当前，我国强震频发^[1]，地震灾害仍然是我国强震密震区发展装配式建筑的重大威胁. 2017年《国家地震科技创新工程》提出“韧性城乡”科技计划，强调建筑的灾后可恢复功能设计. 《国家自然科学基金“十三五”发展规划》中明确提出：“高性能结构体系与可恢复功能结构体系”是工程与材料科学部优先发展的领域之一^[2]. 聂建国^[3]指出高性能结构工程是我国未来结构工程发展的核心战略. 吕西林等^[4]提出基于自复位、可更换耗能理念的可恢复功能防震结构，验证了各种形状的剪切钢板软钢阻尼器及应用于连梁的阻尼器的良好的抗震性能，研发了多种应用于结构中的耗能元件，实现主体结构无损伤柔韧耗能，以抵御强震密震的作用^[5]. 目前，我国关于装配式建筑抗强震密震能力的相关研究尚不充分，尚未形成系统的技术标准，严重制约着高烈度和密震区建筑工业化进程，应用于韧性装配剪力墙结构的可拆换耗能元件成为当前的研究热点.

国内外学者探索研究了提高剪力墙结构耗能能力、增强韧性的方法. 苗欣蔚等^[6]对水平缝螺栓连接的装配复合墙体进行单向推覆分析，表明螺栓连接可行，可快速修复. 徐咏等^[7]对装配式剪力墙焊接节点的抗剪性能进行试验研究，表明焊接连接具备良好的抗剪性能. 徐龙河等^[8-9]在墙底截面两端设置碟簧装置，可以降低墙体的残余变形，应用于混凝土现浇结构时可以减轻大变形下的主体结构损伤或破坏. 王威等^[10-11]在竖波钢板剪力墙趾处设阻尼器，对剪力墙进行滞回加载试验，表明该构造可以提高墙体耗能能力及整体稳定性. 软钢阻尼器具备较大的塑性发展能力，在可控小变形下可屈服耗能，具备较高的承载力，用于结构抗震修复及加固时可以显著地改善结构韧性^[12]. Bedrinana等^[13]对外置可更换软钢圆棒阻尼器进行滞回加载试验研究，表明其具备优越的耗能能力，若大变形下能够有效地避免屈曲，则可以进一步提高后期耗能能力. Li 等^[14]利用自复位节点的变形能力，研究可拆换软钢阻尼器的力学性能，表明将软钢阻尼器设置在变形集中部位，可以同时提高构件的耗能和承载能力. Guo等^[15]对可替换变屈服截面S形软钢阻尼器进行滞回加载试验研究，结果表明，低屈服钢耗能元件型体优化可以显著地提高耗能能力.

已有研究表明，低屈服钢耗钢作为耗能元件，具备较大的潜力. 本文研究用于剪力墙竖向连接的可更换软钢阻尼器.

如图1(b)所示，在该韧性连接结构顶部和底部设高强螺栓连接，实现剪力墙竖向装配；中部设高强钢管混凝土束，具备高承载大弹性变形能力；侧端对称设端板螺栓连接，拆装阻尼器. 当制作该连接结构时，顶部和底部连接板与钢管束焊接连接，之后安装阻尼器，混凝土通过钢管束顶部预留孔洞灌入. 在地震作用下连接结构端部阻尼器，产生拉压塑性变形，耗散能量以保护主体结构（见图1(a)）. 震后快速更换阻尼器，可以快速恢复结构功能，改善结构的韧性，提高抗强震密震能力.

可拆换软钢阻尼器由两端连接区和中部耗能区组成，由一块10 mm厚的钢板经激光切割成型. 试件耗能区由耗能肢组成，连接区钢板预留直径为17.5 mm的圆孔，可以采用10.9级M16螺栓实现免焊缝连接. 为了研究功能区耗能肢型体变化对阻尼器滞回性能的影响，设计制作3组试件，每组中2个试件参数相同，仅在销轴加载梁的位置不同. 每组按耗能肢型体命名，第1组为I型ZN01，第2组为Z型ZN02(耗能肢角为arctan (1/6))，第3组为斜柱型ZN03(耗能肢角为arctan (1/10)). 各类型阻尼器试件的设计图详见图2，各阻尼器耗能肢数原为7，对试件ZN01-T-1进行滞回加载试验后发现，当阻尼器耗能肢数为7时承载力较高，销轴加载梁弹性变形较大，影响试验精度. 为了保证试验顺利完成，将后续阻尼器试件的耗能肢数量降低为3(见表1). 试件ZN01-T、ZN02-T、ZN02-B、ZN03-T 及ZN03-B 的两侧分别切除2个耗能肢，各阻尼器试件耗能肢的参数见表1. 表中，L_h为肢高；L_b为肢宽；n为肢数；试件编号后缀 “-T”表示顶部加载，后缀 “-B”表示底部加载. 因实验室操作员操作失误，未能获得试件ZN01-B、ZN03-B的数据曲线，在试件滞回曲线、骨架曲线、耗能及承载力分析中没有上述2个试件的信息.

试件采用LYP100型低屈服点软钢，取相同母材制作3个标准拉伸试件，依据《金属材料室温拉伸试验方法》完成材料拉伸性能测试，试验数据如表2所示. 表中，t为厚度，f_y为屈服强度，f_u为极限强度，f_u/f_y为强屈比，E_s为弹性模量，ζ为伸长率.

从材性试验测试结果可知，低屈服点软钢屈服应力较低，强屈比较高，可以在较小变形、较低应力下提前屈服耗能，具有较高的强度储备，适用于制作结构耗能元件.

为了有效地模拟CVC结构耗能区阻尼器的边界条件和受力状态，制作刚性销轴-梁加载装置，如图3所示. 刚性销轴-梁加载装置一端(固定端)与反力架采用高强螺栓连接实现刚接，另一端(自由端)连接液压伺服作动器. 各型阻尼器分别在销轴梁加载装置的顶部和底部加载.

将阻尼器试件安装在销轴处梁顶或底部翼缘位置，作用器加载时梁自由端绕销轴转动，阻尼器试件承受轴向荷载，借助作动器与阻尼器变形和力固定比例关系，可以推得阻尼器的滞回曲线. 如图4所示，作动器加载中心至销轴距离 ${{R_{{\rm{act}}}}}$为600 mm，阻尼器耗能肢的面内受力中心至销轴距离 ${{R_{{\rm{lyp}}}}}$为150 mm，由此可得作动器的力 $ {{F_{{\rm{act}}}}} $和阻尼器轴向力 $ {{F_{{\rm{lyp}}}}} $的关系，即 $ {{F_{\rm{lyp}}}} \approx {{(}}{{{{{R}}_{{\text{act}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{R}}_{{\text{act}}}}} {{{{R}}_{{\text{lyp}}}}}}} \right. } {{{{R}}_{{\text{lyp}}}}}}{{)F_{{\rm{act}}} = }}4{{F_{\rm{act}}}} $. 当作动器加载发生拉压线位移 ${{\varDelta _{\rm{act}}}}$时，梁绕销轴的转角为 $ \theta $，阻尼器的轴向变形为 $ {{\varDelta _{\rm{lyp}}}} \approx \left( {{{{{{R}}_{{\text{lyp}}}}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{{{R}}_{{\text{lyp}}}}} {{{{R}}_{{\text{act}}}}}}} \right. } {{{{R}}_{{\text{act}}}}}}} \right){{\varDelta_{\rm{act}} =}} {{ 0.25\varDelta_{\rm{act}}}} $. 通过试验得到作动器的力-位移关系后，可以由上述方法近似得到阻尼器的力-位移关系曲线（未考虑阻尼器螺栓连接的滑移变形）.

试验采用作动器位移控制加载模式，进行1次力控制循环低强度(5 kN，低于屈服荷载的20%)预加载测试各仪器是否正常工作，将数据采集系统平衡调零. 参考阻尼器试件的屈服位移预估值，计算得到作动器加载屈服位移为1.2 mm（位移角 $\theta {\text{ = }} {\text{arctan}}\;({1 /{500}})$），到arctan 0.01的位移角前按屈服位移的倍数加载，每级循环一圈. 每级试验加载幅值分别按加载位移的1%增幅逐级加载，直至试件完全破坏停止，每级加载循环3次，如图5所示. 图中，n为循环次数， $\varDelta $为位移，H为层高，F₀为预加载力.

阻尼器试件的拉压力可以根据销轴处弯矩平衡关系推算得出. 为了较精确地测得阻尼器试件功能区的轴向变形，消除加载梁底座变形及阻尼器螺栓连接加载后期的滑移变形，布置位移计7个，如图6所示. 1#位移计校核作动器加载位移，2#位移计监测加载过程中加载梁连接端与钢框架螺栓连接的剪切滑移，3#和5#位移计监测加载梁连接端与钢框架螺栓连接的弯曲变形，4#和7#位移计分别监测试件连接板螺栓连接的滑移，6#位移计监测阻尼器试件功能区耗能肢的拉压变形. 监测结果表明，试验全程1#位移计数据与作动器端部位移一致，2#、3#及5#位移计数据几乎为零，表明该加载钢梁及螺栓连接刚度较大，可以作为试件的刚性边界. 4#和7#位移计位移在加载前期几乎为零，达到峰值阶段后出现部分不规则滑移变形. 根据伸臂梁与阻尼器试件的几何关系，可以消除部分阻尼器端部螺栓连接的滑移变形影响，获得阻尼器的位移加载曲线，得到阻尼器的力-位移关系曲线.

各试件的试验加载过程及边界条件基本一致，破坏现象基本相似，节点端板螺栓连接可靠，销轴梁加载装置多次使用后无异常且未发生塑性变形，均以可更换软钢阻尼器耗能肢破坏为典型特征. 通过观察试件的荷载位移滞回曲线、骨架曲线和形变现象发现，可以将试件的受力过程分为4个阶段，即弹性阶段(加载起始点至首次屈服荷载)、首次屈服阶段-弹塑性强化阶段(首次屈服荷载至峰值荷载)、峰值屈服阶段(达到峰值荷载后进入第2次屈曲阶段)和破坏阶段(峰值屈服阶段荷载下降至85%峰值荷载或大变形的卸载阶段). 试件的屈服点根据等能量法确定.

1)弹性阶段(图7(d)的骨架曲线的OA及OA′段). 当阻尼器轴向变形幅值小于0.5 mm（ $\theta = {\text{ arctan}}\;({1/ {300}})$）时，软钢阻尼器试件无明显的形变，螺栓连接未出现滑移的现象，试件均整体完好无损伤，荷载-位移曲线基本上保持线性特征，无明显转折，耗能肢未发生屈曲变形，端部螺栓连接无滑移，试件外观无变化且持续正常工作.

2) 首次屈服-弹塑性强化阶段(见图7(d)的骨架曲线AB及A′B′段)：当 $\theta > {\rm{arctan}}\;( {1 /{300}} )$时，试件出现首次屈服，塑性变形及屈服平台均不明显，无可见损伤，无面外屈曲变形，螺栓连接无滑移. 当加载位移进一步增加至 $ \theta = {\rm{arctan}}\; ({1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 {50}}} \right. } {50}}) $时，荷载变形曲线出现较明显的非线性特征，可以更换软钢阻尼器，出现较显著的拉压变形. 耗能肢在这一加载阶段的末期出现轻微的平面外屈曲变形，其中“I” 型阻尼器最先观察到轻微的平面外屈曲现象( $\theta {\text{ = }}{\rm{arctan}}\;({1/ {50}})$)，阻尼器两端的螺栓连接出现小幅滑移的现象.

3)峰值屈服阶段(见图7(d)的骨架曲线BC及B′C′段). 当 $\theta > {\rm{arctan}}\;{(1 /{50})}$时，出现明显的刚度退化，非线性特征明显. 当 $\theta $约为 ${\rm{arctan}}\; ( {1/{30}})$时，承载力达到峰值，试件荷载-位移曲线在峰值附近出现较明显的屈服平台（ ${\rm{arctan}}\;( {1 / {50}}) \leqslant \theta \leqslant {\rm{arctan}}\;( {1/{20}})$）. 在该阶段，耗能肢拉压变形及面外屈曲变形进一步发展，两端的螺栓连接出现可见滑移.

4)破坏阶段(见图7(d)骨架曲线的CD及C′D′段). 当 $ \theta > {\rm{arctan}}\; ({1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 {20}}} \right. } {20}}) $时，试件变形进一步发展，开始出现明显的荷载下降. 当加载位移角约为 $ {\rm{arctan}}\;({1 \mathord{\left/ {\vphantom {1 {10}}} \right. } {10}}) $时，全部试件均以可更换软钢阻尼器面外屈曲为典型破坏模式，阻尼器试件耗能肢出现大幅平面外屈曲变形或断裂.

不同型体参数试件的破坏现象如图8所示，第1个阻尼器试件ZN01-B的破坏状态如图8(a)所示. 由于阻尼器设计偏强，加载过程中试件螺栓孔扩孔，螺栓滑移现象和端板局部屈曲比较严重，对第1阶段的试件进行强度削弱处理，减少阻尼器两侧耗能肢的数量. 削弱后的各试件破坏现象明显，能够获得有效的对比分析结果. 对比试件ZN01-T、ZN02-T和ZN03-T的破坏状态发现，试件ZN02-T耗能肢面外屈曲位移均小于试件ZN01-T和ZN03-T耗能肢面外屈曲位移，ZN01-T试件耗能肢面外屈曲位移最大，试件ZN01-T和ZN03-T端板螺孔因加载后期端板滑移受到螺杆挤压出现较大的变形. 试件ZN02-T及ZN02-B耗能肢根部和拐角处均出现分布均匀的塑性区(见图8)，表明耗能部件的耗能肢采用Z型布局，可以使耗能分布比较均匀，能够在一定程度上提高阻尼器的耗能能力. Z型阻尼器主要通过耗能肢的拉伸及压缩变形耗能，延性较好，能够减小面外屈曲位移. 以上现象表明， Z型耗能肢形状可以有效地减缓面外屈曲，能够较好地发挥低屈服钢材料的力学性能.

阻尼器试件通过拉压变形耗能时，后期出现平面外变形，达到一定程度会导致耗能肢提前屈曲，产生一定程度的薄膜效应，削弱阻尼器的耗能能力. 如图9所示为3种形状阻尼器加载结束后平面外的屈曲程度. 可以发现，I型阻尼器试件平面外的屈曲程度最高，其次是斜柱型阻尼器试件，最低是Z型阻尼器试件(屈曲位移约为I型阻尼器试件的82%)，表明Z型阻尼器可以延迟面外屈曲现象，减小面外屈曲变形.

根据销轴加载梁装置与阻尼器的几何及力平衡关系，部分消除加载后期试件端板螺栓连接的滑移后，获得阻尼器试件的轴向荷载-位移滞回关系曲线，如图10所示. 在加载初期，试件为弹性工作状态，滞回环为斜线，无残余变形，螺栓连接无滑移. 随着试件变形的增大，逐渐进入首次屈服阶段-弹塑性强化阶段. 在首次屈服阶段后，滞回曲线呈饱满梭形，发挥较强的耗能能力，螺栓连接部位未出现明显的滑移. 在弹塑性强化阶段，滞回面积进一步增大，耗能能力增大，在接近峰值荷载时，端部螺栓连接出现小幅滑移. 在峰值屈服阶段，回环面积持续增大，呈较饱满的梭形，表现出更强的耗能能力. 在加载后期，滞回曲线的饱满度增大，形状近似为平行四边形. Z形阻尼器的滞回曲线整体上呈梭形，正反加载(受拉为正加载，受压为负加载)方向的捏拢点不明显，无明显的捏缩现象，存在2个屈服耗能阶段，具有优越的耗能能力.

对比不同形状的阻尼器(见图10(a)~(d))可以看出，3种形状的阻尼器的滞回曲线在0.45倍的极限荷载附近发生捏拢现象，在负向受压状态下尤为明显，之后荷载继续增加，因阻尼器试件面外刚度低于面内刚度，发生面外屈曲. 这种现象是构件受压弯作用下表现出的典型特征. 在3种不同型体的阻尼器试件中，Z型阻尼器无明显的捏缩现象，滞回曲线相对饱满，侧面反映出该类型阻尼器的耗能能力较强.

骨架曲线由试件滞回曲线各级加载第1循环的峰值点连线得到，如图7所示. 对比各试件的骨架曲线，可得如下结论.

1) 试件骨架曲线基本上呈平顶S型，Z型试件更显著，表明试件在滞回加载作用下经历弹性、首次屈服-弹塑性强化、峰值屈服平台及卸载破坏4个阶段. 对比试件ZN02-T及ZN02-B骨架曲线可知，顶部及底部加载骨架曲线基本重合(见图7(a))，试件ZN02-T峰值荷载均值（正负加载峰值平均值）为108.1 kN，试件ZN02-B峰值荷载均值为106.5 kN，非常接近，表明加载梁的加工及安装精度较好，阻尼器顶部加载和底部加载的滞回性能一致.

2) 对比不同耗能肢型体试件骨架曲线(见图7(b)~(d))可知，试件ZN01-T、ZN02-T及ZN03-T的峰值荷载均值比较接近，分别为105.16、108.10及107.80 kN，Z型阻尼器试件的峰值荷载未降低，反而略大(试件加工精度). Z型试件的初始刚度低于I型及斜柱型试件. Z型阻尼器试件在加载后期，承载力降低最缓慢，有较明显的峰值屈服平台，具备较好的延性.

各试件的割线刚度-位移关系曲线如图11所示，曲线较光滑连续，表明加载全程的试件刚度退化稳定，拉伸及压缩刚度持续降低，顶部和底部分别加载的同型试件刚度退化曲线基本一致(见11(a)). 从图11(b)可知，Z型阻尼器的试件初始刚度较小，但是刚度退化速率最慢，表明该类阻尼器具备较好的延性.

试件的积累耗能能量E曲线和耗能系数e曲线如图12、13所示，同级加载位移下各试件的顶部及底部加载曲线基本一致. 图中，K为割线刚度.

对比不同耗能肢型体试件的积累耗能曲线(见图12(b))可知，3种类型阻尼器的积累耗能能量差异不明显，由高到低依次是Z型、斜柱型和 I型阻尼器. 在加载前期，I型阻尼器的耗能能力较强，在后期逐渐弱于Z型和斜柱型阻尼器. 这是由于I型阻尼器在加载过程中仅受轴向力，能够很快进入耗能肢全截面屈服耗能状态，但在阻尼器达到峰值荷载后，阻尼器耗能肢的损伤速度加快且面外屈曲导致失稳，使得耗能能力迅速下降.

如图13所示，Z型阻尼器在塑性强化及屈服平台阶段的耗能系数均大于2.0，高于 I型及斜柱型阻尼器. Z型阻尼器的耗能系数在加载过程中稳定，且在加载中后期处于增长状态，说明该形状的阻尼器耗能效率较高且稳定可控.

基于等能量法，计算得到试件首次屈服阶段的屈服荷载 $ {N_{\rm{y}}} $和屈服位移 $ {\varDelta _{\rm{y}}} $. 取试件加载破坏阶段0.85 $ {N_{\max }} $荷载（其中 $ {N_{\max }} $为峰值荷载）对应的位移为极限位移 $ {\varDelta _{\rm{u}}} $.

如表3所示为阻尼器试件特征值. 表中， $\varDelta_{\rm{max}} $为最大位移. 试验数据表明，当同一试件拉压加载时，屈服荷载及峰值荷载较接近，屈服位移、峰值位移及极限位移有一定的差距，取特征值的均值进行对比分析，如表4、5所示. 表中，阻尼器的位移延性系数 $\mu = \varDelta_{\rm{u}} / \varDelta_{\rm{y}} $.

如表4所示，试件ZN01-T 、ZN02-T及 ZN03-T的峰值荷载与屈服荷载比分别为1.17、1.21及1.19 ，表明Z型阻尼器和斜柱型阻尼器与I型阻尼器相比，峰值荷载与首次屈服荷载均有所提高， Z型阻尼器具备较好的强度储备，安全性较高.

根据表3计算得到位移延性系数的均值，如表5所示. I型阻尼器、斜柱型阻尼器及Z型阻尼器试件的位移延性系数分别为8.34、8.45和8.52，表明耗能肢倾角可以提高延性，Z型阻尼器试件的延性较好，延性系数最高.

为了排除试件安装及连接误差的影响，研究阻尼器的失效模式. 基于Abaqus软件建立分离式有限元模型(见图14)，对阻尼器试件、ZN01-T、ZN02-T 及ZN03-T进行单调受拉及受压加载模拟. 在有限元模型中，各部件均采用8节点六面体线性减缩积分实体单元(C3D8)， 加载梁为Q345钢材(屈服应力取345 MPa)，阻尼器端部连接采用8.8级螺栓(屈服应力取640 MPa)，销轴为Q690D高强钢(屈服应力取690 MPa)，本构模型均采用理想弹塑性模型，弹性模量取 ${\text{2}}{\text{.1}} \times {\text{1}}{{\text{0}}^{\text{5}}}\;{\text{MPa}}$. 阻尼器采用LYP100低屈服钢，采用四线型本构模型，如图14所示. 图中， $\sigma _{\rm{s}} $为应力， $\varepsilon _{\rm{s}} $为应变. 参考材性试验结果，屈服强度、极限强度及弹性模量根据表2的均值确定.

基于上述有限元模型分析得到阻尼器试件ZN01-T、ZN02-T 及ZN03-T的拉压单调加载曲线，与各试验试件骨架曲线的对比如图15所示. 因模型未考虑试验往复加载引起的损伤累积和加工安装因素，模拟曲线的初始刚度稍大，承载力达到峰值后承载力退化较慢. 通过模拟所得的试件承载力数值稍高于试验数值，但偏差小于5%. 利用上述建模方法可以较好地模拟阻尼器的受力性能.

阻尼器失效模式的模拟结果如图16所示（位移角为 arctan 0.01）. 结果表明，3类阻尼器受压时均以耗能肢面外屈服屈曲为典型的失效模式（见图16(a)），受拉时均以耗能肢全截面屈服为典型的失效模式，与试验结果基本一致. 利用该加载系统加载时，阻尼器以面内拉伸变形为主，因加载梁翼缘绕销轴转动时为弧线运动，可能会同时施加面外位移，在加载后期会导致阻尼器耗能肢发生面外屈曲.

(1) 3种类型的软钢阻尼器均表现出良好的承载及耗能能力，在大变形下具备较好的承载能力，安全储备较高. 在耗能肢屈服后，以耗能肢面外屈曲为失效模式，为延性破坏模式. 端部无焊缝螺栓连接较可靠，可拆换性强，有利于损伤后快速更换以恢复剪力墙结构性能，但在后期大位移加载时出现挤压扩孔效应，需要进一步采取措施提高该连接方式后期的刚度.

(2) I型阻尼器耗能肢为拉压受力状态，加载后期的面外屈曲位移较大，在耗能肢全截面屈服且阻尼器轴向力达到峰值后，承载力下降较快. 斜柱型阻尼器耗能肢为压弯状态，耗能肢连接板根部有应力集中的现象，容易产生撕裂破坏.

(3) Z型阻尼器与I型阻尼器和斜柱型阻尼器相比，可以有效地延缓和降低受压时平面外屈曲变形，滞回曲线更加饱满，变形能力和耗能性能得到加强，后期研究可以针对该类型阻尼器进行优化.

(4) Z型阻尼器具备较高的位移延性系数. 作为耗能元件，阻尼器首次屈服位移可以根据结构需求调整耗能肢的长度，在结构弹性变形下(如中震时)屈服耗能保护主体结构免损伤.

(5) Z型阻尼器峰值荷载较大且存在较宽的屈服平台，在大变形下表现出较高的强度和更大的耗能能力. 当Z型阻尼器作为可拆换元件安装于结构时，在大震或超大震作用下，持续耗能并保持较高的承载力，仍可保持有效连接，保持结构的整体性，提高结构的抗倒塌能力.