装配式自复位钢支撑结构体系抗震性能研究及可更换构件简化建模方法

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一种装配式

自复位钢支撑结构体系的抗震性能研究

姜子钦1,2 王同宽1 张文莹1

韩伟1 庄作松1

1. 北京工业大学城市建设学部

北京工业大学拥有北京市高层和大跨度预应力钢结构工程技术研究中心。

摘 要

为了对可恢复功能结构的抗震性能以及耗能构件的简化建模方法进行研究，以传统刚接钢框架为基础，提出了一种全新的装配式自复位钢支撑结构体系。这种体系在传统刚接框架的基础上，附加了可更换的构件，其中包括双屈服点装配式防屈曲支撑以及带狗骨削弱盖板的自复位预应力钢框架梁柱节点。利用有限元软件 OpenSEES 构建了可更换构件的简化计算模型，将其与已有的数据进行对比，以此验证了简化模型的正确性。依据所提出的抗震性能化设计目标，设计了新型装配式体系，并且通过弹塑性时程分析（NLTHA）对新型体系的抗震性能进行了研究。研究表明：所提出的简化计算模型精度较高，可应用于体系的弹塑性时程分析。基于所提出的抗震性能化指标设计的新型装配式体系，其抗震性能比传统体系优越。新型装配式体系的最大顶层位移和最大层间位移角，均小于传统刚接钢框架结构体系与传统刚接钢支撑结构体系。该新型装配式体系的 x 向最大顶层位移较传统刚接钢框架结构体系平均减少 28.35%，y 向最大顶层位移较传统刚接钢框架结构体系平均减少 26.86%；其 x 向最大层间位移角较传统刚接钢框架结构体系平均减少 10.13%，y 向最大层间位移角较传统刚接钢框架结构体系平均减少 10.42%。双屈服点装配式防屈曲支撑能够控制结构层间变形，带狗骨削弱盖板的自复位预应力钢框架梁柱节点的加入能够进一步提高其耗能能力。

可恢复功能结构包含自复位梁柱节点，其还使用双屈服点防屈曲支撑，通过连接单元法进行地震时程分析。

引 言

我国处于强震高发的地区，高烈度的地震通常会对人们的生命安全构成严重的威胁，同时也会给社会带来巨大的经济损失。许多建筑物在地震过后往往会出现不可逆转的损伤。针对这种情况，众多学者运用了一种把不可逆转的损伤控制在可更换构件上的方法，这样就能保护主体结构，减少经济损失，并且实现震后结构功能的快速恢复[1-2]。

许多学者已对可恢复功能的结构展开了深入研究。Bruneau 等在[3]中首次提出了可恢复功能抗震社区的概念。Oh 等在[4]里，把一种带有狭缝的钢板阻尼器安置在钢梁端部，以此来耗散地震能量，并且通过试验对其抗震性能进行了研究，结果显示所有塑性变形都被控制在了钢板阻尼器上，钢梁基本上处于弹性状态。周云等[5]对防屈曲支撑的内核进行了开孔式削弱，并且进行了试验验证。结果显示，这类支撑的耗能能力与普通支撑相差不大，同时也解决了端部加强所导致的加工复杂的问题。郭彦林等[6]设计了两种支撑型式，分别是单核截面和双核截面，并且给出了设计要点以及构造要求。潘振华等[7]针对 9 个足尺的自复位钢框架梁柱节点进行了数值模拟分析。其结果显示，增加预应力拉索的初始索力能够增强节点的复位能力。Rofooei 等[8]把形状记忆合金材料运用到可恢复功能预应力钢框架（BRB）中，并开展了一系列的抗震试验。周颖等[9]对摇摆结构以及自复位结构进行了全面的阐述，他们指出，将后张预应力和减震等多种技术结合起来的建筑，将会成为自复位建筑的发展方向之一。Sun 等[10]提出了装配式的双屈服点支撑，并且对其进行了有限元与试验研究，还提出了相关的理论公式，研究结果表明，这种支撑的滞回性能良好，其耗能能力和塑性变形能力都比较强。吕西林等[11]总结了可恢复功能结构的研究进展，他们提出可恢复功能结构应通过地震作用下的经济损失情况以及震后的修复成本等指标呈现给业主，以此来更好地推广可恢复功能结构。Jiang 等[12]设计了一种自复位预应力钢框架梁柱节点（SPPSJ），此节点带有狗骨削弱盖板。这种节点能够在满足梁柱节点承载力和刚度需求的情况下，既提供优越的耗能性能，又具备复位能力。Zhang 等[13]提出了一种新型的装配式防屈曲支撑，这种支撑可更换内核且具有双屈服点，他们进行了有限元模拟。结果显示，该支撑具备明显的双屈服平台特征，在地震过后，只需更换内核便能够继续使用。以上研究表明：可恢复功能结构能在确保结构安全的情况下，把损伤有效地集中在可更换构件上。这种结构适用于地震多发的区域，在地震过后，替换可更换构件，就能够实现建筑物在震后功能快速恢复的目标。

现行规范设计的合理结构总体上能在“大震”中保持不倒，以此确保人们的生命安全。然而强震过后，有些结构的损伤会极为严重，难以进行修复，甚至会失去基本的使用功能，从而造成难以承受的经济损失[14]。在这种背景之下，众多学者展开了结构体系的抗震性能分析。邱灿星等[15]借助 OpenSEES 对有隔震支座和无隔震支座的 5 层框架结构的地震响应进行了对比，证实了合适的支座间隙能够取得更好的隔震效果。张谨等[16]将国内现有的性能化设计方法进行了对比，提议性能化设计与传统规范设计法同时进行，以此来确保结构体系具备优良的抗震性能和经济性。邹俊等[17]提出了一种扁钢管柱 - X 型支撑钢框架结构。他们对该结构进行了弹塑性时程分析。分析结果表明，在多遇地震作用下，该结构的地震响应满足 GB 55002—2021《建筑与市政工程抗震通用规范》[18]的要求。并且该结构具有较高的经济性。许云龙等[19]对不同地震波强度作用下的钢管混凝土柱 - 组合梁空间框架结构的抗震性能指标进行了分析。结果显示，柱端拉筋增强约束措施能够起到提升组合框架结构抗震性能的作用，同时也能够提升总塑性耗能。综上所述，弹塑性时程分析在体系抗震性能分析中得到了广泛应用。然而，对于可恢复功能结构的抗震性能以及耗能构件简化建模方法的研究相对不足。因此，迫切需要提出高精度的简化计算模型，以进行体系抗震性能的研究。

针对上述问题，从震后可恢复功能的理念以及结构抗震性能的需求出发，在传统刚接钢框架结构体系（RSF）的基础上，提出了一种盖板削弱型装配式自复位钢框架 - 支撑结构体系（PSSFS）。这种结构体系的部分梁柱节点采用了 SPPSJ，并且在某些跨布设了 DYP - BRB。提出了一种利用连接单元法来构建 SPPSJ 与 DYP-BRB 的简化建模方式，接着把简化模拟所得的结果和试验以及实体建模所得到的结果进行对比剖析。之后构建了 RSF、传统刚接钢支撑结构体系（RSFS）与 PSSFS 的有限元模型，并且提出了结构体系抗震性能化的设计目标。采用 3 条经典地震动记录来进行地震动力弹塑性时程分析。接着对比不同结构体系在地震时程分析中所得到的最大顶层位移。然后对比不同结构体系在地震时程分析中所得到的最大层间位移角。最后对比不同结构体系的抗震性能。

SPPSJ 与 DYP-BRB 建模方法

1.1SPPSJ 有限元模型

1. 1. 1 SPPSJ 简化有限元模型的建立

以 Jiang 等人在[12]中对 SPPSJ - 2 算例所进行的试验研究结果作为参照依据，利用 OpenSEES 平台来构建 SPPSJ 的有限元模型，其节点的示意情况如图 1 所示。

图 1 SPPSJ 示意

6. 通过 Equal DOF 命令绑定其他 5 个自由度。简化建模的方式与 ABAQUS 实体节点模型的建立相比，能够在不影响计算精度的情况下，大幅度降低建模的难度，并且提高建模计算的效率。

图 2 SPPSJ 单元示意

图 3 展示了 Steel02 以及 SelfCentering 的本构模型。

1. 1. 2 连接单元法模拟 SPPSJ 基本原理

SPPSJ 具有双旗帜形的弯矩 - 转角曲线，其中包含预应力筋以及翼缘盖板的拉压滞回曲线。利用定义 SelfCentering 材料本构来模拟钢绞线的双折线滞回曲线以及转动挤压区域的滞回曲线，以此来达成节点的自复位特性。其中，SelfCentering 材料本构的关键参数是依据预应力钢绞线所提供的开口弯矩以及转动挤压区域的耗能弯矩[12]而获得的，见式（1）。最终，得到了自复位节点的滞回曲线，该滞回曲线如图 4 所示。

式中：Msuo 表示预应力索拉力给予节点的预应力弯矩；n 指的是上翼缘处索的根数；Tf 是索的预拉力大小；Mhao 意为翼缘盖板耗能时给予节点的耗能弯矩；hf1 为上翼缘处索距梁底端的距离；hf2 为下翼缘处索距梁底端的距离；fv,cov 是翼缘屈服强度；lcov 是翼缘盖板的宽度；tcov,f 是翼缘盖板的厚度；hcov 是翼缘盖板中心距梁底端的距离；Mkai 表示节点拼接区域产生开口时的弯矩大小。

图 4 自复位节点滞回曲线

1. 1. 3 SPPSJ 有限元模拟与试验验证

为验证 SPPSJ 简化建模方法的合理性，对 Jiang 等在[12]试验中的试件 SPPSJ - 2 进行了简化建模模拟。从数值分析和试验这两个方面得到的荷载 - 位移曲线如图 5 所示。简化建模分析方法得出的滞回曲线与试验得出的滞回曲线拟合较好，其初始刚度误差在 6.23%以内；与实体建模模拟得出的滞回曲线也拟合较好，屈服强度误差在 8.36%以内；在 0.3 rad 转角时，对应极限荷载误差分别为 0.56%和 0.36%。这些数据足以表明，SPPSJ 简化分析模型能够准确模拟其滞回行为。在试验期间，SPPSJ 有加工和安装方面的误差，这使得节点刚度降低了，并且翼缘连接盖板出现了少量无法恢复的残余变形。从整体上看，有限元模拟结果与试验结果的曲线走势以及发展规律是相同的，整体的吻合程度比较高，这表明连接单元法通过简化建模来用于节点性能分析是可行的。

图 5 试验与数值分析结果对比

1.2 DYP-BRB 有限元模型

1.2.1 DYP-BRB 简化有限元模型的建立

DYP-BRB 的主要构件包含内部核心构件，还包含外围的约束构件，同时还有两者之间的无黏结层，并且如图 6 所示。

D-CP1、D-CP2 为防屈曲支撑的内芯。

图 6 DYP-BRB 示意

Zhang 等[13]针对 D1 算例（此算例被本文称为 DYP-BRB）进行了 ABAQUS 实体有限元模拟，以其模拟结果为参照，在 OpenSEES 平台上建立了 DYP-BRB 的有限元模型。3. 并联材料本构是由模拟控制单元的 Elastic-Perfectly Plastic Gap 材料本构与模拟 D-CP1 的双折线材料本构并联而成的，Elastic-Perfectly Plastic Gap 材料本构如图 7（e）所示。ABAQUS 实体 DYP-BRB 的建立与之相比，简化建模的方式可以在确保计算精度的情况下，显著降低建模的难度，并且提升建模计算的效率。

图 7 简化模型及本构模型

1.2.2 连接单元法模拟 DYP-BRB 简化机理

Zhang 等[13]对 DYP-BRB 各个阶段的受力情况进行了分析，接着采用连接单元法对 DYP-BRB 进行简化建模。其一，D-CP1 是第 1 阶段的主要受力构件。其二，屈服位移主要由 D-CP1 和 D-CP2 引发。其三，其他各部件处于弹性阶段，变形较小。继续加载，D - CP1 开始进入强化阶段，而其他的几部分都处于弹性阶段。当 D - CP1 的处长螺栓杆顶紧螺栓孔壁的时候，D - CP1 就会退出工作，此时的变形主要由 D - CP2 来提供。力先是从 D - CP1 传至长圆孔螺栓杆处，接着由长圆孔螺栓杆处传至外围约束构件，最后传至 D - CP2 处的螺栓杆，从而拉动 D - CP2 开始工作。4） 位移继续增加，D-CP2 进入强化阶段。

D-CP1 和 D-CP2 分别通过双折线材料本构来模拟，外围约束构件通过 Sereis、Parallel 材料本构和 Elastic-Per- fectly Plastic Gap 材料本构来模拟。各部分从开始受力一直到屈服，其刚度和屈服荷载大小按照式（2a）~（2e）进行计算。

式中：D - CP1 的刚度是 K1；D - CP2 的刚度是 K2；外围约束构件的刚度是 K3；D - CP1 的长度是 L1，D - CP2 的长度是 L2；外围约束构件长度是 L3；D - CP1 的横截面面积是 A1；D - CP2 的横截面面积是 A2；外围约束构件横截面面积是 A3；内芯的弹性模量是 E；内芯钢材的内应力是 σy。

1. 2. 3 DYP-BRB 简化有限元模型验证

为验证 DYP-BRB 简化建模方法是否合理，对 Zhang 等在[13]中通过实体单元模拟的 D1 算例进行了简化建模模拟。有限元简化建模模拟的结果与实体建模模拟的结果，其荷载 - 位移曲线如图 8 所示。可见，简化建模分析方法得出的滞回曲线与实体建模模拟得出的滞回曲线拟合情况较好：其一，第 1 次屈服时的初始刚度误差在 3.18%以内；其二，屈服强度的误差在 9.35%以内；其三，强化后刚度的误差在 5.12%以内。第 2 次屈服的初始刚度误差不超过 2.15%，屈服强度误差不超过 6.32%，强化后刚度误差不超过 8.12%，极限荷载误差为 2.12%。这些结果表明 DYP-BRB 简化分析模型能够精准模拟其滞回行为。整体来看，简化建模模拟结果的曲线走势与实体建模模拟结果的曲线走势一致，发展规律也相同，整体的吻合度比较高。这说明连接单元法简化 DYP-BRB 建模用于支撑性能分析是可行的。

图 8 滞回曲线分析对比

结构体系有限元模型的建立

钢框架 - 中心支撑结构是常用的双重抗侧力体系。支撑与框架之间的承载力分配以及刚度分配，对结构整体的抗震性能有着显著的影响。本文以一个处于高烈度区的实际工程为例子，来探讨抗震性能化设计的改进方法在这类结构中的应用。

2.1 工程概况

研究对象是一栋 6 层的钢结构办公楼（RSF）。它位于北京市朝阳区的 II 类场地。它属于丙类建筑。抗震等级为二级。设计地震分组是第一组。抗震设防烈度为 8 度。设计基本地震加速度为 0.2g。特征周期 Tg 为 0.35s。结构的平面尺寸是 22.5 米乘 13.5 米，跨度为 4.5 米，总高度是 18.3 米，首层层高为 3.3 米，2 至 6 层层高均为 3 米。考虑各种建筑及结构荷载，按照 GB 50009—2012《建筑结构荷载规范》[20]的要求。恒载被设定为 6 kN/m2，活荷载设定为 2 kN/m2，这些荷载都经过计算，然后均匀地施加到框架构件上。

2.2 有限元模型分析

为了研究 DYP-ABRB 在结构体系中的抗震性能，在 RSF 的基础之上，将张爱林等[21]所建议的支撑人字形布置方式运用到 RSF 的边跨位置处，以此来布置 DYP-ABRB，从而得到了 RSFS-BK（图 9（a））。以 RSFS-BK 为基础，把结构内侧梁柱节点更换为 SPPSJ，这样就得到了 PSSFS-BK（见图 9（b））。结构体系的构件截面尺寸如表格 1 所呈现的那样。

图 9 三维模型

利用有限元软件 OpenSees，运用前文提及的连接单元法来对 SPPSJ 与 DYP-ABRB 进行简化建模，同时利用 forceBeamColumn 单元以及 Steel02 本构来构建梁和柱。

地震动力弹塑性时程分析

采用 3 条经典地震动记录对 RSF、RSFS-BK 和 PSSFS-BK 进行动力弹塑性时程分析。对比不同结构体系在地震弹塑性时程分析中所得到的最大顶层位移（Δmax）。对比不同结构体系在地震弹塑性时程分析中所得到的最大层间位移角（θmax）。对比 3 种结构体系的抗震性能。

3.1 抗震性能化设计目标

依据 GB 55002—2021[21] 的抗震性能化设计方法，制定了关于 RSFS 与 PSSFS 的抗震性能化设计目标：其一，结构体系在遭遇多遇地震作用时，整体应保持弹性状态，不能有损伤，震后结构的残余位移角非常小；其二，在遭遇设防地震作用时，框架结构体系的主体不应有塑性损伤，其变形要小于弹性位移限值；其三，在遭遇罕遇地震作用时，RSFS 与 PSSFS 的主体要么不发生塑性损伤，要么塑性损伤较小，且最大层间位移要小于传统刚接钢框架结构体系的变形值。

依据上述结构体系的性能化设计目标，挑选出建筑结构抗震验算限值中最大的层间位移角（θmax），将其选定为结构的损伤指标（DM）。同时，明确峰值地面加速度（aPGA），并把它当作地震动强度指标（IM）。参考 FEMA 350 以及 FEMA 356，同时结合相关规范 18 和 24 ，还有 SPPSJ 与 DYP - BRB 的相关试验以及有限元研究成果 12 - 13 。从狗骨削弱盖板以及内芯 D - CP1、D - CP2 的角度去看，观察试验过程以及有限元模拟中构件发生破坏的位置、程度和发生破坏时的层间位移角，从而得出 RSFS 与 PSS - FS 不同极限状态和层间位移角的关系，此关系如表 2 所示。

正常使用时（NO），结构体系θmax达到 1%处于极限状态。此时，SPPSJ 处于弹性阶段，狗骨削弱盖板出现微小鼓曲，但节点功能能够恢复；DYP-BRB 处于弹性阶段（即第 1 屈服阶段初期），内核 D-CP1 与 D-CP2 发生微小变形；整个结构体系保持完好。

立即使用（IO）时，极限状态对应结构体系θmax为 2%。此时狗骨削弱盖板会产生不可恢复的残余变形，但简单修复后仍可继续使用。DYP-BRB 处于第 1 屈服阶段后期或第 2 屈服阶段初期，内核 D-CP1 会发生塑性变形。当 D-CP1 处长螺栓杆顶紧螺栓孔壁时，D-CP1 退出工作，而内核 D-CP2 会发生微小变形。更换内核 D-CP1 后可继续使用，此时结构体系轻度破坏，进入塑性。

生命安全（LS）的极限状态下，结构体系的θmax为 3%。此时狗骨削弱盖板出现裂纹，但结构体系的整体性未受影响。DYP-BRB 处于第 2 屈服阶段，内核 D-CP2 进入强化阶段并产生塑性变形。更换内核 D-CP1 和 D-CP2 后，结构体系可继续使用。同时，结构体系遭到了一定程度的破坏。

防止倒塌（CP）的极限状态下，结构体系的θmax为 4%。在这种情况下，狗骨削弱盖板会发生断裂。DYP-BRB 处于第 2 屈服阶段的后期，内核 D-CP2 会发生较大的变形。此时，结构体系遭到了严重的破坏，处于倒塌的边缘。

3.2 地震动记录选取及调幅

选取 EL-C 这条地震动记录，将其 aPGA 缩放至 0.40g，对应结构体系遭受 8 度罕遇地震，地震动施加主方向为 x 向，幅值为 0.4g，记录结构 x 向的顶层位移与各层层间位移角；选取 Taft 这条地震动记录，将其 aPGA 缩放至 0.40g，对应结构体系遭受 8 度罕遇地震，地震动施加主方向为 x 向，幅值为 0.4g，记录结构 x 向的顶层位移与各层层间位移角；选取 1979-IV 这条地震动记录，将其 aPGA 缩放至 0.40g，对应结构体系遭受 8 度罕遇地震，地震动施加主方向为 x 向，幅值为 0.4g，记录结构 x 向的顶层位移与各层层间位移角；同时，选取这三条地震动记录，将每条地震动记录的次方向设为 y 向，幅值按 1∶0.85 调整至 0.34g，记录结构 y 向的顶层位移与各层层间位移角。地震动记录的信息如表 3 所示。

3.3 抗震性能对比

为便于比较结构体系的抗震性能，对相关参数进行统一标记：顶层位移最大值用Δmax表示；层间位移角最大值用θmax表示；相对于 RSF 相应参数的变化率用δ表示；x 方向用 x 表示，模型 1 在 x 向的顶层位移最大值用Δx，M1表示，层间位移角最大值用θx，M1表示；模型 2 在 x 向的顶层位移最大值比模型 1 在 x 向的顶层位移最大值的变化量用δΔ，x，M1-M2表示。后文论述均以这种命名规则描述。

RSF 的顶层位移时程曲线如图 10 所示，其 Δmax 如表 4 所示；RSFS-BK 的顶层位移时程曲线如图 10 所示，其 Δmax 如表 4 所示；PSSFS-BK 的顶层位移时程曲线如图 10 所示，其 Δmax 如表 4 所示。可以看出，PSS - FS - BK 的顶层位移时程曲线走势与 RSF 不同，且发展规律也与 RSF 和 RSFS - BK 有较大差异。这是因为 PSSFS - BK 中的 SPPSJ 给结构体系提供了复位功能，所以其传力机理与 RSF 和 RSFS - BK 存在差异。具体表现为，在地震作用下，PSSFS - BK 中 SPPSJ 的翼缘狗骨削弱盖板能够确保其在功能正常的前提下拥有较高的耗能能力，从而降低主体构件的损伤；同时，PSSFS - BK 中具有初始预应力值的拉索在地震过程中能为 SPPSJ 提供恢复力，保证结构体系拥有复位功能。同时，DYP - BRB 的存在提升了结构体系的刚度。这使得 RSFS - BK 和 PSSFS - BK 的最大顶层位移都有显著减小。在不同地震动作用下，RS - FS - BK 和 PSSFS - BK 在 x 向的Δmax 比 RSF 减少了 7.44%至 19.32%，在 y 向的Δmax 比 RSF 减少了 5.66%至 9.51%；PSSFS - BK 在 y 向的Δmax 比 RSF 减少了 5.95%至 15.75%。这表明 SPPSJ 和 DYP - BRB 的加入能够有效地提高结构体系的抗震性能。同时，不同的地震波会对结构体系的地震响应产生较大的影响。所以，后文针对结构体系进行了多条地震动的 IDA 对比分析，以比较结构体系抗震性能的好坏。

图 10 的结构体系在顶层位移时的时程曲线，其中加速度峰值 aPGA 为 0.4g 。

RSF 的各层最大层间位移角包络曲线如图 11 所示，其 θmax 如表 5 所示；RSFS-BK 的各层最大层间位移角包络曲线如图 11 所示，其 θmax 如表 5 所示；PSSFS-BK 的各层最大层间位移角包络曲线如图 11 所示，其 θmax 如表 5 所示。可以看出：RSF 的θmax 出现在第 2、3 层；RSFS - BK 的θmax 出现在第 2、3 层；PSSFS - BK 的θmax 出现在第 2、3 层。并且在不同地震动作用下，它们的θmax 均在 GB 55002—2021[21]对钢结构规定的 2%限值之内。DYP - BRB 的加入有调整结构体系位移和减小地震响应的作用；SPPSJ 的加入能进一步提升其耗能能力。RSFS - BK 和 PSSFS - BK 在 x 向的θmax 相较于 RSF 分别平均减少 13.63%、26.86%，在 y 向的θmax 相较于 RSF 分别平均减少 11.24%、10.42%。这表明 RSFS - BK 和 PSSFS - BK 的抗震性能比 RSF 好，并且在这 3 条地震动记录作用下，PSSFS - BK 的抗震性能优于 RSFS - BK。

图 11 展示了结构体系各层在 aPGA = 0.4g 情况下的最大层间位移角

结 论

提出了一种利用连接单元法来构建 SPPSJ 与 DYP-BRB 的简化建模方式，构建了 RSF、RSFS 与 PSSFS 的有限元模型，提出了结构体系抗震性能化的设计目标，运用 3 条经典地震动记录开展地震动力弹塑性时程分析，对不同结构体系在地震时程分析中所得到的最大顶层位移、最大层间位移角等抗震性能参数进行对比，对不同结构体系的抗震性能进行比较，得出如下主要结论：

采用连接单元法简化建模方式所建立的 SPPSJ 模型和 DYP-BRB 模型，计算精度较高。SPPSJ 模型与试验的极限荷载误差在 1%以内，DYP-BRB 简化建模与实体建模在各阶段的刚度、屈服荷载、极限荷载误差均在 9.35%以内。耗能构件简化建模与试验以及实体建模，它们的荷载 - 位移曲线整体吻合度较高，发展规律也一致，所以可以用于后续结构体系的抗震性能分析。提出的这种简化建模方式还能够为其他梁柱节点以及支撑的研究提供参考。

提出 PSSFS 的抗震性能化设计目标，结构体系在不同强度地震动作用下，不同类型构件会进入不同的损伤发展阶段。将装配式自复位钢支撑结构体系的抗震性能分成 4 个水准，并且量化为结构体系最大层间位移角的限值。

不同地震动作用下，PSSFS-BK 的最大顶层位移比 RSF 与 RSFS-BK 小。不同地震动情况下，PSSFS-BK 的最大层间位移角也比 RSF 与 RSFS-BK 小。其 x 向的Δmax 较 RSF 平均减少 28.35%，y 向的Δmax 较 RSF 平均减少 26.86%；其 x 向的θmax 较 RSF 平均减少 10.13%，y 向的θmax 较 RSF 平均减少 10.42%。DYP - BRB 的加入可调整结构体系的位移且减小地震响应，SPPSJ 的加入能进一步提升其耗能能力。