摘要： 消能減震技術能顯著提高建筑物的抗震性能，消能器的效果依賴其與主體結構的有效連接，目前關于阻尼器與整體結構有效連接設計方法的研究不多。針對工程中金屬阻尼器的中間柱型連接形式，本文提出一種帶有預埋件的懸臂墻構造，并給出設計方法及其設計要點。為進一步驗證該設計方法的可靠性，探究懸臂墻的受力性能，對兩個試件開展擬靜力單向加載和低周往復加載試驗。研究結果表明，懸臂墻裂縫從預埋件連接處開始發(fā)展，最終破壞時墻角及預埋件核心區(qū)應力較大，增設暗梁暗柱可較好地提高懸臂墻的承載能力。型鋼預埋件配合暗梁暗柱能使懸臂墻在設計尺寸較小的情況下承受較大的設計阻尼力，保證阻尼器充分發(fā)揮消能效果。

關鍵詞： 消能子結構；"金屬阻尼器；"中間柱型連接；"設計方法；"懸臂墻

中圖分類號： TU352.11；"TU318.1 """文獻標志碼： A """文章編號： 1004-4523（2024）08-1386-11

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2024.08.013

引""言

地震作用具有較高的發(fā)生頻率和較強的隨機性，其發(fā)生的時間和地點難以預測^［1?2］。特別是在強震下，結構往往會出現(xiàn)局部損傷，部分房屋甚至可能整體倒塌從而造成人員傷亡和經(jīng)濟損失。傳統(tǒng)的抗震技術通過提高主體結構剛度來降低結構的變形及發(fā)生破壞的可能性，雖然該技術能起到一定的作用，但同樣會造成構件尺寸加大，配筋增多，地震響應逐層放大等問題。建筑消能減震技術通過在結構適當位置安裝消能器，耗散地震能量從而降低結構的地震響應。相比于沒有消能器的傳統(tǒng)結構，該技術可以降低結構響應的20%～50%^［3］。同時消能器可以設置在非結構構件和結構中任何合適的空間上。該技術可靠、簡單，適用于震區(qū)或重要的建筑物。

目前，國內外學者對于阻尼器產(chǎn)品的研發(fā)^［4?6］和減震優(yōu)化設計^［7?8］的研究較為深入，但對消能子結構力學性能^［9?10］的研究不足。中國相關規(guī)范對于阻尼器與框架梁的連接并未給出具體的設計方法。《建筑消能減震技術規(guī)程》（JGJ 297—2013）^［11］中規(guī)定了與位移相關型消能器相連的支墩、支撐和剪力墻對應的設計承載力取值?！督ㄖ軠p震應用技術規(guī)程》（XJJ075—2016）^［12］和《被動減震結構設計·施工手冊》^［13］給出了多種阻尼器與主體結構的連接形式，但均未給出連接構件承載力的具體計算方法及設計要求。國內一些學者^［14?15］也對阻尼器的連接設計進行了研究，但大多采用理論分析，或是給出概念性的結論，無法有效指導工程設計。

本文基于實際工程的應用情況，參考剪力墻^［16?17］的設計方法，提出采用一種預埋件的金屬阻尼器中間柱型安裝方式的連接構件，即懸臂墻。共設計制作2個試件，試件Ⅰ采用單向靜力加載，試件Ⅱ采用低周反復加載。通過試驗研究懸臂墻的剛度和強度，確定在阻尼器節(jié)點設計內力作用下懸臂墻能否安全有效地工作，同時觀察記錄試驗過程中懸臂墻的破壞模式，發(fā)現(xiàn)懸臂墻存在的不足，針對問題提出改進方法，并給出本設計懸臂墻的承載力計算方法。

1 性能目標與設計方法

1.1 消能器傳力機制

圖1為阻尼器中間柱型安裝方式示意圖，該結構包括預埋件和上、下兩個對稱布置的懸臂墻，阻尼器布置在懸臂墻之間，兩端固定在預埋件上。

本文借鑒帶橫向栓釘?shù)慕M合栓釘剪力鍵^［18］提出一種預埋件構造方式，即在埋板與拉筋之間增加帶肋板的栓釘剪力鍵。錨板與端板提供抗剪承載力，拉筋提供抗拉拔承載力，栓釘既可以提供抗剪承載力又能增強預埋件與懸臂墻的錨固效果。懸臂墻增設暗梁、暗柱以減緩預埋件核心區(qū)裂縫發(fā)展并增大墻體承載力。在地震作用下，阻尼器產(chǎn)生的水平阻尼力通過懸臂墻傳遞到框架梁上。懸臂墻應具有足夠的剛度和承載力以確保在阻尼器達到最大設計阻尼力時懸臂墻仍保持彈性。預埋件與懸臂墻的具體形式如圖2所示。

1.2 金屬阻尼器懸臂墻設計方法

本文建議的金屬阻尼器懸臂墻設計方法流程如下：

（1）確定基本參數(shù)

基本參數(shù)包括建筑的結構層高、框架梁高度、阻尼器設計承載力、阻尼器的幾何尺寸。由于上、下懸臂墻受力及幾何尺寸基本一致，因此只對下懸臂墻進行設計。實際工程中，極限阻尼力不超過500 kN的金屬阻尼器通常采用長度為1500 mm的懸臂墻進行傳力。阻尼器節(jié)點設計內力取阻尼器設計承載力的1.2倍。懸臂墻凈高度取建筑的結構層高減去框架梁高度和阻尼器高度。

（2）確定暗柱尺寸及配筋

式中""M_x為截面彎矩設計值；γ_x為塑性發(fā)展系數(shù)；W_x為凈截面模量；S為計算剪應力處以上（或以下）毛截面對中和軸的面積矩；I為構件的毛截面慣性矩；t_w為腹板厚度；f為鋼材的抗拉強度設計值；f_v為鋼材的抗剪強度設計值。

預埋件單側拉筋所需面積A\"=F（0.5h_d+0.5h₁+t₁）/（f_yl₁），其中，h_d為金屬阻尼器高度；拉筋連接板寬度b₂=（m₂-1）×3d+4d，拉筋連接板長度b₃=（n₂-1）×3d+4d，其中，d為拉筋直徑，m₂和n₂分別為沿連接板寬度和長度的拉筋數(shù)量；拉筋連接板厚度t₄=max（0.6d，12）；加勁板邊長b₄=（b₂-t₃）/2。

2 試驗概況

2.1 試件設計與制作

依據(jù)上述設計方法，針對阻尼器節(jié)點設計內力為500 kN的懸臂墻進行設計并開展足尺試驗。墻身采用C30混凝土，尺寸為1520 mm×1500 mm×200"mm（高×寬×厚），底座使用C40混凝土。墻身豎向分布筋和水平分布筋采用C10鋼筋，分布筋用C6鋼筋400×400梅花形拉結。墻身兩側設有相同暗柱，暗柱內布置8C20鋼筋，墻頂布置4C16的水平加強筋。懸臂筋設計詳圖如圖3所示。

預埋板采用12 mm厚的Q355鋼板，兩端分別設有直徑為19 mm的栓釘，預埋板與加載工字鋼相連；焊釘剪力鍵腹板每側設有3根栓釘，栓釘直徑為19 mm；連接板連接2排6C20拉筋，每根拉筋最下端貼焊C20鋼筋100 mm，以此增加預埋件和混凝土的錨固力，預埋件設計詳圖如圖4所示。

2.2 材料性能測試

對鋼筋進行鋼筋拉伸試驗，取直徑為10，16，18和20 mm的鋼筋各3根，長度均為600 mm。測試結果如表1所示。

在試驗模型澆筑過程中，現(xiàn)場每面墻制作6塊邊長為150 mm的混凝土立方體試塊，分成兩組，并且現(xiàn)場同條件養(yǎng)護。根據(jù)中國混凝土強度試驗的評定規(guī)范，由于各組混凝土立方體抗壓強度的最大值和最小值與中間值的誤差都未大于15%，表2中的混凝土立方體抗壓強度代表值均取3個混凝土立方體抗壓強度的平均值。

2.3 試驗裝置及加載制度

懸臂墻試件及試驗裝置如圖5所示。試驗采用的加載方式為單向靜力加載和低周循環(huán)加載，加載制度采用水平位移控制加載方法，加載點位于工字鋼中上部。當承載力下降超過15%或試件破壞時，視為試驗結束。若低周循環(huán)加載后試件未發(fā)生破壞，則加載結束后進行單拉加載直至試件破壞，記錄破壞時的極限荷載。加載時采用分級加載，加載前期"4 mm 為一級，每級1個循環(huán)，當加載力接近設計荷載"500 kN 時，加載位移改為"1 mm 為一級，每級2個循環(huán)。加載至阻尼器節(jié)點設計荷載時分別記錄拉壓至設計荷載對應的位移值，采用該位移值進行往復循環(huán)30周^［11］。具體加載制度如圖6所示。

2.4 測點布置及測量方案

阻尼器懸臂墻試驗的水平力由作動器的力傳感器測得。加載過程中主要測量墻身位移、預埋核心區(qū)的墻頂水平加強筋應變、預埋件腹板應變、預埋件拉筋端部應變及預埋核心區(qū)混凝土應變，并監(jiān)測混凝土裂縫的開展情況。墻身位移通過布置位移計讀取數(shù)值得到，鋼筋應變片主要布置在預埋核心區(qū)的墻頂水平加強筋上，4排加強筋對稱布置，每根鋼筋布置5處，豎向、橫向分布筋分別布置兩處（V1，V3，H41，H43），布置在預埋件拉筋端部和中部附近，鋼筋應變片前、后布置相同，預埋件上4處應變片布置在腹板的前、后和兩側，鋼筋應變片詳細布置見圖7（a）。墻身正面和背面混凝土應變片布置相同，分布在預埋核心區(qū)和預埋件拉筋兩個區(qū)域，應變片水平、豎直和45°三向布置，墻體兩側豎向布置應變片，混凝土應變片詳細布置見圖7（b）。測量區(qū)域的應力分布，分析加載不同階段周圍框架的內力分布變化。

3 試驗現(xiàn)象及破壞形態(tài)

3.1 懸臂墻Ⅰ最終破壞形態(tài)分析

懸臂墻Ⅰ采用單向靜力加載，在外荷載加載到150 kN左右時，墻身正面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂120 mm、距右墻線570 mm處；墻身背面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂160 mm、距左墻線520 mm處。

初始裂縫均出現(xiàn)在預埋核心區(qū)，并且為細短裂縫，原因是該處鋼筋栓釘密集，混凝土澆筑很難密實并且容易出現(xiàn)應力集中。當加載力達到200 kN左右時，墻體正面在埋板右端處出現(xiàn)一條向左墻角延伸的斜裂縫，裂縫傾角較陡，而墻體背面在預埋拉筋附近出現(xiàn)一條向右墻角延伸的斜裂縫，裂縫傾角較緩。但隨著加載力增大，這道貫通裂縫寬度并未進一步發(fā)展，預埋核心區(qū)的裂縫不斷增多，且裂縫之間相互貫通，但裂縫寬度較為細小。墻身斜裂縫不斷延伸增多，裂縫之間并未相互貫通，此過程中聽見混凝土明顯的開裂聲音，墻頂位移計讀數(shù)增大0.35"mm，說明此時墻體并未出現(xiàn)較大側移。當加載力達到400 kN左右時，裂縫數(shù)量增加不多，原有裂縫繼續(xù)延伸，互相穿插，裂縫寬度有較大增長，墻身正面左墻線和墻身背面右墻線出現(xiàn)較多短小裂縫。當加載力達到設計荷載500 kN時，懸臂墻并未屈服，但初始裂縫寬度增長較快。加載過程中試件發(fā)出金屬碰撞聲，應為墻體栓釘和鋼筋碰撞所致，未見明顯墻體側移。當加載力達到713 kN左右時，懸臂墻發(fā)生破壞，墻身頂部出現(xiàn)一條明顯的水平裂縫，裂縫寬度較大，如圖8所示。加載工字鋼連同下方預埋件被拉出，加載工字鋼和埋板連接處未見明顯破壞。懸臂墻墻頂右端保護層混凝土剝落，最終形成一個面積較大的混凝土剝落區(qū)，沿著水平加強筋，出現(xiàn)混凝土剝落豎縫，且暗柱縱筋屈曲明顯，隨著混凝土剝落，箍筋變形失去有效約束。

3.2 懸臂墻Ⅱ最終破壞形態(tài)分析

懸臂墻Ⅱ采用位移控制的低周反復加載，取加載位移對應的荷載為加載荷載。加載荷載為182"kN左右時，墻身正面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂190 mm、距右墻線550 mm處；墻身背面初始裂縫出現(xiàn)在距墻頂150 mm、距左墻線420 mm處。

加載荷載在182 kN之前墻體未產(chǎn)生可見裂縫，墻頂位移計讀數(shù)增大0.28 mm。當加載荷載達到270"kN時，預埋核心區(qū)產(chǎn)生較多短小裂縫，墻正面左上角出現(xiàn)幾條延伸到右下角的細長受壓裂縫，裂縫不相連，受拉裂縫不明顯，背面具有與正面相似的現(xiàn)象。當加載荷載達到320 kN時，墻正面左下角出現(xiàn)較多細長受壓斜裂縫，原來互不相交的裂縫繼續(xù)擴展，并彼此穿插，受拉裂縫開始增多，在這一級加載過程中，能聽到較為明顯的混凝土破裂聲。當加載荷載接近350 kN時，墻正面出現(xiàn)許多短小斜裂縫，預埋核心區(qū)裂縫不斷延伸，各個裂縫交織成網(wǎng)，墻正面和背面出現(xiàn)貫穿墻中心排氣管的受拉斜裂縫，長度較長，裂縫分叉較多。當加載位荷載達到500 kN時，墻體的裂縫沒有明顯增多，裂縫延伸也不明顯，但初始裂縫寬度增長較大。在500 kN設計荷載下對懸臂墻進行30圈的疲勞試驗，試驗結束后墻體裂縫的數(shù)量和寬度未有較大變化，裂縫布滿墻身，兩側墻腳裂縫較少，預埋核心區(qū)裂縫較密，節(jié)點剛度仍未見退化，承載力未達到極限承載力。疲勞試驗后進行單拉靜力加載，當拉力達到737 kN左右時，墻體發(fā)生破壞，原有裂縫寬度和長度不斷發(fā)展，墻體右側上端部出現(xiàn)明顯斜裂縫。墻面受拉區(qū)出現(xiàn)密集的斜裂縫，裂縫向下匯集于中心排氣管附近。由于采用位移控制加載，墻面只有少量混凝土劈裂掉落，如圖9所示，加載工字鋼和預埋件未見明顯破壞，墻左側出現(xiàn)明顯的混凝土劈裂，深度及寬度較大，與墻體正面和背面相互貫通。

由以上統(tǒng)計數(shù)據(jù)可知，兩面懸臂墻的初始裂縫產(chǎn)生位置均在預埋件核心區(qū)附近。由于預埋件核心區(qū)配筋復雜，澆筑混凝土時很難達到理想的密實效果，因此開裂荷載有一定的差異。以上裂縫寬度測量選取的點為墻體產(chǎn)生初始裂縫的點，這些裂縫的寬度不一定是墻體裂縫的最大寬度。兩面懸臂墻初始裂縫的最大寬度接近2 mm，但均未超過2 mm。數(shù)據(jù)表明，該處懸臂墻布置了暗柱暗梁，對裂縫寬度的發(fā)展產(chǎn)生了控制效果。由于懸臂墻Ⅰ加載方式為單向靜力加載，測點裂縫寬度增長較為平緩，而懸臂墻Ⅱ加載方式為低周反復加載，測點裂縫寬度曲線波動較大，且在500 kN設計荷載附近，裂縫寬度增長較快。

4 試驗結果及分析

4.1 滯回曲線

懸臂墻Ⅱ滯回曲線位移取位移計D1，D7的均值與位移計D3的差值，即墻體的實際位移，如圖10（a）所示。依次連接滯回曲線上各級加載的最高點，得到試件水平荷載?位移的骨架曲線如圖10（b）所示。對比骨架曲線與單向加載曲線可以發(fā)現(xiàn)，懸臂墻Ⅰ的極限承載力為712.91 kN；懸臂墻Ⅱ的極限承載力為736.83 kN；采用不同加載方式的兩面墻的極限承載力相差不大，且均滿足500 kN的節(jié)點設計內力。

4.2 剛度退化曲線

剛度是結構的主要動力特征之一，試件裂縫開展、鋼筋屈服和混凝土塑性損傷等都會導致剛度退化。采用環(huán)線剛度^［21］表征試件在反復加載過程中的剛度退化，即取同一加載幅值下n次循環(huán)的平均峰值荷載與相應位移均值的比值，體現(xiàn)循環(huán)次數(shù)的累積影響。環(huán)線剛度按下式計算：

式中""K_i為第i加載級時試件的環(huán)線剛度；P_ij和Δ_ij為第i加載級、第j次循環(huán)的最大荷載和相應水平位移；n_c為計入的循環(huán)次數(shù)。

為方便對比兩試件的剛度，這里僅給出循環(huán)加載在拉力方向的剛度退化曲線，如圖11所示。

由圖11可知，阻尼器懸臂墻剛度衰減具有階段性。第一階段，試件承受外荷載，混凝土開始產(chǎn)生裂縫并且不斷發(fā)展，試件剛度退化，且退化速度較快；第二階段，試件混凝土裂縫進一步發(fā)展，鋼筋應力明顯增大，剛度繼續(xù)退化，但衰減趨勢相較于第一階段明顯變緩。由于墻體預埋核心區(qū)放置了型鋼預埋件，混凝土難以澆筑密實且預埋件與墻體連接主要依靠機械錨固，因此墻體比較容易發(fā)生開裂，真實的墻體最初出現(xiàn)裂縫的地方位于懸臂墻內部，雖然無法直接從試驗中觀測得出，但墻體開裂進程通常是連續(xù)且彌散的。

4.3 應變分析

由表1可知，分布鋼筋C10屈服應變?yōu)?202"με，加強筋C16屈服應變?yōu)?455 με，Q355鋼材屈服應變?yōu)?000 με。圖12為實測鋼筋最大應變曲線。試件發(fā)生破壞時，預埋件腹板4處應變片G1～G4實測的最大應變?yōu)?520"με。預埋件拉筋附近的水平分布筋應變片H41，H42實測的最大應變?yōu)?243 με，應變片H43，H44實測的最大應變?yōu)?467 με。型鋼預埋件拉筋附近的豎向分布筋上應變片V1，V2實測的最大應變?yōu)?512 με，應變片V3，V4實測的最大應變?yōu)?282 με。暗梁加強筋實測最大應變?yōu)?940 με。由圖12可知，構件破壞時，僅有懸臂墻受拉區(qū)分布鋼筋應變略微超過屈服應變，而在外荷載達到節(jié)點設計內力時鋼筋應變均未超過屈服應變。

通過試驗可知，阻尼器懸臂墻的預埋核心區(qū)是產(chǎn)生初始裂縫的地方，該處裂縫較為密集，因此需要測量設計內力下的主應力及其方向。由于墻身兩側已知主應力方向為豎直方向，則順著主應力方向布置應變片；墻體正面和背面均不知主應力方向，則布置三向應變片，布置方向如圖13所示，測出3個方向應變，然后代入相應公式得到主應力。

懸臂墻Ⅱ加載至設計荷載500 kN附近時，在墻體左側面應變由上到下分別為244，364，1620，2450"με；在墻體右側面應變由上到下分別為424，566，1990，2900 με。規(guī)范^［12］對于混凝土的極限應變值一般取為0.002?？芍獕w兩側底部混凝土已達到極限應變，出現(xiàn)明顯的較寬裂縫。

在墻體正面預埋拉筋位置的三向應變分別為297，126，100 με；在墻體背面預埋拉筋位置的三向應變分別為400，202，158 με。計算得到的正面與背面主應力最大值分別為10和14 MPa，最大剪應力分別為3.05和3.59 MPa，傾斜角分別為-16°和-18°。由此可知，在設計荷載下，預埋件拉筋附近混凝土未出現(xiàn)較大應變，且有較大的余量。而在加載工字鋼下方的預埋核心區(qū)，出現(xiàn)較多肉眼可見的密且長的裂縫，混凝土應變基本達到極限應變。

4.4 基于修正壓力場的懸臂墻承載力分析

修正壓力場理論（MCFT）^［22?23］改進了主應力方向的本構關系，提高了壓力場理論計算結果的準確性。修正壓力場理論可以檢驗裂縫處的局部應力，利用鋼筋混凝土膜單元的力?位移關系，得到鋼筋混凝土單元平均應力、構件局部應力以及裂縫開裂初始寬度和裂縫整體走向。

魏巍巍等^［24］在研究有腹筋鋼筋混凝土梁受剪承載力時，認為在軸力、剪力和彎矩作用下鋼筋混凝土梁的破壞模式一般為剪切破壞。懸臂墻所承受的剪力由受壓區(qū)混凝土剪切力以及受拉區(qū)的骨料咬合力和箍筋共同承擔，懸臂墻抗剪承載力計算方法與鋼筋混凝土梁的計算方法相似：

式中""V_c為受壓區(qū)混凝土提供的剪力；V_as為受拉區(qū)骨料咬合力和箍筋提供的剪力。

懸臂墻的斜截面向上延伸至集中力附近時會產(chǎn)生一個剪壓區(qū)，其破壞滿足雙軸應力準則。本文采用下述雙軸應力準則：

根據(jù)上述理論計算可得其抗剪承載力為1519"kN，考慮彎剪作用下的極限承載力為640 kN；其中由剪力產(chǎn)生的鋼筋應變?yōu)?.87×10^-5，由墻底彎矩產(chǎn)生的鋼筋應變?yōu)?.0026，可認為懸臂墻最終破壞主要是由于阻尼器對懸臂墻的附加彎矩導致的。計算的極限承載力略小于試驗結果平均值724"kN，主要是因為以最外列鋼筋屈服控制懸臂墻極限荷載時忽略了混凝土在彎剪作用下的承載力。

5 結""論

本文依照鋼結構^［20］、混凝土結構^［12］和減震相關規(guī)范^{［11，13］}，給出了金屬阻尼器中間柱型安裝方式連接構件的設計方法。制作2個足尺構件，分別進行單向靜力加載和低周反復加載試驗以驗證該構造設計方法的可行性，并研究懸臂墻的受力性能和破壞模式。得出以下主要結論：

（1）根據(jù)深受彎構件的受力特點，提出用于連接金屬阻尼器的中間柱型懸臂墻連接構造，并依據(jù)相關規(guī)范及力學理論給出設計流程及相應的計算公式。

（2）懸臂墻的破壞模式為局部彎剪作用導致的預埋區(qū)混凝土錐體破壞及墻體兩側底部的局部混凝土劈裂破壞。由于阻尼器懸臂墻在兩側及墻頂分別布置了暗柱和暗梁加強筋，在節(jié)點設計內力下墻體未發(fā)生明顯變形，整體受力性能較好。實際鋼筋應變表明鋼筋和預埋件鋼板均未屈服，故設置暗梁限制了預埋件拉拔對周圍構件應變的擾動。

（3）懸臂墻在單向靜力加載和低周反復加載試驗中，墻體的極限承載力分別為713和737 kN，均滿足阻尼器節(jié)點設計內力500 kN，且有較大的安全儲備，說明該構造及設計方法具有可行性。

（4）借鑒修正壓力場理論對懸臂墻墻腳彎剪部位進行承載力分析，在考慮墻內各個縱筋的影響下，以最外列鋼筋屈服應變?yōu)橐罁?jù)，得出懸臂墻抗彎剪承載力計算方法，計算結果與試驗更加接近。

（5）懸臂墻澆筑時應采用長條形方式或流水線方式澆筑，澆筑后及時處理縫隙并對混凝土壓實處理。同時摻入適量引氣劑，提高混凝土抗拉強度或直接提高混凝土等級以避免墻體過早開裂。

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Mechanical behavior of the intermediate column connecting member of metal damper with a type of embedded part

FENG Wu?ji XU Wei?zhi DU Dong?sheng DAI Yi?su WANG Shu?guang

（1.College of Civil Engineering，"Nanjing Tech University，"Nanjing 211816，"China；2.Shanghai Kunyi Seismic Damping Engineering Technology Co.，Ltd.，"Shanghai 201114，"China）

Abstract： Seismic energy dissipation technology can significantly improve the seismic behavior of building structure. The effect of the damper depends on its effective connection with the main structure，"there are few researches on the effective connection design method between the damper and the whole structure at present. In this paper，"a cantilever wall structure with a new type of embedded parts is proposed for the intermediate column connection of metal dampers in engineering，"and the design method and key points are given. In order to further explore the reliability of the design method and investigate the mechanical properties of the cantilever wall，"two specimens were tested under quasi-static unidirectional loading and low-cycle reciprocating loading. The results show that the cantilever wall cracks begin to develop from the joint of embedded parts，"and the stress in the corner and the core area of the embedded parts is larger when it is destroyed. Adding hidden beam and hidden column can better improve the load carrying capacity of the cantilever wall. The new embedded parts can be combined with the hidden beam and hidden column to make the cantilever wall bear larger damping force under the condition of small size，"and ensure the damper to give full play to the seismic energy dissipation effect.

Key words： energy dissipation substructure；"metal damper；"intermediate column connection；"design method；"cantilever wall

作者簡介： 馮無忌（1998―），男，碩士研究生。"E?mail："fengwuji1998@163.com。

通訊作者： 許偉志（1990―），男，博士，副教授。"E?mail："xuwz@njtech.edu.cn。