周 炎，鄭山鎖，龍 立，張藝欣，賀金川，董立國(guó)

(1. 西安建筑科技大學(xué)土木工程學(xué)院，西安 710055；2. 西安建筑科技大學(xué)結(jié)構(gòu)工程與抗震教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，西安 710055；3. 西安建筑科技大學(xué)建筑設(shè)計(jì)研究院，西安 710055)

我國(guó)較多沿海城市處于高抗震設(shè)防烈度區(qū)域，常年面臨地震災(zāi)害的威脅。同時(shí)，近海RC 框架結(jié)構(gòu)由于長(zhǎng)期受氯離子侵蝕影響，混凝土中鋼筋銹蝕嚴(yán)重，引發(fā)鋼筋截面削弱與力學(xué)性能劣化、混凝土保護(hù)層開裂與脫落、鋼筋與混凝土之間粘結(jié)性能退化等，且隨著服役期的增長(zhǎng)上述退化程度日益加重，導(dǎo)致在役RC 框架結(jié)構(gòu)抗震性能呈時(shí)變退化特性，加劇了近海RC 框架結(jié)構(gòu)的地震災(zāi)害風(fēng)險(xiǎn)。

近年來，國(guó)內(nèi)外學(xué)者在RC 框架結(jié)構(gòu)抗震性能方面研究成果諸多，但在氯離子侵蝕下混凝土耐久性和結(jié)構(gòu)抗震性能交叉領(lǐng)域的研究相對(duì)較少，如金偉良、鄭山鎖、貢金鑫、蔡立倫等[1-4]通過人工加速腐蝕試驗(yàn)方法模擬氯離子侵蝕環(huán)境，對(duì)銹蝕RC 框架柱、梁及節(jié)點(diǎn)的力學(xué)與抗震性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究與數(shù)值分析，揭示了其隨銹蝕程度的劣化規(guī)律。Coronelli 等[5]考慮氯離子侵蝕對(duì)縱筋非彈性屈曲和低周疲勞退化的影響，建立了銹蝕矩形鋼筋混凝土柱時(shí)變抗震能力評(píng)估的非線性有限元分析方法。Zandi Hanjari 等[6]通過對(duì)點(diǎn)蝕和均勻銹蝕的RC 梁分別進(jìn)行建模分析，提出了鋼筋均勻銹蝕和點(diǎn)蝕引起的破壞模式和剩余承載能力變化的預(yù)測(cè)模型。Yalciner 等[7]考慮鋼筋橫截面積損失、混凝土強(qiáng)度降低和粘結(jié)滑移的影響對(duì)單自由度RC 框架進(jìn)行IDA 分析，預(yù)測(cè)了RC 框架結(jié)構(gòu)抗震性能水平隨銹蝕程度的變化規(guī)律，但其評(píng)估結(jié)果的準(zhǔn)確性受到材料力學(xué)性能時(shí)變退化模型可靠性的制約。Shimomura 等[8]在對(duì)銹蝕RC 連續(xù)梁進(jìn)行數(shù)值與對(duì)比分析后建議，應(yīng)對(duì)銹蝕整體結(jié)構(gòu)而不僅是其中的某些構(gòu)件進(jìn)行建模分析，以便充分了解結(jié)構(gòu)的整體性能。

由上述相關(guān)研究成果可知，目前針對(duì)氯離子侵蝕下不同服役期RC 結(jié)構(gòu)抗震性能的研究大多集中于構(gòu)件層次抗震性能的衰減規(guī)律，對(duì)于RC 整體結(jié)構(gòu)結(jié)構(gòu)抗震性能的研究相對(duì)較少，難以揭示結(jié)構(gòu)抗震能力隨服役期的劣化規(guī)律，從而影響了氯離子侵蝕環(huán)境下在役鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)抗震性能評(píng)估的準(zhǔn)確性。鑒于此，本文提出氯離子侵蝕環(huán)境下不同服役期RC 整體結(jié)構(gòu)的抗震性能研究，考慮服役期對(duì)材料力學(xué)性能的影響，分別對(duì)不同服役期、不同層數(shù)的RC 框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜力與動(dòng)力彈塑性分析，并分析了其承載與變形能力和屈服、倒塌PGA 隨服役期退化規(guī)律和層間位移角變化規(guī)律，所得結(jié)果為既有RC 框架結(jié)構(gòu)全壽命周期內(nèi)的抗震性能評(píng)價(jià)與分析提供理論支撐。

1 鋼筋剩余直徑預(yù)測(cè)模型

氯離子侵蝕下鋼筋銹蝕可分為去鈍化階段、發(fā)展階段和銹脹開裂階段，即：1) 氯離子不斷滲透擴(kuò)散到鋼筋表面，其濃度累積達(dá)到鋼筋脫鈍閾值后，鋼筋開始發(fā)生銹蝕；2) 在腐蝕電池作用和氯離子的去極化、導(dǎo)電作用下，鋼筋銹蝕速度加快；3) 銹蝕產(chǎn)物累積，產(chǎn)生的銹脹力大于混凝土抗拉強(qiáng)度，保護(hù)層開裂。因此，為確定鋼筋在某一服役期下的銹蝕程度，需先確定鋼筋起銹時(shí)間，然后建立鋼筋銹蝕后銹蝕程度與時(shí)間的關(guān)系模型。

1.1 鋼筋去鈍化階段

氯離子在混凝土中傳輸機(jī)理復(fù)雜，擴(kuò)散被認(rèn)為其主要傳輸方式[9]，通過Fick 第二定律可以將氯離子的擴(kuò)散濃度、擴(kuò)散系數(shù)與擴(kuò)散時(shí)間聯(lián)系起來，且與實(shí)測(cè)結(jié)果吻合較好。不同深度處氯離子時(shí)變濃度按下式計(jì)算[10]：

式中：Cs為混凝土表面氯離子濃度；erf(·)為誤差函數(shù)；t 為結(jié)構(gòu)服役期；x 為距混凝土表面的深度；D 為擴(kuò)散系數(shù)，其是時(shí)間的函數(shù)，Dura Crete[11]考慮測(cè)量參數(shù)的不確定性和環(huán)境條件的不同，提出擴(kuò)散系數(shù)的經(jīng)時(shí)模型如式(2)所示：

式中：D0為經(jīng)驗(yàn)擴(kuò)散系數(shù)；t0為暴露時(shí)間；ke為環(huán)境修正參數(shù)；kt為考慮D0測(cè)量方法差異的修正參數(shù)；kc為考慮養(yǎng)護(hù)條件差異的修正參數(shù)；n 為服役期因子。

當(dāng)氯離子擴(kuò)散Tcorr時(shí)間后，氯離子侵蝕深度達(dá)到混凝土保護(hù)層厚度dc，且濃度達(dá)到鋼筋脫鈍臨界氯離子濃度Ccr時(shí)，鋼筋開始發(fā)生銹蝕，即：

結(jié)合式(1)～式(3)，并考慮模型的不確定性，可得氯離子作用下鋼筋銹蝕開始時(shí)間的概率模型如下：

式中：Tcorr為鋼筋銹蝕開始時(shí)間；X1為模型不確定參數(shù)；dc為混凝土保護(hù)層厚度；Ccr為臨界氯離子濃度，為氯離子含量占膠凝材料的質(zhì)量百分比；Cs為表面的氯離子濃度，計(jì)算公式為Cs=Acs·(w/b)+εcs，式中 Acs、 εcs為模型參數(shù)，w/b 為水膠比；其余符號(hào)同前。

1.2 鋼筋銹蝕發(fā)展階段

銹蝕開始后，鋼筋剩余直徑取決于銹蝕速度，而鋼筋銹蝕速度與混凝土保護(hù)層厚度、水膠比、配筋率等諸多影響因素有關(guān)。因缺乏鋼筋銹蝕速度的現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，本文采用文獻(xiàn)[12]提出的鋼筋剩余直徑預(yù)測(cè)模型，如式(5)所示：

式中： dbi為在t=0 時(shí)鋼筋初始直徑；w/c 為水膠比；dc為混凝土保護(hù)層厚度；t 為結(jié)構(gòu)的服役期。

2 材料力學(xué)性能退化模型

2.1 保護(hù)層混凝土開裂軟化

混凝土橫向平均拉應(yīng)變會(huì)引起縱向微裂縫的產(chǎn)生，從而導(dǎo)致受壓混凝土強(qiáng)度的降低，即保護(hù)層混凝土強(qiáng)度衰減程度取決于橫向平均拉應(yīng)變的大小，故保護(hù)層混凝土開裂后抗壓強(qiáng)度計(jì)算公式[13]為：

式中： fccr/MPa 為開裂混凝土的抗壓強(qiáng)度； εc0為完好混凝土峰值壓應(yīng)力 fc對(duì)應(yīng)的應(yīng)變；κ 是與鋼筋粗糙程度和直徑有關(guān)的系數(shù)，對(duì)于一般直徑鋼筋取0.1[14]； ε1為開裂混凝土中沿裂縫寬度方向的平均拉應(yīng)變，即橫向平均拉應(yīng)變，按式(7)計(jì)算：

式中：b0為未銹蝕構(gòu)件截面寬度；nbars為受壓區(qū)鋼筋數(shù)量；wcr為某一銹蝕深度x 時(shí)混凝土銹脹裂縫寬度，可通過式(8)計(jì)算[15]：

式中：υrs為 銹蝕膨脹系數(shù)，取值為2。

2.2 銹蝕鋼筋力學(xué)性能退化

張偉平等[16]通過對(duì)實(shí)際工程銹蝕鋼筋應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系研究發(fā)現(xiàn)：隨著銹蝕程度的加劇，鋼筋的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變均逐漸退化，但彈性模量基本不改變。式(9)給出了鋼筋屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度和極限應(yīng)變與銹蝕率的關(guān)系模型。

式中： fyc、 fuc分別為銹蝕鋼筋的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度； fy0、 fu0分別為未銹蝕鋼筋的屈服強(qiáng)度、極限強(qiáng)度； εuc、 εu0分別為銹蝕鋼筋和未銹蝕鋼筋的極限應(yīng)變；ηs為鋼筋銹蝕率。

2.3 約束混凝土力學(xué)性能退化

箍筋的銹蝕將導(dǎo)致核心區(qū)混凝土約束強(qiáng)度比和極限壓應(yīng)變的降低。本文基于Mander 約束混凝土本構(gòu)模型[17]和2.2 節(jié)所提模型，通過折減箍筋力學(xué)性能考慮銹蝕對(duì)約束混凝土影響。箍筋銹蝕后約束混凝土極限壓應(yīng)變 εcuc按下式計(jì)算：

式中： fych為銹蝕箍筋的屈服強(qiáng)度，按式(9a)進(jìn)行折減； εuch為銹蝕箍筋極限拉應(yīng)變，按式(9c)進(jìn)行折減； ρs為箍筋的體積配箍率，其不因銹蝕影響而改變； fc′c為約束混凝土兩軸等壓的三軸強(qiáng)度；fc′0為非約束混凝土的抗壓強(qiáng)度； f1′為有效側(cè)向約束應(yīng)力。

2.4 銹蝕框架梁柱塑性鉸長(zhǎng)度

文獻(xiàn)[18]將塑性鉸區(qū)的曲率分布簡(jiǎn)化梯形，并給出了與鋼筋直徑和鋼筋屈服強(qiáng)度有關(guān)的塑性鉸長(zhǎng)度計(jì)算公式，其計(jì)算相對(duì)簡(jiǎn)便且具有一定精度。在此基礎(chǔ)上，本文基于1.2 節(jié)鋼筋剩余直徑計(jì)算模型和2.2 節(jié)銹蝕鋼筋力學(xué)性能退化模型，定義銹蝕后框架梁柱單元塑性鉸區(qū)域長(zhǎng)度如下：

式中： db/mm 為鋼筋銹蝕后剩余直徑，按式(5)計(jì)算； fy/MPa 為縱筋銹蝕后的屈服強(qiáng)度，按式(9a)計(jì)算； L/mm 為框架梁跨度和柱高度。

2.5 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述建模方法的準(zhǔn)確性和適用性，本文采用Mander 混凝土本構(gòu)和Menegotto-Pinto 鋼筋本構(gòu)分別對(duì)文獻(xiàn)[19 - 21]中的銹蝕RC 柱和整體RC框架試件進(jìn)行擬靜力加載模擬分析，所得模擬滯回曲線和試驗(yàn)滯回曲線對(duì)比如圖1 所示。

圖1 滯回曲線模擬結(jié)果驗(yàn)證Fig. 1 Verification of the computational model

本文通過承載力誤差Ef和累計(jì)耗能誤差Ee評(píng)估模型的準(zhǔn)確性，其計(jì)算方法分別如式(13)和式(14)所示。

式中： Fmi±和 Fci±分別為滯回曲線第i 圈正反向峰值位移所對(duì)應(yīng)的荷載試驗(yàn)值和模擬值；n 為滯回曲線正反向峰值位移點(diǎn)數(shù)； Ωm和 Ωc分別為試件累計(jì)耗能試驗(yàn)值和模擬值。銹蝕RC 柱和整體RC 框架模擬誤差計(jì)算結(jié)果如表1 所示，從表中可以看出三次模擬結(jié)果承載力誤差平均值為9.93%，累計(jì)耗能誤差平均值為15.67%，說明本文所提建模方法具有一定準(zhǔn)確性和適用性，可用于不同服役期RC 結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)分析。

表1 模擬誤差計(jì)算結(jié)果Table 1 Result of the error in computational model

3 算例分析

3.1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)資料

3.2 鋼筋銹蝕程度計(jì)算

根據(jù)Dura Crete[11]規(guī)范建議，本算例中鋼筋去鈍化階段氯離子擴(kuò)散模型中參數(shù)取值如表3 所示。

根據(jù)式(4)計(jì)算箍筋、縱筋表面開始銹蝕臨界時(shí)間 Tc均值分別為17.0 年和27.1 年。可發(fā)現(xiàn)箍筋先于縱筋發(fā)生銹蝕，分析其原因?yàn)椋狠^于箍筋，縱筋擁有更厚的混凝土保護(hù)層，氯離子侵入到縱筋表面并達(dá)到臨界氯離子濃度所需時(shí)間更長(zhǎng)，故較晚發(fā)生銹蝕。

本文按結(jié)構(gòu)處于理想最不利侵蝕條件考慮氯離子侵蝕對(duì)結(jié)構(gòu)腐蝕程度的影響。基于式(5)和上述條件計(jì)算鋼筋臨界銹蝕時(shí)間，計(jì)算直徑為20 mm和8 mm 的鋼筋銹蝕率與服役期的關(guān)系模型，如圖4 所示。從圖4 中可看出，箍筋銹蝕率始終大于縱筋，且在服役70 年內(nèi)，縱筋銹蝕率均小于10%。

表2 RC 框架梁、柱尺寸及其配筋Table 2 Cross-sectional design of the RC frame columns and beams

注：3 層、6 層框架梁、柱箍筋為 8@100/200；8 層框架梁、柱箍筋為 8@80/150；箍筋均為四肢箍。文獻(xiàn)[22]表明：對(duì)于銹蝕率10%以下的縱向受力鋼筋，可以忽略銹蝕鋼筋粘結(jié)強(qiáng)度的退化。故本算例按第2 節(jié)所提模型，計(jì)算開裂混凝土抗壓強(qiáng)度和銹蝕鋼筋截面、屈服與極限強(qiáng)度、極限拉應(yīng)變的退化程度，以及箍筋銹蝕造成的核心區(qū)混凝土約束強(qiáng)度比和極限壓應(yīng)變的降低程度，并在纖維模型中予以考慮。

表3 氯離子擴(kuò)散模型參數(shù)取值Table 3 Value of chloride ion diffusion model parameter

圖4 縱筋( 20)和箍筋( 8)銹蝕率與服役期的關(guān)系Fig. 4 Relationship between corrosion rate of B20 longitudinal reinforcement and A8 stirrups and the service age

3.3 不同服役期RC 框架Pushover 分析

本文采用seimostruct 有限元模擬軟件中基于位移的非線性框架單元，并選用Mander 混凝土本構(gòu)和Menegotto-Pinto 鋼筋本構(gòu)，分別建立3 層、6 層與8 層RC 平面框架結(jié)構(gòu)服役期為0 年、30 年、50 年和70 年的數(shù)值模型。RC 平面框架結(jié)構(gòu)數(shù)值模型見圖5。

圖5 RC 平面框架結(jié)構(gòu)數(shù)值模型Fig. 5 Numerical model of typical RC plane frame

采用倒三角加載模式進(jìn)行Pushover 分析，得到不同層數(shù)的RC 不同服役期框架結(jié)構(gòu)Pushover曲線如圖6 所示。根據(jù)等能量法[23]確定結(jié)構(gòu)的屈服位移，并將峰值荷載Pmax下降到0.85Pmax定義為結(jié)構(gòu)破壞點(diǎn)，位移延性系數(shù)定義為破壞點(diǎn)位移與屈服位移的比值[24]。不同層數(shù)結(jié)構(gòu)Pushover 曲線特征點(diǎn)位移、荷載及其退化率結(jié)果詳見表4。從圖6 和表4 可知：隨服役期的增加，3 層、6 層與8 層結(jié)構(gòu)彈性剛度基本保持不變，而結(jié)構(gòu)承載力、特征點(diǎn)位移、位移延性、軟化段剛度均逐漸減小，抗震性能不斷降低。其具體表現(xiàn)為：結(jié)構(gòu)破壞位移對(duì)服役期的敏感性高，退化最為顯著，最大退化率可達(dá)25.57%；服役70 年后，3 層、6 層與8 層結(jié)構(gòu)峰值承載力分別下降了10.9%、12.6%、11.6%，位移延性系數(shù)降低了11.2%、22.7%、15.2%?？梢园l(fā)現(xiàn)，6 層RC 框架抗震性能退化程度最為嚴(yán)重，8 層次之，3 層最輕，分析其原因?yàn)椋航Y(jié)構(gòu)層數(shù)越多，受氯離子侵蝕影響范圍越廣，鋼筋銹脹作用導(dǎo)致的抗震性能降低累計(jì)程度亦越大，故相同服役期和抗震等級(jí)下，3 層RC 框架結(jié)構(gòu)抗震性能衰減程度小于6 層框架結(jié)構(gòu)。此外，8 層、6 層框架結(jié)構(gòu)抗震等級(jí)分別為二級(jí)和三級(jí)，8 層抗震等級(jí)較高，遭受氯離子侵蝕影響時(shí)其抗震能力富余度較大，且抗震等級(jí)對(duì)抗震性能退化程度的影響較結(jié)構(gòu)層數(shù)大，故相同服役期下其抗震能力退化程度較6 層框架結(jié)構(gòu)輕。綜上可以得出，相同抗震等級(jí)下，隨著框架結(jié)構(gòu)層數(shù)的增加，結(jié)構(gòu)承載能力和變形能力退化程度呈增大趨勢(shì)，故在不同服役期RC 框架結(jié)構(gòu)抗震性能時(shí)變劣化問題分析中，應(yīng)計(jì)入結(jié)構(gòu)高度的影響。

圖6 不同服役期RC 框架結(jié)構(gòu)Pushover 曲線Fig. 6 Pushover curve of multi-age RC frame

表4 3 層、6 層及8 層RC 框架Pushover 曲線特征點(diǎn)位移、荷載及其退化率Table 4 Feature point displacement and load of Pushover curve and its degradation rate of three, six and eight story RC frame

3.4 不同服役期RC 框架屈服和倒塌PGA

將RC 框架結(jié)構(gòu)Pushover 曲線和設(shè)計(jì)反應(yīng)譜轉(zhuǎn)化為Sa-Sd譜曲線(ADRS 格式)，采用ATC40 中的能力譜法[25]，通過變化設(shè)計(jì)反應(yīng)譜的PGA 使得結(jié)構(gòu)性能點(diǎn)分別位于Pushover 曲線的屈服點(diǎn)和倒塌點(diǎn)，進(jìn)而相應(yīng)得到結(jié)構(gòu)的屈服PGA(Ay)和倒塌PGA(Ac)，計(jì)算示意如圖7 所示，圖中Sy、Sc分別為結(jié)構(gòu)屈服狀態(tài)和倒塌狀態(tài)下第一周期譜加速度，Sdy、Sdc分別為結(jié)構(gòu)屈服狀態(tài)和倒塌狀態(tài)下第一周期譜位移。

圖7 結(jié)構(gòu)屈服和倒塌PGA 的計(jì)算簡(jiǎn)圖Fig. 7 Computational sketch of structural yield PGA and collapse PGA

以3 層RC 框架為例，按上述方法計(jì)算屈服PGA和倒塌PGA，并分別與8 度設(shè)防和罕遇烈度下對(duì)應(yīng)的PGA 比較，結(jié)果見表5，3 層框架倒塌和屈服PGA 隨服役期變化曲線如圖8 所示。從表4和圖8 中可得，當(dāng)3 層RC 框架結(jié)構(gòu)服役55 年后，不再滿足大震不倒的設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)，服役60 年后，不再滿足中震可修的設(shè)防標(biāo)準(zhǔn)，且屈服PGA每10 年平均退化率0.95%，倒塌PGA 每10 年平均退化率為1.08%，可見結(jié)構(gòu)的倒塌PGA 對(duì)服役期更為敏感。6 層和8 層框架的屈服和倒塌PGA隨服役期退化的規(guī)律與3 層類似，限于篇幅不再予以敘述。

圖8 3 層RC 框架屈服和倒塌PGA 隨服役期變化曲線Fig. 8 Relationship curve between the PGA of the yield and collapse point and the service age of the three-story RC frame

表5 不同服役期RC 框架屈服和倒塌PGATable 5 Yield PGA and collapse PGA of multi-age RC frame

3.5 六層框架動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析

參照我國(guó)《建筑抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》GB50011―2010 中有關(guān)規(guī)定，選擇El-Centro 波、Taft 波兩條天然波和一條人工波-蘭州波作為輸入地震波，繼而對(duì)三條地震波進(jìn)行反應(yīng)譜分析(阻尼為0.05)，并將三條波的平均地震影響系數(shù)曲線與規(guī)范反應(yīng)譜進(jìn)行對(duì)比，其結(jié)果如圖9 所示?？梢钥闯鋈龡l波的平均反應(yīng)譜曲線能與規(guī)范反應(yīng)譜擬合較好，且底部剪力分析結(jié)果滿足規(guī)范相應(yīng)要求，可用于合理評(píng)估結(jié)構(gòu)在地震作用下的響應(yīng)。

圖9 三條地震波反應(yīng)譜與規(guī)范設(shè)計(jì)反應(yīng)譜Fig. 9 Three seismic wave response spectra and design response spectra

選取6 層不同服役期RC 框架結(jié)構(gòu)為代表進(jìn)行上述三條時(shí)程曲線的動(dòng)力彈塑性時(shí)程分析，對(duì)3 條地震波下各樓層最大層間位移角取平均值，得到不同服役期RC 結(jié)構(gòu)最大層間位移角平均值隨樓層分布如圖10 所示。從圖10 可以看出，隨著服役期的增長(zhǎng)，設(shè)防地震和罕遇地震作用下各層層間位移角均不斷增大。具體表現(xiàn)為：較于初始服役結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)服役30 年、50 年、70 年后，設(shè)防地震作用下最大層間位移角分別增加1.7%、2.9%和6.1%，罕遇地震作用下最大層間位移角分別增加5.1%、9.8%和14.4%，可見結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下層間位移反應(yīng)受服役期影響較設(shè)防地震作用更為明顯。

圖10 最大層間位移角隨樓層分布曲線Fig. 10 Distribution curve of the interstory drift ratio of multi-age RC frame Different

4 結(jié)論

本文考慮RC 框架結(jié)構(gòu)鋼筋截面削弱、保護(hù)層混凝土開裂軟化、箍筋約束核心區(qū)混凝土能力減弱等模擬氯離子經(jīng)時(shí)侵蝕的影響，預(yù)測(cè)了不同服役期下材料的力學(xué)性能退化規(guī)律，進(jìn)而對(duì)服役期為0 年、30 年、50 年、70 年的3 層、6 層與8 層框架結(jié)構(gòu)進(jìn)行了靜力與動(dòng)力彈塑性分析，研究了氯離子侵蝕下不同服役期RC 框架結(jié)構(gòu)抗震性能隨服役期的劣化規(guī)律。所得主要結(jié)論如下：

(1) 基于鋼筋銹蝕深度預(yù)測(cè)模型，提出了氯離子侵蝕環(huán)境下RC 不同服役期結(jié)構(gòu)建模分析方法。與現(xiàn)有單一縮減縱筋直徑的建模方法相比，考慮了鋼筋銹脹導(dǎo)致的材料性能退化機(jī)理，使不同服役期RC 結(jié)構(gòu)數(shù)值建模方法更為合理。

(2) 隨著服役期的增加，RC 框架結(jié)構(gòu)承載力、特征點(diǎn)位移、位移延性、下降段剛度等抗震性能指標(biāo)均逐漸減小。較于層數(shù)較低RC 框架，服役期對(duì)高層RC 框架的抗震性能劣化影響更為嚴(yán)重。

(3) 隨著服役期的增加，RC 框架結(jié)構(gòu)的屈服PGA 和倒塌PGA 不斷降低，屈服PGA 每10 年平均退化率0.95%，倒塌PGA 每10 年平均退化率為1.08%。較于屈服PGA，結(jié)構(gòu)倒塌PGA 對(duì)服役期更為敏感。

(4) 隨著服役期的增加，在相同地震作用下RC 框架結(jié)構(gòu)最大層間位移角不斷增大，且結(jié)構(gòu)在罕遇地震作用下層間位移角受服役期影響較設(shè)防地震作用下更為明顯。