【钢板剪力墙国内外研究现状的文献综述7900字】

钢板剪力墙国内外研究现状的文献综述1.1国外研究现状自上世纪七十年代以来，日本、美国等国家的专家学者就已经对钢板剪力墙结构进行了系统的试验和理论研究，并取得一系列的研究成果。1973年，日本学者TakahashiREF_Ref4319575\r\h[6]首先对钢板剪力墙的承载力、滞回性能、屈曲后性能进行了试验研究，之后利用有限元方法对不同形式的钢板墙，包括加劲与非加劲以及改变内嵌钢板厚度的钢板剪力墙进行了模拟计算。模拟结果与试验获得的结论几乎一致，可以得出钢板剪力墙在水平荷载作用下，表现出较好的变形能力。1977年，Mimura和AkiyamaREF_Ref4319575\r\h[7]等在对钢板剪力墙进行了大量的参数设定，对内嵌钢板以及外部结构进行了力学分析，得出其承载力与滞回性能，并根据以上研究结果提出了一种新的拉力带模型。之后通过单推以及循环加载方式对非加劲钢板剪力墙进行了试验研究，并通过试验结果验证了所提拉力带模型的有效性。1983年，Thorburn等人在WagnerREF_Ref4319575\r\h[8-9]的试验结论基础上得到了符合非加劲钢板剪力墙的最优计算模型，称为拉杆模型（StripModel，简称SM），基于最小能量原理得到了求解算法。建立模型时，忽略了作用于拉杆方向上钢板带来的垂直压力，钢板的对角方向分离成大量形成塑性铰的拉力带。为了验证以上模型，同年，Timler和KulakREF_Ref4319575\r\h[10-11]进行了试验研究与分析，试验所得结果与上述模型基本一致，并且对SM模型的斜杆倾角公式进行了修正。1987年，加拿大学者Tromposch和KulakREF_Ref4319575\r\h[12]将Thorburn在1983的实验模型中的梁柱铰接改为螺栓连接，进行了在循环荷载的作用下的力学性能试验研究，并根据Mimura和Akiyama的理论对滞回模型进行了修正。试验研究表明滞回曲线捏缩退化较为明显，外框架肋梁肋柱对内嵌钢板几乎没有作用，同时连接板作用在内嵌钢板的荷载不太明显。1991年，Robertsti和Sabouri-GhomiREF_Ref4319575\r\h[13]为了方便研究薄钢板墙的动力特性，进行了大量的理论性研究，通过研究分析提出了一种新型的简化计算方法，也就是利用有限差方法和分时间加载求解动力微分方程来研究钢板墙的动力特性。1993年，CaccessREF_Ref4319575\r\h[14-18]等人对十榀3层试件进行了试验研究，试件比例是1：4。探讨分析不同参数对整体结构的控制，根据试验结果可知，在框架中设置钢板时，其极限强度、变形性能和能量耗散能力大幅度增加。同时，结构在大变形情况下，随着内嵌钢板厚度变大，结构弹性阶段的刚度以及承载能力也随之而提高，且结构的整体滞回曲线也更加饱满。1994年，Xue和LuREF_Ref4319575\r\h[19-20]对四个3跨12层的钢板剪力墙模型进行了研究，通过改变梁柱节点形式以及内嵌板与周边框架的连接形式进行了数值模拟，并对模拟计算的结果进行了比较分析。从试验结果可以看出：通过分析内置钢板与外部框架四周连接和两侧带缝的钢板剪力墙两种情况，两侧带缝的钢板剪力墙受到荷载作用形成的拉力带不会对框架柱产生影响，从而保护了主要的受力构件，同时这种钢板剪力墙的极限强度低于四周连接方式的钢板剪力墙。1994年，Nakashima等REF_Ref4319575\r\h[21]对低屈服点钢板剪力墙试件进行了往复加载的研究。结果显示，内嵌钢板进入塑性阶段较早，从而优先耗能。相比于A360钢，低屈服点钢板剪力墙的极限应变大幅度提高，研究表明，低屈服点钢板剪力墙结构具有较高的延性以及良好的耗能特性。1997年，ElgaalyREF_Ref4319575\r\h[22]等人针对等效拉杆的模型采用了试验研究，由于在外框架附近的内嵌钢板发生局部屈服从而使结构构件处于塑性阶段时的抗侧刚度变小，优化试验试件中拉杆模拟的本构关系，并推出等效角板模型。1998年，DriverREF_Ref4319575\r\h[23-24]等对一个四层单跨的大比例试验模型进行了研究，在此研究的基础上建立了有限元模型以及“拉杆条”模型。通过研究发现，“拉杆条”模型对薄板初始刚度的估计比较保守，Driver对上述现象作了较为深入的分析，通过改变“拉杆条”模型的倾角及拉杆条的数量进行敏感性分析，提出了考虑周边框架作用的薄板墙滞回模型。1999年，加拿大学者RezaiREF_Ref4319575\r\h[25-26]首次进行了振动台试验，发现结构的一阶模态可以更好地反应结构的振动模态，其它高阶模态可以加以忽略。另外，Rezai提出了“简化的拉杆条”模型，通过数值模拟，发现该方法计算得出的极限承载力虽有所保守，但是较拉力条模型要准确。2000年，AdamS.Lubell，G.L.P.HelmutREF_Ref4319575\r\h[27]等人进行了实验研究，研究对象是比例为1：4的两个单层单跨和一个四层单跨薄板墙模型。结果表明，薄钢板墙的承载力以及延性较好，但限制其承载力的主要原因是柱子的过早破坏。2000年，Lubell和HelmutREF_Ref4319575\r\h[28]等分别对两榀一层框架-钢板剪力墙和多层的商业建筑进行了在低周反复荷载作用下的探讨分析。可以得出结论：结构主要承力构件“柱”发生屈曲破坏在内嵌钢板之后，符合内嵌钢板作为第一道抗震防线的原理。1998~2001年，Astaneh-AslREF_Ref4319575\r\h[29]等人对钢板外包混凝土剪力墙结构进行了试验研究。试验结果表明，外包混凝土能够较好的阻止内嵌钢板的屈曲，改进型墙体能显著降低结构的水平侧移，具有较好的稳定性和延性。2003年，Jeffrey和MichelREF_Ref4319575\r\h[30]通过大量的理论分析，不带加劲板的钢板剪力墙提出的斜拉杆模型变参分析，计算分析可知，把钢板剪力墙假设为拉杆支撑时，计算结果不够精确，故该种简化模型有待改进。2003年，TokoHitaka和ChiakiMatsuiREF_Ref4319575\r\h[31]对42片1:3缩尺比例的带缝钢板剪力墙进行了试验研究，随后，Hitaka&Matsui提出开缝钢板剪力墙的概念。结果显示，开缝后钢板剪力墙其延性有了很大提高，耗能效果明显。2003年，BehbahanifardREF_Ref4319575\r\h[32]等人采用一榀多层钢板剪力墙结构开展了拟静力低周反复加载研究分析。研究了高宽比对结构承载力和刚度的影响。由探讨分析可以得出：如果内置的钢板高宽比在1以内，那么高宽比越大，极限强度和滞回性能表现越好；如果内置的钢板高宽比在1.0~2.0之间，极限强度和滞回性能没有较为明显的提升。2004年，DarrenVIAN&MichelBRUNEAUREF_Ref4319575\r\h[33]通过实验对两个开洞低屈服点钢板剪力墙进行了地震反应研究，结果显示：相较于普通钢板剪力墙，低屈服点钢板墙在地震荷载作用下不仅同样具有较高的抗侧刚度，而且墙板的耗能效果出现的更早。2007年，TokoHitaka和ChiakiMatsuiREF_Ref4319575\r\h[34]将带缝钢板剪力墙放入三个一层钢框架和四个三层钢管混凝土框架进行了循环荷载试验研究。试验表明，钢板剪力墙和框架没有突然强度退化的现象，位移角均在4%以上，延性良好。在试验结果基础上，TokoHitaka分析了带缝钢板的受力特征，并提供一个可用于框架分析的等效支撑模型。2008年，Vian和BruneauREF_Ref4319575\r\h[35-37]等提出开洞钢板剪力墙的概念，并对开洞后的性能进行了有限元分析及实验研究，得出结论：开设洞口后的钢板剪力墙不仅可以保持未开洞时的承载力及抗侧刚度，而且节约了钢材用量降低工程的材料成本。2010年，Cuneytvatansever和NesrinyardimciiREF_Ref4319575\r\h[38]为了直接比较不同填充墙与框架连接方式的薄钢板剪力墙的循环性能，在准静态条件下对两种薄钢板剪力墙进行了试验，一个填充板连接到所有边缘的边界框架构件，另一个填充板仅连接到梁。结果表明，TSPSW试件具有显著的延性和耗能能力，而极限破坏模式是填充板屈服后填充板与框架连接净截面处的填充板断裂。2011年，ChenREF_Ref4319575\r\h[39-40]等人通过将钢板剪力墙框架内的钢板的材料更换为低屈服点，并探讨分析了其极限强度以及耗能能力，经过对比可以发现低屈服点钢板剪力墙结构的变形转角可以达到3%~6%，说明该结构塑性变形能力较好。2012年，M.ZeynalianREF_Ref4319575\r\h[41]采用非线性有限元分析方法，对带支撑冷弯型钢剪力墙的抗震性能进行了优化分析，数值模拟结果与试验结果的比较表明，有限元分析可以有效地预测带支撑CFS剪力板的极限承载力。研究了16个不同支架长度的模型，给出了初步的结论，是关于带支撑CFS剪力墙的最佳抗震性能以及相应的尺寸和配置。2013年，FereshtehEmamiREF_Ref4319575\r\h[42]等对梯形波纹钢剪力墙和无肋钢剪力墙的循环性能进行了研究。通过试验研究，比较了三种不同形式的钢剪力墙：无肋剪力墙、梯形竖向波纹剪力墙和梯形水平波纹剪力墙的刚度、强度、延性比和耗能能力。虽然在初始刚度和极限强度方面的试验研究和分析研究之间发现了相当好的相关性，但还需要进行更多的研究。2014年，S.A.A.HosseinzadehREF_Ref4319575\r\h[43]等对设计的单层和多层及相应的空框架进行了数值分析，结果表明，填充墙的存在能显著提高框架体系的抗弯性能，尤其是多层框架体系的强度、刚度、延性和耗能能力。而SPSW系统的性能优于相应的空框架，不仅是由于填充墙的贡献，而且由于墙-框架相互作用导致框架性能的提高。2015年，TadehZirakianREF_Ref4319575\r\h[44]等采用有限元分析方法，对低屈服点无肋钢板剪力墙体系的结构性能和板-框相互作用特性进行了分析。通过数值模拟的实验验证，证明了使用低屈服点钢与传统钢相比的优势。经过分析对比，更换试件的长度、宽厚比以及计算长度等参数，分别对结构的力学性能模拟计算。最后，验证了修正的板-框架相互作用（PFI）模型在预测中厚填充板钢剪力墙体系响应中的有效性。2016年，MiladBahrebarREF_Ref4319575\r\h[45]等研究了水平梯形波纹和中心布置方形穿孔的单面螺旋窗在单调荷载作用下的结构性能。结果表明，边界框架构件的设计可以有效地减小填充板的变形，提供系统延性，并通过稳定发展腹板中的斜拉场作用来发展横向荷载抗力。研究了腹板开孔和增大开孔尺寸对结构性能的影响。合理设计和细化SPSW，以及优化选择腹板几何参数和波纹参数，可以确保此类抗侧力系统具有理想的结构性能和抗震性能。2017年，J.Y.RichardLiew[46]等开发了一种基于内面板高阶屈曲分析的改进方法来预测受屈曲约束的SPSW的抗剪强度，并且研究了垂直边界单元（VBE）的弯曲刚度的影响。2018年，ChaoDou[47]等考虑几何非线性和材料弹塑性的有限元分析（FEA），重点研究了单调横向剪切力作用下单壁不锈钢正弦波纹板的抗剪强度。2019年，GhasemPachideh[48]等分析了27个框架，使用Park-Ang指数，采用最大相对位移指数，变形指数和塑性延性指数来计算不同性能水平下每个框架的损伤。结果表明，与其他框架相比，较高框架中钢板剪力墙侧向荷载系统的损伤指数可带来更好的结果和更高的安全性。2020年，MojtabaGorjiAzandariani[49]等对低屈服强度SPSW的循环行为进行了实验和数值研究。通过分析可知，低屈服点钢板剪力墙的极限强度、变形性能、能量耗散能力以及滞回能力较为优异。梁柱连接形式影响延性、强度和耗能，对初始刚度影响不大。刚性连接和铰接梁柱连接可以影响SPSW体系的强度性能和总耗能，填充板构件，特别是LYP钢的材料性能可以进一步提高这种连接的影响。2021年，KhalooAlireza[50]等对钢板剪力墙加劲肋交叉处的裂缝进行了研究。数值结果表明，在弹性区和非弹性区，加筋墙的性能均优于非加筋墙。与无加劲肋的墙体不同，加劲肋存在裂缝时会导致墙体破坏，加劲肋可防止出现裂纹时墙体的严重破坏。同时，还将裂纹效应作为一个数学方程来估计荷载-位移曲线。所提方程与有限元结果吻合较好。1.2国内研究现状我国自八十年代开始，也对钢板剪力墙结构进行了大量的研究，取得一系列的进展，并已经应用到工程实例。2001年，清华大学的陈国栋、郭彦林[REF_Ref4319575\r\h[51-52]为了得出高宽比、高厚比及肋板高宽比等因素对钢板剪力墙静力性能的影响，通过试验对6个1:3的钢板剪力墙模型进行了对比分析，并采用有限元软件建立了大量的有限元模型，对比采用不同嵌固方式钢板墙的承载力、耗能性能，从而可为实际工程的应用提供依据。2002年，苏幼坡REF_Ref4319575\r\h[53]等人在钢筋混凝土框架中设置薄钢板剪力墙，并进行了往复荷载下的试验研究。经过试验研究可知，钢板墙极限强度、能量耗散能力以及承载力均有显著的增强，因此，可使该构件用于整体结构抵抗水平荷载的作用。2004年，陈国栋、郭彦林REF_Ref4319575\r\h[54]等人对比分析了不同加劲方式作用下钢板剪力墙的承载力以及耗能能力的影响。经过试验研究可知，其中两侧带缝的钢板剪力墙最高极限强度随着计算长度增大而增大，厚度较小的钢板墙设置加劲肋后较厚度较厚的钢板墙性能更为良好，同时建立了该构件的屈曲系数和加劲肋的设计计算公式。2004年，栗献增、苏幼坡REF_Ref4319575\r\h[55]对文献中的试验结果进行了有限元分析，可以得知合理的选择钢板厚度，才能使剪力墙与框架共同工作，提高结构的耗能能力和延性。2005年，钟玉柏REF_Ref4319575\r\h[56]在开缝钢板剪力墙的基础上，研究了四边简支开缝钢板的静力特性。结果表明，加大缝宽不会对钢板剪力墙承载力和刚度造成很大影响，但可以通过调整缝间距来改善剪力墙的受力特性。2005年，董子建REF_Ref4319575\r\h[57]总结出非加劲钢板剪力墙的抗剪承载力计算公式。并与加劲钢板剪力墙进行了对比，通过对比可以得出：加劲钢板剪力墙在循环加载作用下具有较大的变形能力和极限强度，并且能量耗散能力较强，可以用作抗震防线来消耗地震能量。2006年，郭彦林，董全利等REF_Ref4319575\r\h[58-59]提出防屈曲钢板剪力墙概念，根据试验研究了该钢板墙的滞回性能、极限承载力和混凝土盖板对钢板的约束作用等问题，并得到了防屈曲钢板墙的刚度和承载力计算公式。2007年，蔡克铨REF_Ref4319575\r\h[60]等对低屈服点钢板墙试件进行了试验研究，通过改变其施加的约束关系，研究其受力形式以及破坏机制。在此研究基础上提出了Stripmodel分析模型以及简易等效斜撑模型。2008年，王迎春REF_Ref4319575\r\h[61]等学者针对厚度较小、厚度较厚的钢板剪力墙进行了力学分析，对比分析了钢板墙滞回曲线和耗能性能等问题，分析了试件在拟静力荷载作用下初始抗侧刚度、耗能性能、以及外部框架与钢板剪力墙的剪力分配系数。2008年，曹春华REF_Ref4319575\r\h[62]博士对斜加劲四边嵌固钢板剪力墙进行了试验与有限元分析。分别针对钢板墙根据参数的差异进行了分析，如内嵌钢板的加劲方式、内嵌钢板开洞以及开缝等因素对钢板墙耗能性能的区别，并重点研究了斜加劲钢板剪力墙的屈曲后性能和滞回耗能性能。2008年，王文涛REF_Ref4319575\r\h[63]等学者探讨分析了防屈曲钢板剪力墙。通过在内嵌钢板两侧开缝，从而保证内嵌钢板受到的拉力带作用不会对框架柱造成影响，保护了主体结构不受到破坏，内嵌钢板起到了耗能减震的作用。2010年，田洁REF_Ref4319575\r\h[64]等将低屈服点钢应用在密肋壁板结构中，结合密肋壁板结构的构造特点和低屈服点钢高耗能、高延性的特性，提出了一种新型的低屈服点钢密肋复合墙板，计算结果表明，低屈服点钢对密肋壁板结构减震控制具有显著效果。2011年，郭宏超REF_Ref4319575\r\h[65]对一榀带加劲肋的钢板墙结构进行了循环往复加载,分析结构破坏模式和耗能机理，可以得出：试验钢板剪力墙的变形能力和能量耗散能力较好，能使结构具有整体稳定性；半刚框架和墙板协同工作良好；斜加劲肋的设置缓解了钢板沿拉力带方向的面外变形，提高了墙体的弹性屈曲荷载及初始刚度,减轻了滞回曲线的"捏缩"现象。2012年，郭兰慧、马欣伯REF_Ref4319575\r\h[66]等人针对两侧带缝钢板墙在滞回荷载作用下的探讨分析，经过研究可以看出：两侧带缝钢板墙的能量耗散能力较好，钢板开缝排数对剪力墙力学性能的影响较小。剪力墙的力学性能主要和缝间小柱的宽厚比和高宽比有关，当宽厚比小于15且高宽比大于3时，该试验试件能量耗散能力较好，内墙钢板两侧开缝的边角位置形成塑性铰，并通过它来消耗能量，从而使整体结构保持平面内变形，不会发生平面外屈曲。2012年，郝际平和黄育琦REF_Ref4319575\r\h[67]通过ABAQUS对采用低屈服点钢材的剪力墙pushover分析以及循环荷载的模拟，来研究其抗侧能力以及滞回耗能特性。采用不同屈服强度以及高厚比的内嵌钢板，进行了大量的有限元对比分析。计算分析结果表示：低屈服点钢板剪力墙具有优良的耗能能力以及较高的变形能力，是结构中重要的耗能构件。2013年，孙国华REF_Ref4319575\r\h[68]等人分析了双参数损伤模型，并对其采取优化措施，得到以损伤指数得出钢板墙水平荷载作用下的位移角的解决方案。ABAQUS数值模拟选用一层钢板墙的数值模拟结果，根据试验结果得出试验试件在水平荷载作用下的位移转角，建立了钢板剪力墙的性态指标。采用修正的Park-Ang模型对1榀5层钢框架-钢板剪力墙在近场地震作用下的损伤进行了评估，验证了修正的Park-Ang损伤模型的合理性。2014年，王先铁REF_Ref4319575\r\h[69]等采用有限元软件ABAQUS对薄钢板剪力墙屈服点为235N/mm2和345N/mm2的钢框架-薄钢板剪力墙进行了非线性数值分析，根据研究分析可知：钢板墙的屈服点对试验试件的极限强度、能量耗散能力以及滞回性能的改变不大；随着钢板墙受到荷载的增大，,试件达到屈服状态时的荷载越大，极限强度与能量耗散能力越好，试验试件分配得到的荷载越大；刚开始对试件施加荷载时，钢板墙屈服点越低，其越早达到屈服状态，从而消耗能量越多，该类试件表现出充分的耗能能力。2015年，郝际平REF_Ref4319575\r\h[70-71]对框架-密肋框格防屈曲低屈服点钢板墙结构进行了实验的研究。试验显示：最终钢板墙发生面内弯剪破坏，框格进入屈曲直至破坏，边缘柱最后进入屈曲状态，形成塑性铰导致结构的破坏。且在2016年，为了更好全面的研究钢板墙的滞回性能，又通过循环加载方式对两层半单跨的钢板墙进行试验。通过比较每个试件在的抗侧能力、延性位移以及滞回耗能特性，得出了钢板墙的影响因素。2016年，王萌、杨维国REF_Ref4319575\r\h[72]通过国内外进行过的实际试验，利用ABAQUS对各试验的构件进行了模拟计算分析，通过对比试验与模拟的结果，以此来说明有限元分析能够比较真实有效的来计算结构的实际受力与破坏机制。2017年，于金光REF_Ref4319575\r\h[73]等探讨分析了在钢板墙中设置密肋网格等防止结构发生平面外屈曲的构件，并对比分析了整体结构在设置钢板墙和不设置钢板墙的情况下的分析结果。研究表明：装配密肋网格的钢板墙较不装配密肋网格的钢板墙的滞回曲线更为饱满，其耗能能力越好，因此在试验过程中装配密肋网格的钢板墙更加不易受到破坏，并且内嵌钢板耗能，从而保护主体结构不发生破坏。2018年，朱耔健REF_Ref4319575\r\h[74]为了研究该新型结构构件的设计参数对承载力的影响，采用有限元软件ABAQUS建立钢板组合剪力墙的有限元模型进行模拟分析，分析不同设计参数包括隔板横向间距、钢板厚度、墙体宽度、混凝土强度等级对试件承载力的影响。分析结果表明：所建立的有限元模型能较好地模拟组合墙的轴压性能,钢板厚度、墙体宽度和混凝土等级对承载力影响较为明显，均与试件的承载力呈线性关系，适中的隔板横向间距能保证该新型组合剪力墙具有最大的承载能力。2019年，周林丽REF_Ref4319575\r\h[75]等基于"自复位"理念，提出了一种采用钢板剪力墙耗能的自复位钢框架钢板剪力墙结构，并对该框架结构的力学性能探讨研究，提供了该类钢板墙的最优参数配置。设定了自复位钢框架钢板剪力墙基于性能的设计目标，基于性能目标提出了自复位钢框架钢板剪力墙的设计流程，从构件的实际受力状态出发对该设计方法进行了研究,并推导出构件的设计公式。2020年，范重REF_Ref4319575\r\h[76]等采用ABAQUS非线性有限元分析软件，计算边框刚度对构件受力性能的影响。通过研究分析可知，该类钢板墙在循环加载情况时，该类钢板墙极限强度越大，承载力越高，能量耗散能力越好，外部框架均为极限强度、能量耗散能力、剪力分配产生了影响，这样对外部框架极限强度的标定略低，因此对外部框架的极限强度的标准不宜直接用于普通钢板墙。2021年，于金光REF_Ref4319575\r\h[77]等对无焊接斜多肋加筋钢板剪力墙与钢筋混凝土加筋钢板剪力墙的抗震性能进行了对比研究。结果表明，OR-BRP和Con-BRP试件在刚度退化、能量耗散和承载能力方面表现出相似的滞回特性，斜多肋SPSW梁柱连接变形比混凝土板小，此外，斜多肋和预制混凝土板对SPSW柱的整体变形影响相似，因此，与传统混凝土板相比，SPSW中采用斜多肋加劲肋是有益的。参考文献郭彦林,周明.钢板剪力墙的分类及性能[J].建筑科学与工程学报,2009,26(03):1-13.陈国栋．钢板剪力墙结构性能研究[D]．北京：清华大学，2002．ThorburnLJ,KulakGLandMontgomeryCJ.Analysisofsteelplateshearwalls[R].Edmonton,Canada:DepartmentofCivilEngineering,UniversityofAl-berta,1983.Astaneh-AslA.Seismicbehavioranddesignofsteelplateshearwalls,SteelTIPSreport,Structuralsteeleducationalcouncil,Jan.2001.InoueT.AnalysisofplasticbucklingofsteelplatesinshearbasedontheTrescayieldcriterion[J].InternationalJournalofSolids&Structures,1996,33(33):3903–3923.T.Takahahi,Y.Takemoto&T.takeda,etal:Expermentalstudyonthinsteelshearwallsandparticularbracingsunderalternativehorizontalload[J].IABSESymposium.InternationalAssociationforBridgeandStructuralEngineering,Lisbon,Portugal,pp185-191,1973.H.MimuraandH.Akiyama.Load-deflectionrelationshipofearthquake-resistantsteelplateshearwallswithadevelopeddiagonaltensionfield[J].Trans,Arch.Inst.ofJapan,Tokyo,Japan,260(oct),1977:109-114.Thorburn,L.J.Kulak,G.l,andMontgomeryC.J.AnalysisofSteelPlateShearWalls[R].StructuralEngineeringReportNo.107,UniversityofAlberta,Canada.WagnerH.Flatsheetmetalgirderswithverythinmetalweb.PartI:generaltheoriesandassumptions[J].TechnicalReportArchive&ImageLibrary,1931.TimlerPA,KulakGL.Experimentalstudyofsteelplateshearwalls[J].MinnesotaMedicine,1983,69(5):268-70.Kulak,G.L.UnstiffenedSteelPlateShearWalls[J].Chapter9ofStructuresSubjectedtoRepearedLoading-StabilityandStrength,NarayanannandRoberts,T.M,Editors,ElsevierAppliedSciencePublications,London:237-276,1991.TromposchEW.Cyclicandstaticbehaviourofthinpanelsteelplateshearwalls[microform]/[J].1987.Sabouri-GhomiS,RobertsTM.Nonlineardynamicanalysisofthinsteelplateshearwalls[J].Computers&Structures,1991,39(1-2):121-127.VincentCaccese,MohamedElgaaly,RuoboChen.ExperimentalStudyofThinSteel-PlateShearWallsunderCyclicLoad[J].JournalofStructuralEngineering,1993,119(2):573-587.ElgaalyM,LiuY.Analysisofthin-steel-plateshearwalls[J].JournalofStructuralEngineering,1997,123(11):1487-1496.M.Elgaaly,V.Caccese,C.Du.PostbucklingBehaviorofSteel-PlateShearWallsunderCyclicLoads[J].JournalofStructuralEngineering,1993,119(2):588-605.ElgaalyM.andYinboLiu.Analysisofthinsteelplateshearwalls[J].JournalofStructuralEngineering,1997,123,No.11:1487-1496.Elgaaly.M.Thinsteelplateshearwallsbehaviorandanalysis[J].Thin-WalledStructures,1998,32:151-180.Xue.M.&L.W.Lu.Interactionofinfilledsteelshearwallpanelswithsurroundingframemembers[J].ProceedingofStructuralStabilityResearchCouncilAnnu.Tech.Session,Bethlehem,1994:339-354.andSlovakInt.Conf.onSteelStructand