在高层建筑结构中，钢筋混凝土抗震墙因其作为“第一道抗震防线”的重要性而成为地震工程研究的焦点之一. 一些学者基于结构控制理念提出了不同类型的抗震墙减震体系（耗能抗震墙），如带缝耗能抗震墙^[1]、耗能连梁抗震墙^[2-5]及摇摆耗能抗震墙^[6-7]等，其在延性变形、滞回耗能等抗震性能指标上均优于普通抗震墙结构，为进一步改善、提高抗震墙的抗震性能提供了较为理想的解决方案. 所谓抗震墙减震体系，是指为改善抗震墙力学性能，提高整个结构体系抗震能力，在含有抗震墙的结构体系（抗震墙结构，框架-抗震墙结构，框架-筒体结构等）中，通过结构控制手段，如墙体开缝、墙内设阻尼装置等，对传统抗震墙结构进行构造上的改变后形成的新结构体系. 抗震墙减震体系实质上是在结构控制概念的指导下，协调或折中抗震墙结构刚度（或强度）与延性的产物^[8]. 本文主要对连梁内设置竖向变形阻尼器的抗震墙减震体系^[9]进行减震性能及参数配置方面的研究和探讨.

耗能位置决定减震控制体系的力学机理，据此将抗震墙减震体系大致分为竖向耦合型、水平耦合型、底部转动摇摆耗能型等，如图1所示. 实际应用时可将以上几种机制进行组合以取得更好的减震控制效果. 本文的研究对象可以认为是一种竖向变形耦合型抗震墙减震体系^[9]（见图1(a)）.

本研究的联肢墙连梁内竖向设置耗能装置的构造形式如图2所示，连梁在跨中位置竖向断开（连梁断口处设置预埋件），在其中安装阻尼器. 选用钢/软钢阻尼器^[10]作为抗震墙减震体系内的耗能装置，应用时可根据实际情况选用剪切屈服型阻尼器（如剪切板阻尼器等）或弯曲屈服型阻尼器（如加劲阻尼器ADAS、菱形加劲阻尼器HADAS等）^[11]. 钢/软钢阻尼器的关键力学参数为初始刚度k_d0、屈服力F_dy和屈服位移u_dy.

设计连梁时需考虑剪切刚度与抗剪承载力两方面的要求. 连梁一般高宽比较大，其剪切刚度一般可满足阻尼器支撑要求；而连梁的抗弯、抗剪承载力只需大于阻尼器的预定最大出力（考虑一定的安全系数）即可，这通常也容易实现. 因此，所提方案使得联肢墙连梁的设计更为灵活，可控性更强，阻尼器对体系刚度及耗能特性的调整可避免连梁设计中承载力与延性相矛盾的情形，较方便地实现“强墙肢弱连梁”的设计原则.

所提联肢墙减震体系一方面通过刚度调整延长结构周期，降低了结构的地震作用；另一方面利用阻尼器的耗能特性衰减结构动力响应. 因此，建议用耦合比和附加阻尼比2个参数分别表征体系刚度与阻尼的变化并将其作为设计过程中的控制参数^[9].

1）耦合比^[12]：

式中：l_w为墙肢轴线之间的距离， $\displaystyle\sum {{{{V}}_{{\rm{cb}}}}} $ 为各层连梁剪力之和，M_w为各墙肢底部弯矩之和，M_OT为外荷载引起的结构倾覆弯矩.

2）附加阻尼比：

式中： $\displaystyle\sum {{W_{{\rm{d , }}i}}} $ 为各阻尼器耗散能量之和，W_s为联肢墙减震体系的总应变能.

设置阻尼器后联肢墙减震体系的自振周期可采用近似公式^[9]、求解等效连续化微分方程^[13]或有限元法计算. 基于耦合比和附加阻尼比以及结构自振周期，可根据文献[9]中所述方法进行耗能联肢墙体系基于性能需求的减震设计. 然而，由于附加阻尼比基于等效线性化原理计算得出，金属阻尼器为非线性，墙肢和连梁在开裂屈服后将进入弹塑性阶段，当非线性程度较高时等效线性化可能会带来一定的误差，有必要对连梁耗能联肢墙体系进行弹塑性分析，以验证其减震性能并为阻尼器非线性性能参数的确定提供设计建议.

相关研究^[9]和上文的分析已初步证实了设置竖向变形阻尼器耗能联肢墙减震体系的可行性，下文将对一个双肢墙结构进行有限元数值模拟以分析耗能联肢墙体系的性能，有限元数值模拟选用OpenSees^[14]作为计算平台，分析模型采用宏观有限元模型（纤维截面模型）. 普通纤维截面模型能很好地模拟构件的弯曲和轴向非线性行为，但模拟抗震墙时尚需引入剪切子单元^[15]，在OpenSees中可通过截面组合（Section Aggregator）命令将构件剪切行为组合到纤维截面中^[16-17]，本研究采用这种组合截面的方法模拟抗震墙及连梁.

选择的分析模型为平面双肢抗震墙，设防烈度为8度. 其几何尺寸信息如下：结构层高2 700 mm，共10层，墙厚250 mm，墙肢截面高3 000 mm，连梁跨度为2 100 mm，截面高1 200 mm（见图3）. 抗震墙及连梁按规范要求设计配筋，混凝土为C40，钢筋为HRB335. 墙肢端部设约束构件（暗柱），最底部两层为配筋加强层.

　　（1）单元类型. 混凝土墙肢及连梁采用基于柔度法的非线性梁柱单元（dispBeamColumn单元）模拟，并用截面组合（Section Aggregator）的方法模拟抗震墙构件的剪切变形. 连梁和墙肢连接处刚域用Rigid Link单元模拟；软钢阻尼器采用Zero Length单元模拟.

（2）材料本构关系. 混凝土材料选用Concrete02，其受压骨架曲线为修正的Kent-Park模型，受拉骨架曲线简化为双折线；钢筋及阻尼器材料均选用Steel02，该材料基于Menegotto-Pinto模型，可通过调整该模型从弹性阶段过渡到硬化阶段的3个参数，实现对钢筋和阻尼器的模拟；截面剪切材料选用三线性Hysteretic材料模型，其特征点及各参数根据文献[17]的建议确定.

OpenSees具备较强的非线性分析能力，但其前处理和后处理的功能较弱，建模时需要人工编写命令生成模型输入文本文件，然后提交OpenSees计算得到文本输出结果. 在建立模型时，首先利用SAP2000的结构建模功能建立结构的几何模型，然后编制SAP2OS程序（见图4）将SAP2000模型转换为OpenSees输入文件，完成输出结构关键信息的转换并绘制结构示意图以检测转换是否正确. 计算结果的后处理工作也通过编写计算机程序完成.

本文所建议方案中软钢阻尼器是主要的耗能部件，其参数变化将对结构体系耗能特性产生较大影响. 考虑钢/软钢阻尼器及原结构的力学特性，定义3个无量纲参数如下.

式中：k_cb为连梁的等效剪切刚度，本研究中 ${k_{{\rm{cb}}}}{\rm{ = 612}}{\rm{.7\;kN/mm}}$（顶层连梁等效剪切刚度 ${k_{{\rm{cb}},{\rm{top}}}}$= ${\rm{ 121}}{\rm{.8\;kN/mm}}$）； ${\theta _{{\rm{dy}}}}{\rm{ = }}{{{u_{{\rm{dy}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{u_{{\rm{dy}}}}} {{l_{\rm{w}}}}}} \right. } {{l_{\rm{w}}}}}$. 本研究中l_w=5 100 mm；

式中： ${\overline V_{{\rm{by}}}}$ 为各层连梁的屈服剪力的平均值，根据连梁实际配筋取 ${\overline V_{{\rm{by}}}} \approx 500.0\;{\rm{kN}}$.

分析工况设置如下（分析结果将在第2.2节中进行详细论述）.

1）工况一：令 ${\kappa _0}\text{、}{\theta _{{\rm{dy}}}}\text{、}{\chi _{{\rm{dy}}}}$沿高度（楼层）均匀分布，取 ${\theta _{{\rm{dy}}}}{\rm{ = }}1/5\;100$ （ ${u_{{\rm{dy}}}}{\rm{ = }}$1 mm）， ${\chi_{{\rm{dy}}}} \subset \left( {0,1.4} \right)$，对未采取减震措施的常规联肢墙（coupled wall, CW）与减震后体系（damped wall, DW）进行非线性静力单调加载分析.

2）工况二：令 ${\kappa _0}\text{、}{\theta _{{\rm{dy}}}}\text{、}{\chi _{{\rm{dy}}}}$ 沿高度均匀分布，考虑各参数的变化及组合（ ${\kappa _0} \in \left( {0,1.0} \right),{\theta _{{\rm{dy}}}} \in \left( {1/20\;000,1/850} \right)$），对常规联肢墙（CW）与减震后体系（DW）进行动力时程响应分析.

3）工况三：根据工况一、二的分析结果选取合适的阻尼器参数，选择幅值及频谱特性不同的地震波对耗能联肢墙进行时程分析.

4）工况四：根据工况一、二的分析结果选取合适的阻尼器参数，变换几种不同的阻尼器参数竖向分布模式，通过动力时程响应分析考察阻尼器参数分布模式对体系性能的影响.

静力Pushover分析时采用倒三角加载模式，目标顶点位移取 ${D_{\rm{T}}} = H/75$（H为结构总高度），当结构承载力降至小于极限承载力的约70% 时停止加载（与通常延性定义中的85% 相比加载位移大一些，目的是为了能更多地了解结构的变形性能）. 依据分析结果绘制结构底部剪力V_s-顶点位移曲线D_T，如图5(a) 所示. 由静力推覆（Pushover）曲线可看出，体系的屈服剪力随阻尼器屈服力的减小而降低，但同时体系的延性则呈现出提高的趋势。当阻尼器屈服力明显小于连梁屈服剪力时，对应静力推覆（Pushover）曲线没有明显的下降段，显示出良好的延性变形能力. 图5(a) 中曲线的变化趋势与结构延性设计的原则相吻合，表明阻尼器的设置对结构抗震性能有一定的改善作用.

图5(b) 给出了推覆过程中内力耦合比的变化规律，对于常规联肢墙及阻尼器屈服力较大的减震抗震墙，耦合比的变化趋势是先增大后减小后又增大，耦合比增大表明墙肢先于连梁或阻尼器发生屈服（或破坏）而导致其承担的弯矩比例下降，这种“强梁弱墙”的机制对于抗震是极为不利的. 当阻尼器屈服力降低时，耦合比增大的趋势逐渐消失，且加载到一定阶段后（大致为墙肢屈服后，约在 ${D_{\rm{T}}} \geqslant H/360$）时其值基本保持不变，这表明此时体系基本实现了“强墙弱梁”的机制，且墙肢的承载力没有出现明显的降低. 根据图5，体系强度与延性的平衡点（延性较好且强度降低不大）大致对应 ${\chi _{{\rm{dy}}}} = 0.3 \sim 0.5$，塑性阶段（阻尼器屈服后）耦合比 ${\rm{CR}} = 0.4 \sim 0.6$.

为进一步验证所提出体系的抗震性能，对前述的简单实例进行动力时程分析. 选择El-Centro波作为地震激励输入，激励峰值分别取PGA=70, 200, 400 gal，对应抗震规范中设防烈度为8度时的多遇地震（以下称小震）、设防地震（以下称中震）、罕遇地震（以下称大震）. 通过对减震前、后的结构动力响应的对比分析，探讨体系的减震控制性能及阻尼器力学参数对控制效果的影响.

取常规联肢墙与耗能联肢墙响应的顶点位移比 ${\gamma _{{_{\rm{d}}}}}$ 与底部剪力比 ${\gamma _{{_{\rm{s}}}}}$ 作为结构体系减震效果的评价指标：

为综合考虑位移与剪力的减震效果，采用 ${\gamma _{{{\rm{d}}}}}$ 与 ${\gamma _{{{\rm{s}}}}}$ 的加权乘积作为综合减震指标：

式中：β为位移控制指标加权因子，取值范围为0~1.0，β值越大表明位移响应控制的权重越大.

根据计算分析结果分别绘制顶点位移比、底部剪力比（以PGA=200 gal为例）与阻尼器参数关系的云图，如图6所示，云图中以 ${\kappa _0}$、 ${\theta _{{\rm{dy}}}}$ 为x、y轴（采用对数刻度）， ${\gamma _{{{\rm{s}}}}}$、 ${\gamma _{{{\rm{d}}}}}$ 值为标高. 从云图中可以看出：1) 在一定的参数范围内，与常规联肢墙相比，耗能联肢墙的底部剪力在中震、大震下均有显著降低，位移响应在大震下也有一定的降低，但在中震下有所放大. 中震下位移响应大的原因是连梁断开后结构刚度有所削弱，阻尼器屈服后削弱作用更明显，但合理的阻尼器参数可以使阻尼效应充分发挥而抑制这种削弱作用. 图中颜色较深区域表示因阻尼器耗能效率较低（未进入非线性阶段或屈服力较小）而导致控制效果不佳. 2) 图6(a)中较小的 ${\gamma _{{{\rm{d}}}}}$ 值主要分布在阻尼器屈服位移较小或初始刚度较大的区域，这表明较大的等效阻尼或刚度均可较好地控制体系的位移响应. 刚度较大的区域对应图6(b)中 ${\gamma _{{{\rm{s}}}}}$ 值较大的区域，因此不宜采用此区域的阻尼器参数. 另外，图6(b)中的云图大致为直线分布，因坐标轴采用对数坐标，可知底部剪力比大致与 ${\kappa _0}$、 ${\theta _{{\rm{dy}}}}$ 的乘积成正比，从物理意义上讲，即为底部剪力比大致与阻尼器的屈服力成正比.

如图7所示为根据式(3)绘制的综合减震指标云图（加权因子 $\beta = 0.7$）. 可以看出，对于 ${\kappa _0}$、 ${\theta _{{\rm{dy}}}}$ 而言，存在一个“优化性能区”（图中颜色较浅部分），即当 ${\kappa _0}$、 ${\theta _{{\rm{dy}}}}$ 的取值位于“优化性能区”时，综合减震指标γ较小，且结构的位移响应及剪力响应均能得到较好的控制. 在“优化性能区”内 ${\kappa _0}$、 ${\theta _{{\rm{dy}}}}$ 大致成反相关，即刚度较大时需较小的屈服位移来保证减震效果，反之亦然；屈服位移过大时（即阻尼器难以发挥阻尼效应时）结构难以获得理想减震效果. 对比小震、中震、大震下的综合减震指标云图可得如下结论.

1）随着地震强度的增大，“优化性能区”的位置向斜上方平移，这表明阻尼器刚度与屈服变形的乘积（即屈服力）在增大，亦即强震下需要阻尼器具备稍大的屈服力以耗散地震能量.

2）中震下“优化性能区”的面积最大，颜色最浅，表明中震下体系的控制效果较理想. 小震下控制效果稍差的原因是阻尼器非线性程度低，其阻尼效应未得到充分发挥；而大震下控制效果稍差则是由于软钢阻尼器较大的塑性变形导致其等效刚度降低，从而引起体系耦合比及等效附加阻尼比的降低.

3）云图“优化性能区”内的虚线为减震指标峰值点（最小）的连线，其趋势大致为直线，且3条峰值连线基本位于中震的“优化性能区”内，以函数 ${\kappa _0}{\theta _{{\rm{dy}}}} = F$ （F为常数）拟合3条直线可得对应的F值依次如下： ${F_{\rm{S}}} = 1.15 \times {10^{ - 5}}$ （小震）, ${F_{\rm{M}}} = 2.70 \times {10^{ - 5}}$（中震）, ${F_{\rm{L}}} = 6.00 \times {10^{ - 5}}$ （大震）. 合理的参数取值范围可取为中震“优化性能区”，并以小震、大震峰值线作为边界，大致为图中矩形框内区域，根据图中参数的物理意义，可将矩形区域近似表示为

图8给出了阻尼器参数取“优化性能区”内某组合时（ ${\kappa _0} = 0.26,$ ${\theta _{{\rm{dy}}}} = 1/5\;100,$ ${k_{{\rm{d0}}}}{\rm{ = }}160.0\;{\rm{kN}}/{\rm{mm}},$ ${u_{{\rm{dy}}}} =$ $1.0\;{\rm{mm}}$）耗能联肢墙（DW）与常规联肢墙（CW）在不同水准地震激励下的结构响应对比. 图8表明阻尼器参数设置合理时结构体系可获得良好的抗震性能：从图8(a) 可以看出，耗能联肢墙滞回曲线更饱满，说明结构体系耗能能力有所提高，其底部剪力、位移最大响应的降低体现了耗能联肢墙良好的减震控制效果；图8(b) 显示中震、大震下墙肢弯矩M基本得到有效控制，但在小震下耗能联肢墙的墙肢弯矩（及中震、大震顶部某些楼层处墙肢的弯矩）有所增加，但由于弯矩增大位置处抗震墙尚处于弹性状态，反倒使得抗震墙的承载力得以充分利用，利大于弊.

中震和大震下常规联肢墙与耗能联肢墙的裂缝形态对比如图9所示. 可以看出，在同一强度地震激励下，耗能联肢墙的裂缝明显少于常规联肢墙，分布也更为合理. 常规联肢墙裂缝主要集中于墙肢底部，而且开裂严重；墙肢上部（5层以上）则裂缝较少；所有连梁均严重开裂. 对于耗能联肢墙，由于阻尼器屈服剪力小于连梁开裂剪力，连梁上基本未出现裂缝，墙肢上的裂缝位于墙肢两侧，未形成通长裂缝，且沿高度分布较均匀（底部开裂稍多）. 裂缝形态的差异表明：与常规联肢墙相比，同一地震作用下耗能联肢墙墙体的损伤较轻且分布较均匀，具备更好的抗震性能.

由上文的分析可知，体系的控制效果在不同水准地震激励下是不同的，为进一步考察地震动强度对体系减震性能的影响，取地震动（仍选用El-Centro波）加速度幅值PGA=35 PGA~400 gal对结构体系（k_d0=160.0 kN/mm，u_dy=1.0 mm）进行分析.

PGA及阻尼器平均延性系数 $\overline \mu $与综合减震指标γ的关系如图10所示. 随着地震强度的增大，减震指标γ先减小后增大，最小值（即控制效果最好）出现在PGA=200 gal（ $\overline \mu {\rm{ = }}6$）附近，这与“中震下体系控制效果最好”的结论相吻合. 按式(2)计算的阻尼器等效阻尼比 ${\zeta _{{\text{dd}}}}$如图10中曲线图中实线所示，与减震指标曲线（图中虚线）对比可知，两者变化趋势基本一致，阻尼比最大值和减震指标最小值基本出现在同一地震动水准下，这表明体系减震控制效果与阻尼器的延性系数密切相关，使用等效阻尼比这一参数可以有效地对减震效果进行估算和评价. 较强地震水准下（PGA>250 gal）减震指标曲线与阻尼比曲线趋势稍有不同，其原因是结构的弹塑性变形使得阻尼器对于体系振动的阻尼效应降低，变形过大时金属阻尼器的减震效率也稍有降低.

地震动频谱特性对抗震墙减震体系控制效果的影响可通过不同特征周期的震动激励来考察. 依据抗震规范反应谱（GB 50011－2010），采用EQSignal软件^[18-20]生成不同特征周期的人造地震动作为地震输入，对体系进行动力时程分析，地震动峰值取PGA=200 gal，地震动特征周期依次取T_g=0.20, 0.30, 0.40, 0.55, 0.75, 0.90 s. 人造地震动归一化反应谱 $\beta \left( T \right)$ 如图11所示，阻尼器参数设置同前. 图12给出了耗能联肢墙体系3个减震指标随地震动特征周期的变化趋势. 基底剪力在各特征周期下可得到较好的控制，顶点位移则在一定范围内才能有较好的控制效果. 综上，耗能联肢墙体系最适用的场地条件大致为 ${T_{\rm{g}}}/{T_0} \subset [0.6,1.2]$ （T₀为结构基本周期）. 虽然在一定条件下位移响应有所增大（ ${\gamma _{{{\rm{d}}}}} > 1$），但根据第2.2.1节的分析可知，设置阻尼器后体系的延性变形能力明显提高，因此在满足性能指标的前提下，位移的增大也是可以接受的.

阻尼装置在结构中的安装位置及参数分布模式对减震控制结构的性能有一定的影响，合理的布置方式可以提高阻尼器的耗能效率或以较少的阻尼装置获得理想的减震效果. 下面对几种不同阻尼器参数竖向分布模式下结构的响应进行对比以考察其对体系减震效果的影响，寻求较为高效的分布模式. 金属阻尼器耗能效果与其变形密切相关，而阻尼器的变形又大致与层间位移角 ${{\Delta u} \mathord{\left/ {\vphantom {{\Delta u} h}} \right.} h}$（ ${{\Delta u}}$为层间位移， $h$为层高）成正比，故在确定参数分布模式时以体系的层间位移角向量 $\left\{ {\Delta {u_i}/{h_i}} \right\}$ （可采用工况二中阻尼器参数均匀分布时体系的中震下层间位移角响应）为基准，拟选用的参数分布模式如下. 1）模式1： $\left\{ {{\kappa _{0,i}}} \right\}$ 均匀分布， $\left\{ {{\chi_{{\rm{dy,}}i}}} \right\}$ 均匀分布；2）模式2： $\left\{ {{\kappa _{0,i}}} \right\}$ 均匀分布， $\left\{ {{\chi_{{\rm{dy,}}i}}} \right\}$ 与 $\left\{ {\Delta {u_i}/{h_i}} \right\}$ 成正比；3）模式3： $\left\{ {{\kappa _{0,i}}} \right\}$ 与 $\left\{ {\Delta {u_i}/{h_i}} \right\}$ 成反比， $\left\{ {{\chi _{{\rm{dy}},i}}} \right\}$ 均匀分布；4）模式4： $\left\{ {{\kappa _{0,i}}} \right\}$、 $\left\{ {{\chi_{{\rm{dy}},i}}} \right\}$ 均与 $\left\{ {\Delta {u_i}/{h_i}} \right\}$ 成正比.

为保证几种分布模式的可比性，宜取各模式耦合比相等，简化起见近似认为各模式中阻尼器屈服剪力之和 $\displaystyle\sum {{F_{{\rm{dy}}}}} $ 及初始刚度之和 $\displaystyle\sum {{k_{{\rm{d0}}}}} $ 均为定值. 取模式1的阻尼器参数如下： ${\kappa _0} = 0.26$， ${\theta _{{\rm{dy}}}} = $ 1/5 100，则有 $\displaystyle\sum {{k_{{\rm{d0}}}}} \!\!=\!\!\! 1\;600.0\;{\rm{kN/mm,}}\displaystyle\sum {{F_{{\rm{dy}}}}} \!\!=\!\!\! 1\;600.0\;{\rm{kN}}$. 表1中给出了不同模式下耗能联肢墙的底部剪力和倾覆力矩 ${M_{{\rm{OT}}}}$，根据表中数据可知不同参数分布模式下结构体系所受地震作用基本一致，表明这几种参数分布模式具有一定的可比性. 分析结果如图13所示，由图可知：1) 模式1和模式3的响应基本一致，而模式2和模式4的响应也很接近，对比模式条件可知阻尼器刚度 $\left\{ {{\kappa _{0,i}}} \right\}$ 分布模式对体系的响应影响较小，为简化起见实际设计时可取为均匀分布. 2) 对比阻尼器屈服力的2种分布模式可知，与 $\left\{ {\Delta {u_i}/{h_i}} \right\}$ 成正比的模式（2或4）对最大层间位移角的控制效果好于均布模式（1或3），但对于底层位移角响应的控制则稍差. 因此建议实际采用的分布模式可在与 $\left\{ {\Delta {u_i}/{h_i}} \right\}$ 成正比模式的基础上适当增加底层阻尼器的屈服力以控制底层位移角响应（即控制墙肢底部转角）. 3) 随着地震动强度（或阻尼器延性系数）的增大，阻尼器参数的分布模式对体系响应的影响越来越小.

（1）所提出的设置竖向变形阻尼器抗震墙减震体系通过将连梁断开适当降低了抗震墙结构的刚度，延长了结构周期，避免抗震墙刚度过大引起的较大地震作用；使用缝中设置的软钢阻尼器替代结构耗散部分地震能量，保护结构免受严重损伤，便于震后修复.

（2）对设置竖向变形阻尼器抗震墙减震体系的一个简单实例进行了静、动力非线性分析，从结构内力、位移响应及裂缝形态等方面验证了耗能联肢墙的减震效果，并讨论了阻尼器参数对减震效果的影响，表明阻尼器刚度及屈服变形在某一合适的范围内取值时结构可以获得良好的减震控制性能.

（3）地震动强度及频谱特性对体系的减震控制性能有较为显著的影响，本文体系在中等强度地震（对应阻尼器减震效率较高）及地震反应谱特征周期满足 ${T_{\rm{g}}}/{T_0} \subset [0.6,1.2]$ 时的减震控制效果最佳. 与层间位移角成正比的阻尼器参数竖向分布模式是较为理想的模式，但当阻尼器延性系数较大时，阻尼器参数竖向分布模式对结构响应的影响不明显.

（4）根据本文分析结果，耗能联肢墙中阻尼器的参数设置可参照下述建议：阻尼器刚度参数 ${\kappa _{0,i}}$ 沿层高取为定值，屈服变形参数 ${\theta _{{\rm{dy}},i}}$ （或屈服力参数）宜取为与层间位移响应 $\Delta {u_i}/{h_i}$ 成正比，并根据需要增大底部阻尼器的屈服力；塑性（阻尼器屈服后）耦合比取 ${\rm{CR}} = 0.4 \sim 0.6$；各层阻尼器的平均刚度及平均屈服变形宜满足式（4）的条件.