文章编号：1000-6869（2013）01-0061-09
钢板剪力墙抗震性能试验研究
聂建国1，朱力1，樊健生1，范重2，刘学林2
（1．清华大学土木工程系，北京100084；2．中国建筑设计研究院，北京100044）
摘要：以天津国际金融会议酒店工程为背景对钢板剪力墙的抗震性能进行试验研究。完成了3个4层1?5缩尺比例的钢板剪力墙试件的拟静力试验。试件主要变化参数包括墙板开洞和中柱设置。试件SPSW-1墙板开洞，试件SPSW-2墙板不开洞，试件SPSW-3带有中柱，且中柱一侧墙板开洞。在钢板剪力墙的墙板上布置了槽形和一字形两种截面形式的加劲肋。试验结果表明：钢板剪力墙结构具有良好的承载力、延性和耗能能力；开洞降低了钢板剪力墙结构的刚度和承载力；中柱提高了钢板剪力墙结构的刚度和承载力；加劲肋可增强钢板剪力墙结构的刚度和稳定承载力，开洞补强效应显著。
关键词：钢板剪力墙；开洞；加劲肋；拟静力试验；抗震性能
中图分类号：TU398.2TU317.1文献标志码：A
Experimental research on seismic behavior of
steel plate shear walls
NIE Jianguo1，ZHU Li1，FAN Jiansheng1，FAN Zhong2，LIU Xuelin2
（1．Department of Civil Engineering，Tsinghua University，Beijing100084，China；
2．China Architecture Design＆Research Group，Beijing100044，China）
Abstract：An experimental research was conducted on seismic behavior of steel plate shear walls，in order to support the design of the Tianjin International Financial Conference Hotel．Three model specimens of four story steel plate shear wall with1?5scale were tested under low-cycle reverse load．One specimen with wall panels with openings was designated as SPSW-1，the second one with wall panels without openings was designated as SPSW-2，and the third one with wall panels with openings and an interior column was designated as SPSW-3．［-shaped and－-shaped stiffeners were attached to wall panels of specimens．The test results show that steel plate shear walls have good strength，ductility and energy dissipation capacity，and the strength and stiffness of steel plate shear walls can be obviously reduced due to openings and improved due to the interior column．Stiffeners can be used to reinforce the openings so that the stiffness and stability of steel plate shear walls can be significantly enhanced．
Keywords：steel plate shear wall；opening；stiffener；quasi-static test；seismic behavior
基金项目：国家科技支撑计划项目（2011BAJ09B01），国家自然科学基金项目（51178246），清华大学自主科研计划项目（20101081766）。
作者简介：聂建国（1958—），男，湖南衡阳人，工学博士，教授。E-mail：niejg@https://www.doczj.com/doc/bb13230623.html,
收稿日期：2011年12月
0引言
钢板剪力墙作为一种新型抗侧力结构体系，主要应用于高层和超高层结构体系中。由于厚钢板用钢量大、成本很高，薄钢板逐渐取代厚钢板被应用于钢板剪力墙结构中。已有的薄钢板剪力墙研究表明［1-6］，在正常使用荷载作用下薄钢板剪力墙会发生屈曲，但只要保证边缘构件具有一定的抗侧刚度和承载力，薄钢板屈曲后会形成明显的拉力带，提高其抗侧承载力，因此薄钢板剪力墙具有较高的承载力和延性。
目前，美国AISC341-05（2005）［7］、FEMA450（2003）［8］、加拿大CAN/CSA S16-94（2001）［9］等规范要求墙板仅承受水平荷载，竖向荷载由钢板剪力墙结构中的边缘约束构件承担。为此，工程实践中一般首先施工主体框架，待框架施工完成后再进行墙板的安装。但这一施工顺序仅适合多层钢板剪力墙结构。对于高层及超高层钢板剪力墙结构，随着结构高度的增加，单一的边缘框架将无法满足结构抗侧刚度的要求，而且钢板剪力墙的后安装也将延长施工工期。为了保证施工过程中结构的抗侧刚度且缩短工期，将墙板的安装滞后于主体框架数层，这将导致结构底部楼层的墙板承受较大的竖向荷载，并且在竖向荷载作用下可能发生提前屈曲，影响其抗侧性能的发挥。为了防止钢板剪力墙结构在竖向荷载作用下发生提前屈曲，采用在墙板上设置加劲肋的方法，而非加劲钢板剪力墙过早屈曲，荷载-位移滞回曲线会呈现明显的捏拢效应，从而降低了结构的耗能能力。因此，加劲钢板剪力墙不仅要满足其抗震性能，还要保证结构正常使用［5］。
天津国际金融会议酒店工程采用多层大跨度结构体系，主体结构由8个核心筒和大跨度桁架梁构成，核心筒结构由于电梯开间的使用要求，墙板上需要开洞，而开洞会对钢板剪力墙的抗震性能产生不利影响。本文以该工程原型结构为研究对象，进行3个钢板剪力墙缩尺模型试件的低周往复加载试验，研究墙板开洞和设置中柱对结构抗震性能的影响，以及加劲肋对于结构整体抗震性能的影响和开洞补强效应。
1试验概况
1.1试件设计
试件以天津国际金融会议酒店工程核心筒的钢板剪力墙为原型，取其中的3层为研究对象，按缩尺比例为1?5，设计了3个试件。试件主要变化参数为墙板开洞和中柱设置。其中，试件SPSW-1为墙板开洞，试件SPSW-2为墙板不开洞，试件SPSW-3为墙板开洞且设置中柱。试件墙板厚4mm，边缘约束构件为钢管混凝土柱和钢梁，3个试件的几何尺寸如图1所示。试件底部设置的1/2层墙板主要用于模拟实际边界条件。钢顶梁的刚度远大于钢腰梁，以避免加载端局部破坏从而实现更好的传力性能。墙板与边缘构件之间采用全熔透对接焊缝连接，保证墙板与边缘约束构件连接的可靠性。试件底部通过底板与刚性地梁连接，并与实验室台座锚固成整体，试验中可近似作为嵌固端处理。为防止墙板在荷载作用下发生屈曲，在每片墙板上都设置了竖向加劲肋，同时为了开洞补强，在洞口周围也都布置了加劲肋。加劲肋包括槽形和一字形两种截面形式。槽形截面加劲肋规格为［24?12?3，墙板双侧布置；一字形截面加劲肋规格为－30?14，墙板单侧布置。墙板单侧布置刚度较大的一字形截面加劲肋是为了模拟实际结构中钢梁上侧混凝土楼板对结构较强的侧向约束作用。各试件构造情况如图2所示
。
（a）试件SPSW-1（b）试件SPSW-
2
（c）试件SPSW-3（d）截面尺寸
图1试件的几何尺寸
Fig．1Dimension of specimens
1.2材性试验
试件的钢结构部分委托沪宁钢机股份有限公司
（a）试件SPSW-
1
（b）试件SPSW-
2
（c）试件SPSW-3
图2试件构造情况
Fig．2Detailing of specimens
加工制作，采用Q345B级钢材。混凝土浇筑养护工作在清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室完成，混凝土设计强度等级为C50，标准立方体抗压强度实测均值为46.4MPa。钢材材性试验结果如表1所示。
表1钢材材性试验结果
Table1Material properties of specimens
钢材种类板厚/
mm
屈服强度
f y/MPa
抗拉强度
f u/MPa
延伸率
A/%
强屈比
Q345B342856023.0 1.31
Q345B436553731.0 1.47
Q345B633549532.5 1.48
1.3试验装置及加载制度
试件SPSW-1的试验装置如图3所示，其余两个加载装置与此相同。试验首先在各钢管混凝土柱柱顶分别施加竖向荷载，并在试验过程中保持恒定，轴压比0.2。试件SPSW-1、SPSW-2的钢管混凝土柱承受相同的竖向荷载。对于试件SPSW-3，西侧和东侧2个千斤顶在加载过程中竖向荷载比值为1?2，在中柱和东侧柱顶上设置分配梁，使得3个柱最终承受等值的竖向荷载。水平加载装置为2个并排固定于反力墙的作动器，每个作动器可施加的最大拉压荷载为?1000kN，水平荷载通过分配梁施加给试件。由于试件平面外刚度较弱，为防止加载过程中试件发生整体的面外失稳，在东侧柱顶部设置侧向支架用于约束其面外变形。模型结构的底板与地梁通过高强螺栓连接，并采用丝杠将地梁锚固于底座
。
（a）
现场照片
（b）加载装置示意
图3试件SPSW-1的试验加载装置
Fig．3Test setup of SPSW-1
试验加载按照JGJ101—1996《建筑抗震试验方法规程》［10］的规定采用荷载-位移双控制加载制度，具体过程如下：1）结构屈服前采用荷载控制模式。以预估的屈服荷载为参考荷载，分3级加载至参考荷载，每级循环1次；2）当荷载-位移曲线上出现拐点时表示试件开始屈服，此时采用位移控制模式。以屈服荷载P
y
对应的加载端位移Δ
y
为位移级差，并根据试验实际情况进行适当调整，每级控制位移循环2次。
1.4测点内容和测点布置
图4所示为试件SPSW-1的主要测点布置方案，试件SPSW-2和SPSW-3的测点布置与此基本相同。测点1-1和1-2用以量测加载端水平荷载，测点3-9、3-10用以量测竖向荷载，位移计2-1、2-2、2-3、2-4和2-5用以量测每层钢梁的梁端位移，位移计2-6、2-7用以修正底板和地梁对加载端位移的影响。位移计3-1、2-10和2-8、2-9分别量测第1层和第3层墙板的剪切变形。位移计3-2、3-3分别垂直安装于第2层的
墙板和加劲肋上，位移计3-4、
3-5分别垂直安装于第1层的墙板和加劲肋上，以量测墙板的平面外变形。另外，在钢管混凝土柱、钢梁和加劲肋的关键位
置布置了应变片，
用以监测边缘构件的塑性发展情况；在墙板的洞口边缘及其它应力较大的位置布置
了应变花，
用以量测钢板剪力墙试件关键部位剪切变形和主应变的发展
。
图4试件SPSW-1主要测点布置Fig．4
Main measurement point arrangement of SPSW-1
1.5
试件平面外初始缺陷
根据文献［11］的研究结果，钢板剪力墙的平面
外初始缺陷对结构的水平承载力影响不大，
但对结构的抗侧刚度有一定影响，文献［11］采用无量纲参数β=δimp 槡
/bh 衡量平面外初始缺陷的影响，提出了试件抗侧刚度折减率的计算公式，其中δimp 为平面外
初始缺陷，
b 为墙板的宽度，h 为墙板的高度。试验前采用经纬仪对墙板的平面外初始缺陷进行了量
测，平面外初始变形分布如图5所示，其中位移为正值代表变形方向为北，位移为负值代表变形方向为
南。由图5可知，试件SPSW-1的钢梁平面外初始缺陷最大为18mm ，对应的β=0.018，发生在第1层钢
梁的跨中部位，墙板平面外初始缺陷最大为16mm ，对应的β=0.016，发生在底层钢板与第1层钢梁相
接近的跨中部位；试件SPSW-2的钢梁平面外初始缺陷最大为9mm ，对应的β=0.009，发生在第1层钢
梁跨中部位，
墙板平面外初始缺陷最大为12mm ，对应的β=0.012，发生在第2层墙板中间略偏西的部位；试件SPSW-3的钢梁平面外初始缺陷最大为11mm ，对应的β=0.011，发生在第2层钢梁跨中略
偏东的部位，墙板平面外初始缺陷最大为9mm ，对应的β=0.009，发生在第2层墙板的中间部位。依据文
献［11］可计算得到试件SPSW-1、SPSW-2和SPSW-3的抗侧刚度折减系数分别为0.843、
0.912和0.936。2试验现象
各试件试验过程和现象分别见表2、表3和表4
，（a ）试件SPSW-
1
（b ）试件SPSW-
2
（c ）试件SPSW-3
图5试件平面外初始缺陷分布
Fig．5
Distribution of initial out-of-plane imperfection
由表可知，尽管通过加劲肋对开洞部位进行补强，但是洞口角部仍然容易出现断裂，但对试件整体抗震性能影响不显著；中柱的设置明显限制钢板屈曲条带的发展，能有效提高试件的整体稳定承载力。各试件整体破坏形态见图6。
3
试验结果及分析
3.1
荷载-位移滞回曲线
试件水平荷载-顶点位移（P-Δ）滞回曲线如图8
所示，水平荷载-顶点位移（P-Δ）骨架曲线如图9所
表2试件SPSW-1的试验现象
Table2Experimental observations of SPSW-1
试验阶段荷载等级试验现象
施加竖向荷载两侧的竖向千斤顶分别施加荷载500kN 柱底的竖向应变约为300?10－6，竖向应力约为60MPa，试件无明显平面外变形
弹性工作阶段150kN，300kN，450kN顶点位移达到9mm，试件无明显平面外变形
屈服至极限阶段14mm，25mm 墙板和钢梁腹板发生较明显的平面外变形，试件在加载过程中不断发出响声；第2、3层墙板和钢梁腹板发生屈曲
极限阶段30mm 第1层墙板的洞口角部发生断裂，见图7a；与第1层墙板等高部位的东侧柱钢管壁区域受压屈曲
极限至破坏阶段35mm，40mm，45mm，50mm，55mm试件顶点位移角达到1/62
表3试件SPSW-2的试验现象
Table3Experimental observations of SPSW-2试验阶段荷载等级试验现象
施加竖向荷载两侧的竖向千斤顶分别施加荷载500kN 柱底的竖向应变约为300?10－6，竖向应力约为60MPa，试件无明显平面外变形
弹性工作阶段250kN，500kN，750kN顶点位移达到12mm，试件无明显平面外变形
屈服至极限阶段14mm，22mm，30mm，35mm 墙板和钢梁腹板的平面外变形不断发展；墙板屈曲形成拉力带，当水平荷载方向改变时，拉力带方向也发生改变，并伴随较大的响声
极限阶段40mm 试件正负向加载产生的钢板拉力带交汇处出现断裂，见图7c；同时，西侧钢管混凝土柱发生弯曲变形，见图7b
极限至破坏阶段45mm，50mm，55mm 试件顶点位移角达到1/62；东侧钢管混凝土柱跟部与底板相连处的焊缝发生程度较轻的断裂，正向加载时承载力出现缓慢下降
表4试件SPSW-3的试验现象
Table4Experimental observations of SPSW-3
试验阶段荷载等级试验现象
施加竖向荷载西侧竖向千斤顶施加荷载400kN，东侧竖向千斤顶
施加荷载800kN，通过分配梁传递给中柱和东柱，
使3个钢管混凝土柱承担的竖向荷载均为400kN
柱底的竖向应变约为250?10－6，竖向应力约为50MPa，试
件无明显平面外变形
弹性工作阶段200kN，400kN，600kN顶点位移达到9mm，试件无明显平面外变形
屈服至极限阶段17mm，22mm，27mm，32mm，37mm 墙板和钢梁腹板的平面外变形不断发展；第1、2层墙板和钢梁腹板发生屈曲；第2层墙板洞口角部出现断裂，见图7d
极限阶段42mm西侧钢管混凝土柱跟部焊缝发生明显的贯穿断裂
极限至破坏阶段47mm，52mm，正向57和负向52mm，正向62mm
和负向52mm
试件顶点位移角达到1/55，西侧钢管混凝土柱跟部焊缝断
裂，西侧柱附近的墙板与底板焊缝断裂，负向加载时承载力
迅速下降
示。由图8和图9可知：1）各试件的滞回曲线均比较饱满，表现出良好的延性和耗能能力。2）试件SPSW-1在加载后期东侧柱受压屈曲，导致负向加载时荷载下降较明显；试件SPSW-3在加载后期西侧柱跟和墙跟与底板的焊缝连接处开裂，从而释放部分能量，导致荷载出现了一定程度的下降。但在实际工程中不会发生这些情况，因此可以确定该类钢板剪力墙结构在达到极限状态时，承载力、耗能和延性等抗震性能可以保持在很高的水平。3）试件SPSW-1的刚度和承载力明显低于试件SPSW-2，说明开洞会削弱结构的刚度和承载力。4）试件SPSW-3的刚度和承载力明显高于试件SPSW-1，与试件SPSW-2的刚度和承载力相当，说明设置中柱提高了试件的刚度和承载力；试件SPSW-3荷载-位移滞回曲线较饱满，说明中柱有效抑制了屈曲拉力带的扩展，抑制了钢板屈曲后的平面外变形，提高了试件的耗能能力。5）在弹性工作阶段时，试件的平面外变形不明显，说明布置在墙板和洞口周围的加劲肋显著提高了结构的稳定承载力，洞口周围布置加劲肋具有很好的开洞补强效应。
3.2剪力-剪切变形滞回曲线
根据文献［12-13］的研究结果，钢板剪力墙结构的侧向荷载主要由腹板承担，因而近似认为墙板承担了全部水平剪力。对于试件SPSW-3，因墙板开洞降低了墙板的抗剪刚度，但洞口周围布置加劲肋起到了良好的补强效应，可近似认为开洞墙板与不开洞墙板承担相同的剪力。墙板的剪切变形可根据文献［14］计算得到，由于墙板受到的水平剪力沿高度
图6试件的整体破坏形态Fig．6Overall failure modes of
specimens
图7试件的典型破坏特征Fig．7Typical failure features of
specimens
（a）试件SPSW-
1
（b）试件SPSW-
2
（c）试件SPSW-3
图8水平荷载-顶点位移滞回曲线
Fig．8Horizontal load-top displacement hysteretic
loops of
specimens
图9水平荷载-顶点位移骨架曲线
Fig．9Horizontal load-top displacement skeleton
curves of specimens
方向不变，近似等于加载端荷载，墙板剪切变形的发展只与其承担的水平剪力有关，因而剪切变形沿墙板高度方向变化很小。图10给出了各试件第3层墙板的剪力-剪切变形滞回曲线。
（a）试件SPSW-
1
（b）试件SPSW-
2
（c）试件SPSW-3
开洞墙板
（d）试件SPSW-3不开洞墙板
图10第3层墙板的剪力-剪切变形曲线Fig．10Shear force-shear deformation hysteretic loops
of3rd level wall panels of specimens
由图10可知：1）试件SPSW-1的抗剪刚度明显小于试件SPSW-2的抗剪刚度，说明开洞会显著影响墙板的抗剪刚度。2）正向加载时，试件SPSW-1第3层墙板的剪切变形不断发展，远大于负向加载时的剪切变形，其原因是洞口周围布置了加劲肋，在其附近区域的墙板刚度较其余位置的墙板刚度显著增强，正向加载时远离洞口区域的墙板受压屈曲，墙板的抗剪刚度减弱，有利于剪切变形的发展；负向加载时洞口区域墙板受压、远离洞口区域的墙板受拉，由于加劲肋的补强效应，洞口区域的墙板刚度较大，不
易受压屈曲，负向加载时墙板的受力性能优于正向加载时的受力性能，因此墙板的剪切变形会在正向加载时不断发展。3）试件SPSW-2的墙板不开洞，由于几何对称性，第3层墙板剪切变形的发展在正负向加载时基本对称。4）试件SPSW-3第3层开洞墙板的剪切变形大于不开洞墙板的剪切变形，说明洞口加劲肋的补强效应尚不能完全弥补开洞对墙板抗剪刚度的削弱影响。
3.3特征荷载和位移
文献［14］给出了确定试件特征荷载和位移的方法，如图11所示。根据文献［14］并结合试件的水平荷载-顶点位移骨架曲线，表5给出了3个钢板剪力墙试件的特征荷载和位移。位移延性系数μ为极限位移Δ
u
和屈服位移Δ
y
之比，其中极限位移Δ
u
取为荷
载降至85%P
m
（P
m
为极限荷载）对应的位移
。
图11特征荷载和位移的确定方法
Fig．11Determination of characteristic loads
and displacements
表5试件的特征位移和荷载
Table5Characteristic loads and displacements
of specimens
试件
编号
加载
方向
P y/
kN
Δy/
mm
P m/
kN
Δm/
mm
Δu/
mm
μSPSW-1
正向631.418.0752.833.452.9 2.9
负向644.616.7744.024.439.4 2.4 SPSW-2
正向931.218.71076.338.354.3 2.9
负向926.318.51045.038.553.6 2.9 SPSW-3
正向929.220.61063.941.961.9 3.0
负向1000.022.01139.842.246.3 2.1由表可知，每个试件正负向加载的极限荷载基本相等，试件SPSW-1的极限荷载明显小于试件SPSW-2、SPSW-3。各试件的位移延性系数都在2.0以上，延性较好。需要说明的是，试件底板焊缝受拉开裂影响了试件延性的发挥，但实际工程中不会有这种情况发生，可保证钢板剪力墙结构具有良好的延性和抗震性能。
3.4承载力退化
在位移幅值不变的条件下，结构或构件的承载
力随反复加载次数的增加而降低的特性称为承载力退化，承载力退化系数的定义见GB50152—1992《混凝土结构试验方法标准》［15］。图12为试件承载力退化情况，由图可知：在正向加载过程中，3个试件的承载力退化曲线波动较小，都在0.9以上；负向加载时，试件SPSW-1的钢管混凝土柱受压屈曲、试件SPSW-3的柱脚焊缝受拉开裂，试件的承载力会显著降低，因此负向加载后期，试件SPSW-1、SPSW-3的承载力退化系数明显减小
。
图12试件承载力退化情况
Fig．12Loading capacity degradation of specimens
3.5刚度退化
在位移幅值不变的条件下，结构或构件的刚度随反复加载次数的增加而降低的特性称为刚度退化，可取同级变形下的环线刚度K
1
表示。环线刚度的定义见文献［15］。试件的刚度退化情况如图13所示，由图可知，试件SPSW-2和SPSW-3比SPSW-1具有更高的刚度，并且各试件在整个加载过程中刚度退化持续、均匀、稳定
。
图13试件刚度退化情况
Fig．13Stiffness degradation of specimens
3.6耗能能力
试件的耗能能力通常以荷载-位移滞回曲线所包围的面积来衡量。图14a为试件的耗能E-循环次数n 曲线，图14b为试件的累积耗能ΣE-循环次数n曲
线。采用等效黏滞阻尼系数h
e
表征试件的耗能特
性，等效黏滞阻尼系数h
e
的计算参见文献［14］。试件的等效黏滞阻尼系数-循环次数曲线如图14c所示。由图14c可知，随着循环数的增加，
试件的耗能
（a）
耗能
（b）
累积耗能
（c）等效黏滞阻尼系数
图14试件耗能情况
Fig．14Energy dissipation of specimens
能力均有持续明显的提高，但在加载后期由于焊缝开裂，试件SPSW-3的耗能能力逐渐下降。
4结论
1）钢板剪力墙试件具有良好的承载力、延性和耗能能力，抗震性能优越。
2）开洞降低了钢板剪力墙试件的刚度和承载力，洞口破坏以角部断裂为主，但洞口角部断裂对钢板剪力墙试件的抗震性能影响不明显。
3）在墙板洞口附近布置加劲肋会增强钢板剪力墙试件的刚度和稳定承载力，在洞口周围布置加劲肋对开洞补强效应显著。
4）开洞区域墙板处于受压状态时，试件整体抗震性能优于开洞区域墙板处于受拉状态时，因为加劲肋使得洞口区域墙板的刚度显著增强，不易发生受压屈曲，从而保证了试件整体抗震性能的发挥。
参考文献
［1］Thorbum L J，Kulak G L，Montgomery C J．Analysis of steel plate shear walls［R］．Structural Engineering
Report No．107．Alberta，Canada：University of
Alberta，Edmonton，1983．
［2］Elgaaly M，Liu Y．Analysis of thin-steel-plate shear walls［J］．Journal of Structural Engineering，ASCE，
1997，123（11）：1487-1496．
［3］Caccese V，Elgaaly M，Chen R．Experimental study of thin steel-plate shear walls under cyclic load［J］．
Journal of Structural Engineering，ASCE，1993，119
（2）：573-587．
［4］蔡克铨，林盈成，林志翰．钢板剪力墙抗震行为与设计［J］．建筑钢结构进展，2007，9（5）：19-25．
（Tsai Keh-chyuan，Lin Ying-cheng，Lin Chih-han．
Seismic responses and design of steel plate shear wall
［J］．Progress in Steel Building Structures，2007，9
（5）：19-25．（in Chinese））
［5］聂建国，樊健生，黄远，等．钢板剪力墙的试验研究［J］．建筑结构学报，2010，31（9）：1-8．（NIE
Jianguo，FAN Jiansheng，HUANG Yuan，et al．
Experimental research on steel plate shear wall［J］．
Journal of Building Structures，2010，31（9）：1-8．（in
Chinese））
［6］Lubell A S，Prion H G L，Ventura C E，Rezai M．Unstiffened steel plate shear wall performance under
cyclic loading［J］．Journal of Structural Engineering，
ASCE，2000，126（4）：453-460．
［7］AISC341-05Seismic provisions for structural steel buildings［S］．Chicago：American Institute of Steel
Construction，2005．［8］FEMA450NEHRP recommended provisions for seismic regulations for new buildings and other
structures［S］．Washington DC：Building Seismic
Safety Council，National Institute of Building Sciences，
2003．
［9］CAN/CSA S16-94Limit states design of steel structures［S］．Mississauga，Ontario，Canada：Canada
Standards Association，2001．
［10］JGJ101—1996建筑抗震试验方法规程［S］．北京：中国建筑工业出版社，1997．（JGJ101—1996
Specificating of testing methods for earthquake resistant
building［S］．Beijing：China Architecture＆Building
Press，1997．（in Chinese））
［11］Behbahanifard M R．Cyclic behavior of unstiffened steel plate shear walls［D］．Alberta，Canada：University of
Alberta，Edmonton，2003．
［12］Park H G，Kwack J H，Jeon S W，et al．Framed steel plate wall behavior under cyclic lateral loading［J］．
Journal of Structural Engineering，ASCE，2007，133
（3）：378-388．
［13］Choi I R，Park H G．Steel plate shear walls with various infill plate designs［J］．Journal of Structural
Engineering，ASCE，2009，135（7）：785-796．
［14］唐九如．钢筋混凝土框架节点抗震［M］．南京：东南大学出版社，1989：45．
［15］GB50152—1992混凝土结构试验方法标准［S］．北京：中国建筑工业出版社，1992．（GB50152—
1992Standard methods for testing of concrete
structures［S］．Beijing：China Architecture＆Building
Press，1992．（in Chinese））