)在不同且隨機強度地震下發(fā)生各種破壞狀態(tài)的超越概率，即橋梁的地震需求超過各破壞狀態(tài)承載能力的條件概率[19]，其表達式為：

式中，μc為 橋梁各破壞狀態(tài)對應的結(jié)構(gòu)抗力均值，μk為橋梁在不同地震動強度下發(fā)生的結(jié)構(gòu)反應。

3 有限元模型的建立及易損性分析

3.1 有限元模型建立及分析工況設置

參考文獻[20]，選取某跨海大橋引橋段建立結(jié)構(gòu)有限元計算模型，如圖3（a）所示。該橋為6跨等截面連續(xù)鋼梁橋，單跨長110 m，全長660 m，墩高均為23.5 m。其中，1#墩和7#墩為過渡墩，2#墩和6#墩為次邊墩，3#～5#號墩為中墩。主梁截面為等截面鋼箱梁，材料采用Q345級鋼，如圖3（b）所示。橋墩墩身采用C50級混凝土和直徑為25 mm的HRB335級鋼筋，截面尺寸如圖3（c）所示。橋墩下部承臺采用C45級混凝土，高4.5 m；群樁直徑為2 m，采用鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，混凝土采用C40級混凝土，鋼管采用厚度為0.01 m的Q345級鋼，承臺和群樁截面布置如圖3（d）所示。其中，結(jié)構(gòu)主梁與墩身之間采用3種不同的鉛芯橡膠支座連接[20]，具體參數(shù)見表3所示。

圖3 橋結(jié)構(gòu)簡圖及構(gòu)件截面圖Fig. 3 Schematic diagram of the bridge structure and the cross sections of the components

表3 支座參數(shù)Tab. 3 Parameters of bearings

采用ABAQUS有限元軟件建立連續(xù)梁橋模型，見圖4。承臺采用實體單元進行建模，主梁、橋墩和群樁基礎采用梁單元建模[21]，梁單元采用Shi等[22]基于ABAQUS軟件開發(fā)的iFiberLUT子程序模擬，隔震支座采用ABAQUS自帶連接單元Connector連接器模擬。

圖4 有限元模型Fig. 4 Finite element model

本文采用非線性彈簧單元（nonlinear spring）模擬群樁所受不同土層的非線性作用力，參考API規(guī)范[23]，結(jié)合工程實際，確定樁–土水平相互作用荷載–位移曲線（p?y曲線）、樁側(cè)–土豎向摩擦力荷載–位移曲線（t?z曲線）、樁端–土相互作用荷載–位移曲線（q?z曲線），并將荷載–位移曲線離散化建立非線性彈簧單元實常數(shù)。

依據(jù)API規(guī)范[23]，對于打入砂性地基的樁體，其樁身側(cè)摩阻力f、樁端阻力q和橫向極限抗力pu表達式分別如式（11）、（12）、（13）和（14）所示：

式中：K為土層側(cè)壓力系數(shù)；p0為計算點處的有效上覆土壓力，kN/m2；p0=γh；γ為土的有效容重，kN/m3；h為計算點處的深度，m；δ為樁土之間的摩擦角，δ=φ?5°，φ為 砂土的內(nèi)摩擦角；Nq為無量綱承載力系數(shù)；pus為 淺層土壤的橫向極限抗力，kN/m；pud為深層土壤的橫向極限抗力，kN/m；C1、C2、C3為內(nèi)摩擦角函數(shù)值；D為樁徑，m。

對于打入黏性地基的樁體，其樁身側(cè)摩阻力f、樁端阻力q和橫向極限抗力pu表達式為（15）、（16）和（17）：

式中：α為無量綱系數(shù)；Cu為未擾動土壤不排水抗剪強度，kN/m2；J為經(jīng)驗常數(shù)，取值范圍自軟黏土的0.50到硬黏土的0.25，考慮到實例中淤泥質(zhì)黏土屬于軟土，本文取值為0.50。

為簡化計算模型，依據(jù)實際工程資料，將土體模型從上至下依次簡化為3種均勻分布的地質(zhì)條件，具體見表4。

表4 土層材料參數(shù)Tab. 4 Parameters of soil materials

參考文獻[20]的模型數(shù)據(jù)，并通過特征值分析，對本文所建模型計算得出的各階周期和振型進行復核，考慮到文獻[20]所建模型并未考慮樁土作用、動水荷載等外部環(huán)境因素，需同時對比是否考慮樁土作用等外部環(huán)境條件下的前5階振型和周期，見表5。

觀察表5，對比文獻[20]和本文模型發(fā)現(xiàn)：未考慮樁土作用時，該橋模型振型和周期基本一致；考慮樁土作用等外部環(huán)境后，該橋模型前2階振型一致，3、4階振型相反，且本文模型周期整體延長，分析其原因是，采用非線性彈簧模擬樁土作用，相較于未考慮樁土作用，固結(jié)條件下的橋梁整體柔性增強。

表5 前5階振型和周期對比Tab. 5 Comparisons of periods and characteristics of thefirst 5 modes

為對比分析陸地和海底地震動特性及樁側(cè)沖刷深度變化對跨海橋梁地震響應的影響，采用式（3）計算出工程實例的局部沖刷深度為5.99 m，這里取6 m作為工程實例的最大沖刷深度，并分別取沖刷深度為0、3和6 m，建立6種分析工況，具體見表6。

表6 分析工況定義Tab. 6 Definition of analysis conditions

工況1和工況2為對照組，即不考慮沖刷深度影響，分別進行陸地和海底地震動輸入。工況3～6為試驗組，以此研究不同種類地震動下沖刷深度對橋梁抗震性能的影響。對于不同沖刷深度下的模型，采用先去除模型對應沖刷深度樁土作用彈簧，再重新計算和添加對應深度下的動水壓力的方法。

3.2 橋墩易損性分析

為清晰反映沖刷深度及地震動種類對橋墩、支座破壞狀態(tài)的影響，采用不同破壞狀態(tài)超越概率對全部橋墩和全部支座進行易損性曲線繪制。基于式（10）得到6種工況下橋墩的易損性曲線。

圖5為沖刷深度為0 m時，工況1、2下橋墩縱、橫橋向4種破壞狀態(tài)下的易損性曲線，鑒于完全破壞發(fā)生概率較低，故不進行討論。由圖5可知，工況1、2橋墩易損性曲線變化規(guī)律基本一致，海底地震動作用下橋墩相較于陸地地震動作用下破壞超越概率更高，更易發(fā)生破壞。觀察海陸地震動作用下橋墩不同破壞狀態(tài)發(fā)現(xiàn)：SA達到0.4g時，工況1、2下橋墩縱、橫橋向輕微破壞的超越概率在20%～30%；中度和嚴重破壞的超越概率近似為0，橋墩處于基本安全狀態(tài)。SA達到0.6g時，橋墩輕微破壞超越概率均超過50%；同時中度破壞超越概率達到約10%，橋墩出現(xiàn)輕微損傷。

圖5 0 m沖刷深度下橋墩超越概率易損性曲線Fig. 5 Fragility curves of pier exceeding probability at 0 m scour depth

圖6為局部沖刷深度3 m時，工況3、5下，橋墩縱、橫橋向易損性曲線。從橋墩破壞方向的角度對比：工況5下，橋墩縱橋向不同破壞狀態(tài)下超越概率明顯高于橫橋向；工況3下，橋墩縱、橫橋向不同破壞狀態(tài)下超越概率差異不大。從地震動種類影響差異角度可知，工況3、5橋墩橫橋向易損性曲線差異變化較小，縱橋向差異變化隨著SA增加顯著提高。分析其原因是橋墩為空心截面，且橋墩沿縱橋向的截面慣性矩低于橫橋向，縱橋向?qū)Φ卣鹱饔酶舾?。對于不同破壞狀態(tài)而言，工況3、5下橋墩縱、橫橋向在SA為0.4g時，輕微破壞超越概率均超過30%，橋墩開始出現(xiàn)損傷；SA為0.6g時，輕微破壞超越概率均超過60%，中度破壞狀態(tài)超越概率均超過15%，開始出現(xiàn)較大損傷。

圖6 3 m沖刷深度下橋墩超越概率易損性曲線Fig. 6 Fragility curves of pier exceeding probability at 3 m scour depth

圖7為局部沖刷深度6 m時，工況4和工況6下，橋墩縱、橫橋向易損性曲線，此時，易損性曲線較工況1和工況2差異明顯且橋墩縱橋向破壞超越概率高于橫橋向。究其原因，是由于隨著基礎沖刷深度的增加，起支承作用的樁基礎穩(wěn)定性和抗震能力均有不同程度的降低；與此同時，因為海底場地條件下海底地震動水平向加速度峰值和持時均不同程度高于陸地，故其作用下橋墩表現(xiàn)尤為明顯。SA低于0.2g時，工況4和工況6下，橋墩縱、橫橋向各等級破壞狀態(tài)的超越概率并無明顯差異。隨著譜加速度的增加，工況6時，橋墩縱、橫橋向各破壞狀態(tài)超越概率對比工況4均明顯提高，且增幅有不斷增大的趨勢，其中：橋墩橫橋向輕微破壞超越概率比工況4最多提高了10.15%，中度破壞超越概率比工況4最多提高了17.95%；橋墩縱橋向中度破壞、嚴重破壞的超越概率相較于工況4出現(xiàn)大幅提升，平均提高19.30%?？傮w觀察發(fā)現(xiàn)，沖刷深度的增加會同時放大海陸地震動下橋墩易損性的差異。

圖7 6 m沖刷深度下橋墩超越概率易損性曲線Fig. 7 Fragility curves of pier exceeding probability at 6 m scour depth

為進一步研究沖刷深度對海陸地震動作用下橋墩不同破壞狀態(tài)超越概率的影響，圖8和9給出了譜加速度SA為0.4g和0.6g，沖刷深度為3和6 m相較于0 m時橋墩縱、橫橋向不同破壞狀態(tài)的超越概率增幅柱狀圖。

由圖8、9可知，橋墩破壞超越概率在海底地震動作用下，增幅明顯高于陸地地震動，且隨著沖刷深度的增加，橋墩縱、橫橋向破壞超越概率的增長幅度不斷加大。

圖8 不同沖刷深度下縱橋向橋墩超越概率增幅Fig. 8 Increase of exceeding probability of longitudinal bridge piers at different scour depths

SA為0.4g時，因為墩身相對位移增加，3和6 m沖刷深度下橋墩縱、橫橋向輕微破壞狀態(tài)的超越概率增幅較大。其中：3 m沖刷深度時，陸地地震動作用下橋墩縱、橫橋向輕微破壞超越概率增幅均維持在10%左右。3 m沖刷深度時，海底地震動下，縱橋向破壞超越概率增幅最高可達21.98%；橫橋向較低，為11.85%，但均高于3 m沖刷深度時陸地地震動的影響。6 m沖刷深度時，海底地震動作用下，橋墩縱橋向和橫橋向輕微破壞狀態(tài)超越概率增幅較高，其增幅值分別為31.94%和25.57%，同樣均高于陸地地震動作用下相應的破壞狀態(tài)增幅值17.32%和22.48%。沖刷深度為6 m時，不論海底地震動還是陸地地震動及何種破壞狀態(tài)，橋墩縱、橫橋向的破壞超越概率增幅值均高于3 m沖刷深度對應的破壞狀態(tài)超越概率增幅值。由此可知，海底地震動作用對不同沖刷深度下橋墩縱、橫橋向影響程度更為顯著，且隨土體沖刷深度增加，橋墩各破壞狀態(tài)的超越概率增幅也出現(xiàn)明顯提高。

圖9 不同沖刷深度下橫橋向橋墩超越概率增幅Fig. 9 Increase of exceeding probability of transverse bridge piers at different scour depths

SA為0.6g時，陸地地震動下，橋墩縱、橫橋向在沖刷深度為3 m時，不同破壞狀態(tài)下的超越概率增幅均在12%以內(nèi)；海底地震動下，橋墩縱橋向輕微和中度破壞超越概率增幅較大，分別為23.54%和21.01%。與SA為0.4g時規(guī)律相同：沖刷深度在6 m時不同破壞狀態(tài)的超越概率增幅均高于3 m沖刷深度情況，平均增幅提高5.8%；以海底地震動作用下橋墩縱橋向中度破壞為例，其在3和6 m沖刷深度下的破壞超越概率增幅分別為21.01%和35.36%，相差14.35%。觀察發(fā)現(xiàn)，0.6g時橋墩中度破壞概率出現(xiàn)較大幅度提高，相較于0.4g時主要處于基本完好和輕微破壞狀態(tài)，0.6g時橋墩破壞程度加深。

3.3 支座易損性分析

研究發(fā)現(xiàn)，支座作為橋梁的關(guān)鍵構(gòu)件之一，不僅作為支承構(gòu)件，在地震作用下可通過增大支座位移來減緩地震沖擊力，進而緩解地震對上部結(jié)構(gòu)的破壞；而過大強度的地震動易致支座超過其容許位移，使得支座功能失效。在同等破壞狀態(tài)下，支座的破壞超越概率也高于橋墩，參考式（10），繪制支座易損性曲線，研究支座在不同工況下的破壞情況，如圖10所示?；谟嬎愎r的設置，觀察圖10發(fā)現(xiàn)，6種工況下易損性曲線變化規(guī)律基本一致?？傮w而言，海底地震動下支座不同破壞狀態(tài)的超越概率均高于陸地地震動，隨著沖刷深度增加，此趨勢愈加明顯。當SA為0.4g時，支座極易出現(xiàn)輕微破壞，工況2、5和6下輕微破壞的超越概率為43.98%、53.88%和65.34%，較工況1、3和4分別提高了5.96%、10.62%和14.30%；當SA為0.6g時，支座在工況2、5和6下中度破壞的超越概率分別為53.66%、63.38%和70.96%，較工況1、3和4分別提高了6.28%、9.88%和11.75%。

圖10 不同沖刷深度下支座超越概率易損性曲線Fig. 10 Vulnerability curves of bearings exceeding probability at different scour depths

為更清晰地觀察不同沖刷深度下支座的超越概率，圖11繪出了譜加速度為0.4g和0.6g時，3和6 m沖刷深度相較于0 m沖刷深度的支座各破壞狀態(tài)超越概率增幅柱狀圖。由圖11可知，海底地震動作用下支座不同破壞狀態(tài)的破壞超越概率增幅均高于陸地地震動，且隨著沖刷深度的增加，支座各階段破壞超越概率不斷增加，海底地震動作用下的支座破壞超越概率受沖刷深度的影響更為顯著。

圖11 不同沖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為0.4g時，3和6 m沖刷深度下支座不同破壞狀態(tài)超越概率增幅近似呈正態(tài)分布。其中：沖刷深度為3 m時，支座在海底地震動作用下不同破壞狀態(tài)時的破壞超越概率增幅值較陸地平均高3.76%，且最高超越概率增幅值出現(xiàn)在輕微破壞，增幅值為9.89%；沖刷深度為6 m時，海陸地震動下支座不同破壞狀態(tài)超越概率增幅情況同3 m沖刷深度時，海底地震動下輕微破壞超越概率增幅值為21.36%，陸地地震動下該增幅值為13.03%。6 m沖刷深度時，無論海陸地震動及不同破壞狀態(tài)，支座破壞超越概率增幅值均高于3 m沖刷深度，以海底地震動作用下支座嚴重破壞的情況為例，其在3和6 m沖刷深度下的超越概率增幅值分別為5.73%和14.49%，相差8.76%。

SA為0.6g時，3和6 m沖刷深度下，支座不同破壞狀態(tài)超越概率增幅基本呈梯度增長；海底地震動時，3和6 m沖刷深度下，輕微破壞的超越概率增幅值分別達到7.29%和12.26%，對應的陸地地震動下相應增幅值分別為5.16%和9.57%。SA為0.4g時，沖刷深度在6 m時，不同破壞狀態(tài)的超越概率增幅均高于3 m沖刷深度時，平均增幅高3.85%；以海底地震動作用下支座嚴重破壞的情況為例，其6 m沖刷深度下的破壞超越概率增幅值為18.07%，3 m沖刷深度時的增幅為9.7%，相差8.37%。觀察發(fā)現(xiàn)：隨著地震動強度增加，支座的破壞程度不斷加深，SA為0.4g時，輕微和中度破壞占主導；SA為0.6g時，支座破壞開始趨于中度和嚴重破壞。

4 結(jié) 論

本文基于ABAQUS有限元軟件重點研究了考慮樁土作用和動水荷載時，海陸地震動和局部沖刷深度對跨海橋梁地震破壞狀況的影響。主要結(jié)論如下：

1）海陸地震動作用下，由于橋墩橫橋向截面慣性矩明顯高于縱橋向，局部土體沖刷深度為0、3和6 m時，橋墩在縱橋向下各級破壞狀態(tài)的超越概率均高于橫橋向；橋墩縱橋向破壞程度受海底地震動的影響幅度顯著高于橫橋向；同時，橋墩縱橋向的破壞受到局部沖刷深度的影響幅度也高于橫橋向。

2）由于海底水平向地震動PGA不同程度高于陸地，且海底地震動加速度波動幅度較大、持續(xù)時間較長。對比易損性結(jié)果發(fā)現(xiàn)，不同破壞狀態(tài)下，跨海連續(xù)梁橋的橋墩和支座在海底地震動作用下的損傷程度均高于陸地，突出表現(xiàn)在SA為0.6g及以上的中度破壞中。說明海底地震動相較于陸地地震動對結(jié)構(gòu)的破壞進程影響更為顯著，此時，橋墩和支座等關(guān)鍵部位更易出現(xiàn)損傷甚至破壞。

3）隨著沖刷深度的增加，樁周土介質(zhì)減少，起支承作用的群樁穩(wěn)定性降低。對比不同土體局部沖刷深度發(fā)現(xiàn)，不同沖刷深度對跨海橋梁破壞程度影響差異較大，不論在陸地地震動還是海底地震動作用，橋墩和支座在6 m沖刷深度下不同破壞狀態(tài)的超越概率較0和3 m均顯著提高，尤以海底地震動下更為顯著，說明土體等外部條件也是影響橋梁抗震性能的因素之一。

因此，在對跨海橋梁結(jié)構(gòu)進行橋梁抗震性能研究時，考慮土體局部沖刷影響，并采用海底地震動可更真實地反映跨海橋梁結(jié)構(gòu)的工程實際條件，對跨海橋梁的抗震設計具有重要意義。