可恢复功能钢框架具有震后残余变形较小、主体结构基本保持弹性、震后容易修复等优点, 近年来成为国内外专家研究的热点^[1,2,3]。课题组结合《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) , 对预应力梁柱节点进行了试验、有限元及理论研究^[4,5,6,7,8]。同时, 在原有的预应力钢框架结构体系的基础上, 提出了具有可恢复功能的中间柱型阻尼器预应力钢框架结构体系, 给出了中间柱型阻尼器预应力钢框架的典型构造^[9,10]。现阶段, 国内外对中间柱型摩擦阻尼器结构的研究较少, 对于附加中间柱型摩擦阻尼器结构的分析方法大致分为时程分析法和简化分析法, 以往通常是采用时程分析法对减震结构进行反复试算, 直到满足要求为止, 但是根据这样的方法获取的设计经验往往具有局限性。日本东京大学Kasai教授^[11]提出了单质点体系的性能化设计方法, 但是该设计方法仅适用于常规结构, 对于可恢复功能中间柱型预应力钢框架结构的性能化设计目标、计算分析方法等并未涉及, 因此有必要对可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架结构性能化设计目标和设计方法进行研究, 以便于设计人员参考。

　　 本文在以往研究的基础上, 结合单质点体系的性能化设计方法, 提出可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架结构的性能化设计方法并给出详细的设计流程, 采用此方法设计了一个10层的可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架, 并运用ABAQUS软件对其进行小震弹性时程分析和中震弹塑性时程分析, 对该设计方法进行说明验证。

　　 在对可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架进行性能化设计之前, 首先要对可恢复功能预应力钢框架结构进行设计, 然后将可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架简化为单质点结构体系进行初步设计, 最后将求得的中间柱附加刚度分配到可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架多质点体系中, 完成整个框架的性能化设计。

　　 可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架结构由框架梁、框架柱、预应力钢绞线和消能减震构件组成, 其消能减震构件除梁柱节点处的摩擦耗能螺栓外, 在上层框架梁和下层框架梁间增设中间柱型摩擦阻尼器, 构造形式见图1, 2。中间柱型摩擦阻尼器主要是利用图中圆圈圈出的摩擦阻尼器进行耗能, 见图2, 摩擦阻尼器由三块钢板夹设两块黄铜板通过螺栓连接而成, 中间的钢板成为滑板并通过高强螺栓与上部中间柱相连, 两边的两块钢板成为夹板并通过高强螺栓与下部中间柱连接。当结构层间位移角不足以克服摩擦阻尼器的最大静摩擦力时, 中间柱型摩擦阻尼器起到提供附加刚度的作用, 当层间位移角增大至上部中间柱和下部中间柱可以克服最大静摩擦力而相对滑动时, 中间柱型摩擦阻尼器就可以提供摩擦耗能, 也能提供一定附加刚度^[8]。

　　 可恢复功能预应力钢框架梁柱节点弯矩-转角曲线为双旗帜形, 表明预应力钢框架梁柱节点的初始刚度与传统刚接节点并无差别, 即当节点弯矩小于临界开口弯矩M_IGO时, 可以把预应力钢框架梁柱节点当作刚接节点进行计算。继续加载, 梁柱相互脱开, 节点发生开口, 弯矩继续增大, 钢绞线伸长, 索力随之增大, 节点开口后刚度由预应力钢绞线和梁截面的线刚度共同决定。

　　 可恢复功能预应力钢框架梁柱节点产生开口后, 节点弯矩M由钢绞线预应力和阻尼器摩擦力提供的弯矩共同叠加组成节点弯矩, 公式如下:

　　 式中:T为预应力钢绞线索力值;d₂为节点旋转中心与梁截面形心的距离;F_f为节点摩擦阻尼器的摩擦力;r为节点摩擦阻尼器的摩擦力与节点转动中心的距离。

　　 计算时忽略柱节点域变形, 根据钢绞线索力和梁轴向力平衡得出钢绞线索力值T, 计算公式如下:

　　 式中:T₀为预应力钢绞线初始预拉力;k_b为梁截面轴向线刚度, 计算长度取梁长;k_s为钢绞线轴向线刚度, 计算长度取框架跨度;θ_r为可恢复功能预应力钢框架梁柱节点开口转角。

　　 将可恢复功能预应力钢框架结构中的预应力钢框架改为刚接框架, 形成外围为刚接, 其余部分为铰接的刚接框架。采用ETABS软件按照中国相关结构设计规范对刚接框架进行初步设计。可以求得刚接框架梁柱节点梁端弯矩包络值, 进而求得预应力梁柱节点临界开口弯矩M_IGO, 由摩擦阻尼中高强螺栓的布置方式可以确定摩擦力提供的弯矩M_f, 然后根据式 (1) , (2) 计算得到节点的初始预应力度, 最终确定预应力钢绞线的根数和布置形式。完成预应力钢框架梁柱节点的设计后, 还可以利用ETABS软件求得此结构的每层重量、弹性刚度、各层剪力和层间位移角等参数, 为进一步对可恢复功能中间柱型预应力钢框架的设计提供设计依据。

　　 将中间柱型摩擦阻尼器引入到可恢复功能预应力钢框架里之所以能够减小地震反应, 是因为中间型摩擦阻尼器不仅能够提供附加刚度以降低主体结构的自振周期, 还能够通过摩擦阻尼器进行摩擦耗能消耗地震能量来增加结构的阻尼。中间柱型摩擦阻尼器减小地震反应的原理可以由图3解释。图中过程 (1) 是因为加入中间柱型摩擦阻尼器提高了主体结构的刚度使得其周期T从T_f降低为等效周期T_eq, 过程 (2) 是因为摩擦阻尼器使原主体结构的初始阻尼比ξ₀增加到等效阻尼比ξ_eq。过程 (1) 导致结构位移减小、加速度增加, 过程 (2) 导致位移、速度和加速度均有所降低, 过程 (1) , (2) 最终会降低结构的位移和加速度反应。

　　 根据图3可见, 由结构的自振周期T和阻尼比ξ可以计算出反应谱的数值:

　　 可见, 如果能够计算出可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架的等效周期T_eq和等效阻尼比ξ_eq, 就可以由地震反应谱估算出地震反应降低的大小。位移反应降低率R_d和拟加速度的反应降低率R_pa可以根据图3所示的过程 (1) , (2) 计算:

　　 式中D_ξ为阻尼效应系数。

　　 当阻尼比增加到等效阻尼比ξ_eq时, 通过计算阻尼效应系数D_ξ, 可以预测反应谱的降低程度。D_ξ的平均值及平均值与标准差之和的近似公式分别见式 (6) , (7) :

　　 从图3 (b) 可以看出中间柱结构周期的拟速度反应谱S_pv为常数, 且在地震作用下中间柱型摩擦阻尼器的布置不会使结构的T_eq有很大变化, 因此:

　　 可以根据已知的结构的T_f与ξ₀, 由中间柱型摩擦阻尼器的附加刚度与阻尼比求得等效周期T_eq和等效阻尼比ξ_eq, 然后利用以上关系预测地震反应降低量, 进行减震设计。

　　 在可恢复功能中间柱型预应力钢框架等效单质点体系中, 摩擦阻尼器为理想刚塑性模型, 摩擦阻尼器不产生滑移时K_d=∞, 减震结构系统的弹性周期T₀可用各组成构件的弹性刚度表示, 计算公式如下:

　　 式中:μ为延性系数;K₁为中间柱附加体系弹性刚度;K_f为主体结构弹性刚度。

　　 减震结构体系的等效阻尼比ξ_eq为:

　　 式中p为刚度调整比例系数,

　　 由式 (11) , (12) 可知, 可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架的等效周期T_eq和等效阻尼比ξ_eq均是中间柱附加体系弹性刚度比K_I/K_f和系统延性系数μ这两个基本参数的函数, 说明这两个基本参数是减震结构的基本动力特性。

　　 首先假定中间柱附加体系弹性刚度比K_I/K_f和系统延性系数μ这两个基本参数, 利用式 (11) , (12) 求得减震结构的等效周期和等效阻尼比, 然后将等效周期和等效阻尼比带入式 (4) , (5) 可以得出结构的位移反应降低率R_d和拟加速度反应降低率R_pa, 由于等效周期和等效阻尼比是K_I/K_f和μ的函数, 则R_d和R_pa也可以表示为这两个基本参数的函数, 并且用这两个基本参数绘制的R_pa-R_d曲线即为中间柱型预应力钢框架的减震性能曲线。

　　 假设布置摩擦阻尼器前后结构的质量不变, 则结构的剪力降低率就等于拟加速度反应降低率。根据减震结构的性能曲线和给定的延性系数μ和附加刚度比K_I/K_f可以求得R_d和R_pa, 将R_d和R_pa分别乘以预应力钢框架主体结构的位移和拟加速度就可以得到中间柱型阻尼器预应力钢框架的地震反应, 由于求得的预应力钢框架的反应降低率是相对值, 可以适用于任意地震水准^[12]。

　　 对于可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架多质点进行设计的基本要求是根据由可恢复功能中间柱阻尼器预应力钢框架单质点体系模型确定的中间柱附加体系刚度按与层刚度成正比的分配原则来确定各层中间柱型摩擦阻尼器的数量。为了将性能曲线预测的地震反应结果用于多质点体系而取多质点体系的等效周期和等效阻尼比与单质点体系相等。

　　 可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架的中间柱、梁、柱会产生弯曲和剪切变形, 这些构件会对附加体系的刚度产生影响, 中间柱减震结构的模型必需经过结构的静力分析后才能够变换到弹簧体系, 如图4所示。

　　 在可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架单质点体系模型中确定了满足性能的中间柱附加体系弹性刚度比K_I/K_f, 将第i层的中间柱附加体系与该层主体结构的弹性刚度比K_Ii/K_fi与K_I/K_f相等的方法对中间柱附加弹性刚度进行分配。在层剪力Q_i作用下, 假设:1) 中间柱型预应力钢框架有相同的延性系数μ_i和层间位移角θ_i;2) 中间柱型预应力钢框架多质点体系与单质点体系有相等的等效阻尼比。以上两个假设可以使得上述分配方法不仅适用于主体结构具有理想刚度的分配情况, 也能够适用于任意刚度分配的主结构, 为了使这两个假设条件自然满足, 设定每层有相同的屈服层间位移角θ_y和θ_i, 则由μ_i=θ_i/θ_y可自动满足各层μ_i相等。

　　 按照中间柱型预应力钢框架的系统储存刚度K_i与层剪力Q_i成比例的原则进行中间柱附加体系的刚度分配。其中:

　　 可以推导出各层的中间柱附加体系需求弹性刚度K_Ii:

　　 式中:K_fi为第i层主体结构的弹性刚度;h_i为第i层层高。

　　 在设计中提高附加体系的K_I/K_f和μ, 可以同时降低结构的剪力和位移, 但是如果附加刚度提高得过高, 位移降低将变得迟缓, 使得基底剪力急剧增大, 因此需合理确定两者之间的关系。

　　 由式 (13) 计算出中间柱附加体系的需求弹性刚度后, 可以根据下式求得各层中间柱附加体系的μ_Iyi和F_Iyi:

　　 式中:μ_Iyi为各层附加体系需求屈服变形;θ_y为屈服层间位移角, θ_y=θ_max/μ;F_Iyi为各层附加体系需求屈服力。

　　 当摩擦阻尼器理想化为刚塑性模型时, K_d=∞, 由下式可算得各层中间柱连接构件的需求刚度K_bi:

　　 根据各层阻尼器数量N_b, 求得单个阻尼器的需求屈服力F_dyi和中间柱连接构件的需求刚度K_bin, 并确定摩擦阻尼器所需高强度螺栓的参数和中间柱连接构件需求截面大小:

　　 式中:n为摩擦阻尼器中所需螺栓个数;n_f为螺栓传力摩擦面数;μ为摩擦面的抗滑移系数;P为高强螺栓预拉力;i_bi为中间柱连接构件需求截面线刚度。

　　 可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架抗震设计流程是一个反复迭代的设计过程, 具体设计流程如图5所示。

　　 结构初步设计采用ETABS软件完成, 首先按照腹板摩擦耗能的可恢复功能的预应力钢框架结构的设计原则、方法和设计流程, 对可恢复功能预应力钢框架结构进行了性能化设计, 将中间柱型摩擦阻尼器布置在预应力钢框架外围, 每跨布置一个阻尼器, 形成可恢复功能的中间柱型阻尼器预应力钢框架, 然后按照提出的可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架结构的设计方法和设计流程设计了一个10层的可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架, 并运用ABAQUS软件对其进行小震弹性和中震弹塑性时程分析, 对该设计方法进行说明验证。

　　 可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架 (以下简称中间柱型预应力钢框架或ICRPSF) 结构设计为10层, 首层层高3.6m, 2~10层层高3.0m, 横向为5跨, 纵向为5跨, 跨度均为10m, 结构平面图如图6所示。整体结构有限元模型如图7所示。

　　 图6中虚线圈出部分为中间柱型预应力钢框架 (其中仅1~7层设置中间柱型摩擦阻尼器, 8~10层为预应力钢框架) , 其余部分为铰接体系。结构安全等级为二级, 设计使用年限为50年, 是丙类建筑。楼面恒载 (包括楼板自重) 取7.0k N/m², 楼面活载取2.0k N/m², 屋面活载取0.5k N/m², 雪荷载按北京地区50年一遇取0.4k N/m²。抗震设防烈度为8度, 场地类别为Ⅲ类。结构主要参数见表1。

　　 选3条地震波对整体结构进行动力时程分析, 地震波的基本数据如表2及图8所示。加速度峰值取0.07g及0.2g, 对应于8度小震及中震水准。在模型中对每条地震动采用双向水平分量, 主方向为Z向, 次方向为X向, 幅值按1∶0.85缩放。

　　 中间柱连接构件尺寸为588mm×300mm×12mm×20mm, 摩擦阻尼器螺栓为6M20。预应力梁柱节点梁腹板两侧设有双剪切板, 布置四排两列共计8个10.9级的M22高强度螺栓。在梁腹板每侧均匀布置5根预应力钢绞线, 共计10根, 抗拉强度等级为1 860MPa, 每根钢绞线初始预应力值取0.4T_u。

　　 预应力钢框架是外围为刚接, 其余部分为铰接的刚接框架。采用ETABS对刚接框架进行弹性分析。

　　 由刚接框架梁端弯矩计算可恢复功能预应力钢框架梁柱节点临界开口弯矩M_IGO, 这里α取1.2, 临界开口弯矩为:

　　 根据预应力梁高 (600mm) , 摩擦阻尼器布置8个10.9级直径22mm的扭剪型高强螺栓, 按照螺栓间距的规定布置成四排两列, 摩擦力形心与转动中心的距离经计算为0.35m, 据此计算出摩擦弯矩M_f:

　　 同时预应力梁每侧布置5根公称面积为312.9mm²、抗拉强度等级为1 860MPa的高强度预应力钢绞线, 初始预应力度n为:

　　 所以最终初始预应力度取0.4T_u。修正后计算节点消压弯矩和临界开口弯矩分别为:

　　 根据ETABS软件计算得到刚接框架主体结构各参数, 如表3所示, 由于框架结构X, Z向对称布置, 表中仅列出了X向的数据。由表3中可以看出, 主体结构最大层间位移角θ_f达到1/207, 超过了《建筑抗震设计规范》 (GB 50011—2010) (2016版) (简称抗规) 对多高层钢框架弹性层间位移角限值1/250的要求。主结构1阶自振周期T_f=2.84s。

　　 抗规对多高层弹性层间位移角规定的限值为1/250, 以此作为层间位移角目标限值。

　　 在设计中通过设置中间柱型摩擦阻尼器, 使结构预应力钢框架达到目标层间位移角θ_max=1/250, 利用性能曲线计算单质点体系需求刚度比K_I/K_f。

　　 根据结构层间位移角θ_f和目标层间位移角θ_max确定目标位移反应降低率R_d=θ_max/θ_f=0.828。

　　 分别取μ=1, 1.5, 3, 4, 8, 20, K_I/K_f=0, 0.2, 0.3, 0.5, 1, 2, 4, 6, 9, 按照式 (11) , (12) 计算得到对应的T_eq与ξ_eq;根据抗规8.8.2条钢结构抗震计算的阻尼比的规定, 多遇地震下的计算, 高度不大于50m时, 可取0.04, 即ξ₀=0.04, 将ξ₀和ξ_eq带入式 (7) 计算得到D_ξ, 中长周期结构按照式 (8) , (9) 计算得到R_d, R_pa, 绘制中间柱型预应力钢框架结构的减震性能曲线, 如图9所示, 其中, 横轴为位移反应降低率R_d, 纵轴为剪力反应降低率R_a。

　　 由减震性能曲线可知, 当假定系统延性系数μ=3后, 可得到满足目标位移反应降低率R_d=0.828 (横轴) , 且弹性刚度比K_I/K_f=0.5, 同时可以求得剪力反应降低率R_a=0.856 (纵轴) 。由图可见, 当μ越小且K_I/K_f越大则位移反应降低效果越明显, 但是当K_I/K_f过大时, 尽管位移可以减小, 但是剪力却有增大的趋势。

　　 将μ=3, K_I/K_f=0.5和T_f=2.84s代入式 (11) , (12) , 计算得到中间柱型预应力钢框架体系的等效周期、等效阻尼比:

　　 将3.3.2节求得的单质点体系系统的附加体系弹性刚度比K_I/K_f, 按各层层间位移角θ_fi及延性系数μ_i均等的原则分配到多自由度体系中, 根据式 (13) 求得各层附加体系弹性刚度需求值K_Ii, 当计算的K_Ii为负值时, 则在该层不设置阻尼器。计算结果见表4。由表4可以看出, 框架1, 10层的K_Ii为负值, 可见在这两层不需要设置摩擦阻尼器, 但是为了保证中间柱型预应力钢框架的层刚度保持连续, 在1层也布置中间柱型摩擦阻尼器。

　　 根据式 (14) 可以计算附加体系水平方向屈服变形μ_Iyi和屈服力F_Iyi, 因为结构为5跨×5跨, 且X, Z两个方向仅外围两榀预应力钢框架主要承受水平地震作用, 所以在每榀框架的每跨布置一个中间柱型摩擦阻尼器, 每层共布置10个。根据各层阻尼器数量, 由式 (16) 、 (17) 求得单个阻尼器的需求屈服力和中间柱连接构件的需求刚度, 最终确定摩擦阻尼器所需高强度螺栓的参数和中间柱连接构件的需求截面大小, 计算结果见表5。

　　 当摩擦阻尼器选用4M20的高强度螺栓时, n=4, n_f=2, P=155k N, 摩擦阻尼器实际屈服力为:

　　 满足摩擦阻尼器的需求屈服力。

　　 当中间柱连接构件选用588×300×12×20的截面, 中间柱连接构件实际刚度为:

　　 满足中间柱连接构件的需求刚度, 所以在预应力钢框架结构的1~9层布置截面为588×300×12×20的中间柱连接构件, 并且摩擦阻尼器选用4M20的高强度螺栓。

　　 采用ABAQUS软件建立中间柱线单元模型, 如图10所示, 柱单元定义为能考虑剪切变形的二次差值铁木辛柯 (Timoshenko) 梁单元B32。模拟分析中间柱按Q345B钢材材性试验的数据取值。有限元模型中钢材选用双折线随动强化准则。将下部中间柱固定, 给上部中间柱施加水平位移, 按照摩擦阻尼器抗滑移试验的加载制度进行加载。

　　 通过定义Connector连接器来模拟中间柱摩擦阻尼器的力-位移关系, 实现中间柱型摩擦阻尼器矩形滞回性能的模拟。在ABAQUS的Interaction模块下创建Connector弹簧单元, 采用Translator连接器, 见图11, 约束所有转动自由度UR1, UR2, UR3。平动自由度U1方向定义为摩擦阻尼器发生滑移的方向, 同时约束另外两个方向的平动自由度U2, U3。通过定义Connector单元相应方向的单元位移CP的输出, 可以得到有限元数值模拟得到的摩擦阻尼器的位移, 即中间柱型摩擦阻尼器的滑移值^[12]。

　　 将可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架结构算例按照本章性能化设计目标和设计准则进行修改和验算。主要调整内容如下:将中间柱型摩擦阻尼器设置在预应力钢框架的1~9层, 摩擦阻尼器改为4M20的高强度螺栓, 将该框架命名为ICRPSFD, 与ICRPSF进行对比分析。

　　 表6给出了两个框架在不同水准地震动作用下主次方向最大基底剪力。由表6可以看出, 两个框架基底剪力时程曲线走势基本保持一致, 虽然ICRPSFD中的每个中间柱型摩擦阻尼器中的耗能用摩擦高强螺栓的个数减小为4M20, 但是在原ICRPSF的8, 9层外围每个方向每层又增加了10个中间柱型摩擦阻尼器, 因此在多遇地震作用下, ICRPSFD的基底剪力均大于ICRPSF, 最大增幅为33.9% (EQ3作用下) , 说明经过设计的ICRPSFD抗侧刚度相对于ICRPSF有较大提高。

　　 中震作用下两框架基底剪力曲线规律与小震作用下基本一致, 除EQ2次方向和EQ3主方向外, 其余地震作用下ICRPSFD的基底剪力均大于ICRPSF, 最大增幅为26.2% (EQ3作用下) , 基底剪力增幅较小震时有所减小, 说明在中震时由于中间柱型摩擦阻尼器产生滑动使得ICRPSFD的抗侧刚度较小震时有所降低。

　　 图12为EQ2作用下两种框架各层最大层间位移角对比的包络曲线。表7为不同水准地震作用下两种框架主、次方向最大层间位移角。在小震作用下, 两个框架1~7层层间位移角非常相近, 由于ICRPSFD在8, 9层布置了中间柱型摩擦阻尼器, 使得8, 9层的抗侧刚度大大提高, 使ICRPSFD在8~10层的层间位移角远小于ICRPSF, 且ICRPSFD的最大层间位移角均小于ICRPSF, 且位于框架中部, ICRPSFD的最大层间位移角均小于限值1/250, 最大层间位移角为0.314% (1/318) (EQ2主方向作用下) , 即满足中间柱预应力钢框架层间位移角性能目标。

　　 图13为EQ2作用下两种框架各层最大残余层间位移角对比, 两种框架震后最大残余层间位移角的结果见表8。由图13及表8可知, 小震作用时, 两个框架的残余层间位移角均很小。除EQ3次方向外, ICRPSFD的残余层间位移角均小于ICRPSF, 因为ICRPSFD的中间柱型摩擦阻尼的屈服摩擦力小于ICRPSF, 在相同初始预应力的作用下, 表现出明显的自动复位优势。中震作用时, 由于中间柱摩擦阻尼器发生滑移, 除EQ1外, ICRPSFD的震后残余层间位移角略大于ICRPSF。

　　 在小震作用下, 中间柱型预应力钢框架没有发生开口。在中震作用下, 中间柱型摩擦阻尼器的最大滑移量如表9所示。由表9可以看出, ICRPSFD中的中间柱型摩擦阻尼器的最大滑移量均比ICRPSF大, 虽然ICRPSFD设置的摩擦阻尼器个数多于ICRPSF, 但是由于摩擦阻尼器中的高强螺栓的个数减小为4M20, 使得摩擦阻尼器更容易产生滑移, 进行更多的摩擦耗能, 最大滑移为19.86mm (EQ1作用下) 。

　　 本文提出了可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架结构的设计目标、设计方法和流程, 并按照提出的性能化设计方法, 对可恢复功能预应力钢框架模型进行性能化设计, 并对其进行8度小震和中震下时程分析, 得出结论如下:

　　 (1) 提出了可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架的设计方法和对其单质点体系进行初步设计的设计方法。在单质点体系进行初步设计的基础上, 提出了可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架多质点体系的设计与评估方法, 并提出了可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架的设计流程。

　　 (2) 经过性能化设计的ICRPSFD在小震作用下抗侧刚度相对于ICRPSF有较大提高;ICRPSFD的层间位移角均小于ICRPSF, ICRPSFD的最大层间位移角均小于限值1/250, 满足中间柱型预应力钢框架层间位移角性能目标;ICRPSFD的残余层间位移角也均小于ICRPSF, 表现出明显的自动复位优势。

　　 (3) 在中震作用下, ICRPSFD的摩擦阻尼器较ICRPSF更容易产生滑移, 进行更多的摩擦耗能, 合理布置中间柱型摩擦阻尼器的个数和摩擦阻尼器的耗能螺栓个数、型号可以在满足层间位移角限值的情况下提高可恢复功能中间柱型阻尼器预应力钢框架的摩擦耗能能力。