钢管混凝土柱-横肋波纹板剪力墙抗侧性能分析

余玉洁，赵凤涛，郭风琪

钢管混凝土柱-横肋波纹板剪力墙抗侧性能分析

余玉洁1, 2，赵凤涛1，郭风琪1

(1. 中南大学土木工程学院，长沙 410075；2. 中南大学湖南省装配式建筑工程技术研究中心，长沙 410075)

本文提出一种钢管混凝土柱-横肋波纹钢板剪力墙钢结构住宅体系构成，并采用有限元模拟对于其中主要的3类剪力墙构件进行非线性推覆性能分析，研究不同类型波纹钢板剪力墙的抗侧承载能力和变形特征，并通过参数化分析探究轴压比、加劲梁布置以及钢管混凝土柱的设置方式对剪力墙抗侧性能和失效模式的影响．研究结果表明：采用加劲梁的钢管混凝土柱-横肋波纹钢板剪力墙均能在1/250层间位移角内实现弹性抗侧承载．加劲梁的设置可有效减小波纹钢板的宽度，从而降低波纹钢板的相对宽厚比，限制波纹钢板面外整体失稳，实现内嵌波纹钢板剪切屈服；一字型剪力墙在侧向变形以及轴压比较大会产生边柱的局部鼓曲和面外失稳，并诱发波纹钢板的面外失稳，导致剪力墙抗侧承载力下降，在设计时宜采用厚柱壁薄波纹板模式，且严格控制轴压比；C型和复合异形剪力墙侧面短墙肢的设置可为剪力墙提供有效的侧向支承，限制边柱整体面外失稳，增大剪力墙竖向承载力并增强其抗侧承载性能，在合理的加劲梁设置下能在1/100层间位移角内提供稳定的剪切承载能力．基于已有算例结果，在满足稳定的抗侧承载力和延性条件下，所提出的C型波纹板组合剪力墙轴压比限值可达到0.5，异形波纹板复合剪力墙轴压比可达到0.7．

波纹钢板剪力墙；钢管混凝土柱；钢结构住宅；加劲梁；抗侧性能

在解决钢铁产能过剩问题和大力推进环保建设的背景下，装配式钢结构建筑得到了飞速的发展．近年来国家积极出台相关政策推动装配式钢结构建筑的发展，并在近几年逐渐强调钢结构住宅的发展和应用[1]．早期钢结构住宅大都采用技术较为成熟的钢框架结构，但普通钢框架体系中为保证足够的抗侧能力，梁柱构件截面尺寸均较大，使得在住宅建筑应用时会产生“露梁露柱”等问题．为解决这一问题，陈志华等[2]、赵炳震等[3]提出了方钢管混凝土组合异形柱结构体系，由多个方钢管混凝土柱通过缀板组合形成L型或T型等异形柱并可藏于墙内，解决室内凸角的问题．郝际平等[4]研发了组合多腔钢管混凝土异形柱-支撑结构体系，以组合多腔扁柱和双侧板连接节点实现了结构优良的抗侧和抗震性能，同时能够适应住宅建筑中结构构件不外露的需求．除异形柱框架类钢结构住宅体系外，剪力墙类钢结构住宅体系应用也较为普遍，如钢管混凝土束组合剪力墙结构体 系[5]、桁架连接式双钢板组合剪力墙结构体系[6]以及多腔钢管混凝土组合剪力墙体系等[7]．钢-混凝土组合剪力墙能够提供较大的抗侧刚度，并且具有较好的承载力和滞回能力，但用于住宅时往往用钢量较大.另一方面，传统的单钢板剪力墙体系或框架-钢板剪力墙体系应用时主要存在平钢板容易过早出现面外失稳的问题[8-10]．

近年来国内外学者逐渐关注到波纹钢板并引入到钢板剪力墙结构中形成波纹钢板剪力墙体系．波纹钢板剪力墙通过将平钢板压制成波浪形或梯形，使得剪力钢板在两个方向具有不同的刚度，并且大大提高钢板面外刚度，可以在应用较薄的板件时仍具有较为稳定的抗剪稳定承载能力．Emami等[11]和Hosseinzadeh等[12]对横肋和竖肋波纹钢板剪力墙进行拟静力试验研究，发现波纹钢板剪力墙的初始刚度、延性和耗能能力均显著优于平钢板剪力墙．赵秋红等[13]对不同构造波纹钢板剪力墙进行非线性推覆分析，提出几何尺寸合理的波纹钢板剪力墙主要通过剪切屈服承担侧向荷载，且面外刚度通过波纹肋加强，可保证强风或小震下不过早屈曲并产生噪声．之后还进行了双层波纹板剪力墙抗震性能试验[14]，研究发现波纹板剪力墙滞回曲线饱满，并且深波纹钢板剪力墙具有更高的初始刚度和抗侧稳定性能；波纹剪力板屈曲后对于边框梁柱的拉力带效应较平板剪力墙要小．王伟等[15]对竖向荷载作用下的竖肋波纹钢板剪力墙的抗侧性能和滞回性能进行有限元模拟，提出竖向荷载会对波纹板剪力墙抗侧性能有削弱效应，主要在于边框柱在轴压及侧向力作用下会提前进入塑性．已有研究均表明波纹钢板剪力墙相较于同等厚度平钢板剪力墙具有更为稳定的抗侧刚度以及稳定的剪切承载能力，并且横肋波纹板剪力墙由于“手风琴”效应，可适应竖向荷载作用下的竖向变形， 仅提供水平抗侧作用，因此可与边缘框架同步制作 安装[16]．

本文在波纹钢板剪力墙基础之上，提出了钢管混凝土柱-横肋波纹板剪力墙钢结构住宅体系，并利用有限元分析软件ABAQUS对于其中主要的抗侧力结构——钢管混凝土柱-横肋波纹板剪力墙的抗侧性能进行研究，并通过参数化分析对不同类型剪力墙在竖向荷载和水平侧力联合作用下的工作机理和适用范围进行分析，为该新型钢结构住宅体系的设计提供理论依据．

1 钢管混凝土柱-横肋波纹钢板剪力墙体系

图1所示为所提出的钢管混凝土柱-横肋波纹钢板剪力墙构造，是由小尺寸的矩形钢管混凝土柱、横肋波纹板剪力墙和水平梁组合而成．其中钢管混凝土柱及钢梁截面宽度均选用200mm以内的小截面尺寸，可实现整体剪力墙藏于墙内，避免结构外露和内部凸角．钢管混凝土柱与钢梁焊接形成约束框架，波纹钢板焊接于约束框架内．波纹板比平钢板拥有更大的面外刚度，在实际使用时可有效延缓或避免面外失稳现象．波纹板选用横肋类型，因其垂直波纹肋方向刚度很小，可适应重力及竖向荷载作用下的竖向变形．因此波纹钢板可与框架在工厂中同步制作安装，且仅参与结构抗侧．

图2所示为所提出的钢板剪力墙钢结构住宅体系应用示例．其中钢管混凝土柱和波纹钢板可组合成多种形式，如图1中的一字墙、位于走廊端部的C型墙、位于墙体转角处的L型墙，以及位于房间端墙的复合式异形剪力墙构造，以实现整体结构抗侧性能且能适应装配式钢结构住宅的不同布局需求．剪力墙上下贯通，并在各层处于钢梁腹板侧面焊接角钢托架作为楼板底模支承．当采用图1(c)中复合异形墙时，可在楼板高度内设置小尺寸斜撑以保证内部钢管混凝土柱的面外稳定，同时斜撑也为楼板底模板提供支承．为了解所提出的剪力墙构造的抗侧承载性能，本文将着重对图1所示3种构造的剪力墙进行有限元模拟．

图1 异形波纹钢板剪力墙组合形式

图2 钢管混凝土柱-横肋波纹板剪力墙钢结构住宅

2 有限元模型

2.1 构件尺寸及有限元模型参数

本文分析中为研究加劲梁构造的有效性，分别对比了无加劲梁，以及设置1道和2道加劲梁状况．对于复合异形墙算例中，其中内嵌波纹钢板最大长度为1800mm，因此仅考虑1道加劲梁构造．加劲梁尺寸均选用H125mm×125mm×6.5mm×9mm宽翼缘H型钢．有限元模型中内嵌波纹钢板、方钢管、水平钢梁以及加劲梁均采用S4R壳单元，波纹钢板与梁柱采用tie连接以模拟焊接，钢管柱内填混凝土采用C3D8R缩减积分实体单元，钢管柱内壁与内填混凝土之间选用Surface-to-Surface接触，接触面摩擦系数为0.6．考虑不同构造参数以及轴压比共建立48个剪力墙模型，主要构造参数如表1所示．

表1 剪力墙模型参数

2.2 材料属性及边界条件

为了实现内嵌波纹钢板先于边柱发生剪切屈服，内嵌板和加劲梁均选用Q235钢材，钢管混凝土柱以及横梁均选用Q345钢材，参照文献[18]试验结果，Q235和Q345钢材的屈服强度分别为290.6MPa和 386.6MP，弹性模量均为2.06×105MPa，钢材材料服从Von Mises屈服准则，材料本构选用双线性随动强化模型，强化阶段模量取为0.01倍弹性模量．钢管混凝土柱内填C40混凝土，混凝土本构选用塑性损伤模型，材料参数参考文献[19]设置．

图4 剪力墙模型

图5 几何缺陷对抗侧承载力影响

2.3 网格收敛性分析

有限元分析中网格划分会影响计算结果的准确性，因此参数化分析之前进行网格收敛性分析．选取一字墙模型进行推覆分析，模型边柱厚度8mm，波纹钢板4mm，无加劲梁，轴压比为0.3．沿波纹方向将单个波纹分别划分为4、8、12、16、20个单元，垂直于波纹方向单元尺寸均为4cm，推覆曲线如图6所示．结果表明，单元尺寸仅影响推覆后期抗侧承载力，且影响幅度较小，4单元及20单元模型之间仅相差7%．考虑有限元计算效率，后续分析中沿波纹方向单个波纹均为8单元划分．

图6 网格收敛性分析

2.4 有限元模型验证

为验证有限元建模方式的有效性，对文献[18]中横肋波纹板剪力墙HCW-S试件进行建模和滞回模拟．HCW-S试件为H型边柱双层波纹板剪力墙，其中内嵌波纹板墙同为横肋构造，试验试件与所建立有限元模型如图7(a)所示，有限元模型建模方式同第2.1节所述，材料参数、边界条件与加载制度按文献[18]中实际试验而设置．数值模拟结果以及滞回曲线对比如图7(b)所示．有限元模型抗侧承载力和试验相近，滞回曲线卸载段刚度相比试验较大，主要由于有限元未能体现钢材撕裂损伤的影响．总体而言，数值模拟和试验结果吻合较好，表明所建立的有限元模型能够有效地预测横肋波纹板剪墙的静力抗侧及滞回承载性能，以及剪力墙各部分的屈曲变形特点．

图7 有限元模拟与试验结果对比

3 抗侧性能分析结果及讨论

3.1 一字型剪力墙抗侧性能分析

数值模拟中涉及到3类剪力墙类型以及较多的构造参数变化，基于所分析剪力墙算例类型和参数构造采用“剪力墙类型和加劲梁数量-钢管柱壁厚-波纹板壁厚-轴压比”模式进行编号，其中一字型、C型和复合异形墙体分别用P、C、Y表示，如模型P2-8-5.5-05代表设有2道加劲梁的一字型剪力墙，其钢管柱壁厚为8mm，内嵌波纹板壁厚为5.5mm，轴压比为0.5．所有分析模型均施加0.03rad层间位移角的侧向荷载，即在双层剪力墙形心耦合点处施加180mm的侧向位移，并对各类墙体在侧向变形中的承载力和变形现象进行分析对比．

图8所示为一字型剪力墙非线性推覆分析荷载位移曲线对比，图9为剪力墙推覆分析最终状态时应力云图即变形模式．图8(a)可知，当无加劲梁时，P0-8-4-03模型内嵌波纹板为3000mm宽、4mm厚，在侧向位移下波纹板较早产生整体面外失稳，此时波纹钢板的剪切承载能力以及钢管混凝土柱的竖向承载能力均未充分发挥．波纹板失稳后，随着位移增大波纹板面外位移快速增大，侧向承载能力迅速下降．之后随着拉力带逐渐形成，承载力下降幅度逐渐减缓．设置加劲梁后，整体失稳有效改善，侧向承载力得到有效提升(P1-8-4-03)，但由于剪力墙两侧仅有单柱承载，且边柱较弱，侧向位移加载时边柱柱底屈服，并发生局部屈曲，导致侧向承载力到达最大值后突然轻微下降．之后部分内嵌波纹钢板部分进入剪切屈服，剪力墙保持一定稳定承载能力．侧向位移继续增长时，边柱柱底局部屈曲发展显著，且在较大压缩变形时诱发波纹钢板面外变形，最终产生边柱的面外失稳，承载力下降．相较于P0-8-4-03剪力墙构造，设置1道加劲梁时即能有效限制内嵌波纹板的过早失稳，且一字型剪力墙表现为边柱的局部鼓曲和整体失稳破坏．因此设置2道加劲梁时(P2-8-4-03)以及加厚波纹钢板厚度(P1-8-5.5-03和P2-8-5.5-03)，侧向承载能力并未有较大提升，但对内嵌波纹板的面外稳定有所加强，使得加载后期边柱塑性发展诱发的波纹板面外变形现象延后至0.015rad位移角之后．

图8(b)可知，竖向荷载会降低一字型剪力墙的塑性承载能力．无轴向力时，P0-8-5.5-0在侧向荷载下，首先产生内嵌波纹板的剪切屈服，受压侧钢管混凝土柱底部波纹钢板发生屈服，屈服范围随位移增大而扩大．在较大侧向变形时产生内嵌波纹板的弹塑性失稳导致承载力突然下降．当设置加劲梁时，内嵌波纹板均表现较好的剪切变形能力，受压侧钢管混凝土边柱在竖向反力作用下产生局部鼓曲，以及稳定的塑性发展．当施加竖向力时，受压侧钢管混凝土柱承受的竖向荷载增大，柱底局部鼓曲现象提前，并且塑性压缩变形效应增大．由于内嵌波纹板为横肋构造，竖向刚度较小，靠近受压柱的波纹板容易在较大的竖向压缩变形下产生面外失稳继而引起边柱面外失稳.

图8 一字型剪力墙非线性推覆荷载位移曲线

我国规范中在风荷载和多遇地震作用下钢板剪力墙层间位移角限值为1/250．由图7可见除P0-8-4-03外，所分析的3m长一字型剪力墙均能在该限值之前保持弹性抗侧承载，因此所提出的剪力墙构造依然表现出较好的静力抗侧承载变形能力．但考虑抗震设计时，一字型墙板需要严格控制内嵌波纹板和边柱的刚度比，以及边柱的轴压比，采用厚柱壁薄波纹板模式，并设置加劲梁限制波纹板的面外失稳．

3.2 C型剪力墙抗侧性能分析

一字型剪力墙在加载后期容易产生波纹钢板以及边柱的面外失稳，而C型剪力墙相较于一字型墙其侧向连有短肢墙体，且剪力墙两侧均设有2根钢管混凝土柱，可提供较强的侧向支撑以及抵抗侧向变形引发的竖向反力作用．图10为C型剪力墙非线性推覆分析荷载-位移曲线，图11为部分C型剪力墙模型在0.01rad位移角时边框梁柱和波纹板的屈服范围，以及在0.03rad时的应力云图和变形模式．由图10(a)和图10(b)可知，钢管柱壁厚8mm、波纹板壁厚为4mm和5.5mm时，增大轴压比对于剪力墙的屈服或失稳时位移及承载力影响较小，仅对于剪力墙在加载后期的承载力有削弱效应．结合图11中变形状况可以看出，增加1道加劲梁时即可有效限制波纹板的面外失稳现象，剪力墙由面外整体失稳表现为先剪切屈服，抗侧承载能力有显著提升．随着侧向变形增大，边柱柱底屈服，内嵌波纹板在受压边柱塑性压缩过大时产生弹塑性面外失稳现象．增加2道加劲梁能进一步增强波纹板面外稳定，内嵌波纹板剪切屈服后仍能持续产生塑性剪切变形，且受剪波纹板可实现几乎全截面剪切屈服，且剪力墙在层间位移角大于0.02rad时仍能够提供稳定的抗侧承载性能．

图10 C型剪力墙不同轴压比下侧向力-位移曲线

图11 C型剪力墙应力分布及变形模式

由图10(c)和图10(d)可知，内嵌波纹板壁厚为5.5mm时，两侧采用壁厚8mm的钢管混凝土柱即能使得波纹板先进入剪切屈服．因此增大边柱壁厚至14mm时，剪力墙刚度略微增大，屈服荷载几乎不变．柱壁厚保持14mm不变，波纹板壁厚由5.5mm增大到7mm时，屈服承载力提升幅度较大．当设置2道加劲梁时，合理设置钢管柱壁厚及内嵌波纹板壁厚可实现在0.5轴压比下C型剪力墙仍具有稳定的抗侧承载能力．

C型剪力墙由于边柱约束效应增大，使得无加劲梁波纹板整体失稳侧移减小，在0.03rad层间位移角附近即发生整体失稳和侧向承载力的迅速丧失．设置1道以上加劲梁的剪力墙均能实现0.04rad (1/250)层间位移角以内表现为弹性承载．图11(b)可见在加载后期，内嵌波纹板在弹性失稳或较大剪切塑性发展下的弹塑性失稳后均形成拉力带效应，该效应对于转角处钢管混凝土柱会产生一定的附加拉力和剪力．在竖向荷载以及内嵌波纹板产生的附加力作用下，转角处钢管混凝土柱的塑性发展范围将大于对应侧的短肢外伸端柱，该效应也部分促进了剪力墙在加载末期的侧向承载力下降．

3.3 复合异形剪力墙抗侧性能分析

复合异形剪力墙相较于C型剪力墙其在长肢墙体范围内增加两根钢管混凝土立柱，该构造由L型短肢剪力墙与一字型长墙复合而成．其中无加劲梁时波纹钢板最大宽度为1800mm，设置1道加劲梁时波纹板最大宽度减小为837.5mm．该种复合构造一方面增加钢管混凝土柱竖向，可增大剪力墙的竖向承载能力．另一方面将主要的波纹剪力板的边缘柱与主要承担侧向变形下墙体两侧反力的立柱进行区分，以改善剪力墙内钢管混凝土柱的受力状态．

图12为复合异形剪力墙非线性推覆荷载位移曲线．剪力墙两侧各设有3根钢管混凝土立柱以承担竖向荷载和竖向反力，并且内嵌波纹钢板宽度较C型剪力墙内波纹板宽度大幅缩短，因此所分析的复合异形剪力墙模型中均表现为波纹钢板最先产生剪切屈服．之后最外侧两根受压钢管混凝土柱柱底屈服进入塑性，随着波纹钢板剪切变形增大，无加劲梁剪力墙内下侧波纹板产生弹塑性面外失稳，并以拉力带模式继续承载，剪力墙抗侧承载力逐渐降低．轴压比增大以及边柱柱壁增厚对于剪力墙屈服承载力影响效果有限．但轴压比增大将导致剪力墙抗侧屈服后承载力水平降低，增大钢管混凝土柱壁厚可有效改善屈服后抗侧承载力下降趋势．增加1道加劲梁后，剪力墙屈服后抗侧承载力缓慢下降的趋势得到有效改善，模型Y1-8-5.5-05、Y1-14-5.5-05及对应0.3轴压比的剪力墙模型均表现为屈服后塑性承载力随侧向变形增大而缓慢提升．

图12 复合异形剪力墙侧向力-位移曲线

图13中给出0.01rad层间位移角以及0.03rad层间位移角状态下时剪力墙各区域塑性范围及应力云图．无加劲梁时，波纹板弹塑性失稳将导致剪力墙钢板内剪切屈服范围不均匀，上侧波纹板难以达到剪切屈服状态，且在拉力带作用下，墙体内部钢管混凝土立柱将受到较大的附加力作用，产生附加弯矩效应和部分受弯屈服模式．增加1道加劲梁后，波纹钢板面外稳定性能得到较大提升，侧向变形下受剪波纹钢板均能进入剪切屈服以及稳定的剪切变形．由于横肋波纹板的应用且内侧钢管混凝土柱两侧均有波纹板受剪屈服，两侧波纹板的水平向附加力作用可部分抵消，使得内侧钢管混凝土柱受力较为均匀．

图13 复合异形剪力墙应力分布及变形模式

模型Y1-14-5.5-07中，在受剪切波纹钢板竖向附加力作用下，剪力墙内侧受压钢管混凝土柱在0.03rad层间位移角时全高度范围均进入屈服和塑性承载．而剪力墙侧向变形时所产的端部反力主要由外侧两对钢管混凝土柱承担，其塑性发展范围较小，因此复合异形剪力墙构造可避免剪力墙对边缘构件的附加力效应作用于剪力墙边柱，以提高剪力墙稳定的竖向承载能力以及抗侧稳定性能．

当轴压比较大时，Y1-8-5.5-07由于边柱柱壁较薄尺寸较小，短肢端部钢管混凝土柱底受压产生局部鼓曲，导致加载后期承载力下降较快．而在Y1-14-7-07中，7mm厚波纹钢剪力板附加对于边缘构件的附加力作用较大，且在高水平竖向荷载作用下，边缘柱底产生较大塑性压缩变形，在加载后期引发下侧波纹钢板的面外弹塑性失稳．但综合来看，复合异形剪力墙均能有效实现1/250层间位移角之前保持弹性抗侧承载状态，并且在合理边框构件和剪力板厚度参数下，可在0.7轴压比下保持稳定的剪切承载性能．

4 结 论

(1) 加劲梁将波纹板分隔，可有效减小波纹钢板宽度，增大波纹钢板的面外刚度和稳定性，有效限制波纹板的整体失稳，保证剪力墙能实现波纹钢板的剪切屈服．

(2) 一字型剪力墙由于边柱同时承受竖向荷载、剪力墙侧向变形时的端部反力以及内嵌波纹板的附加力作用，钢管混凝土边柱较容易产生边柱柱底鼓曲．并且边柱塑性变形会与波纹板面外失稳变形相互影响，引发边柱的面外失稳．考虑抗震设计时，一字型墙宜采用厚柱壁薄波纹板模式，且严格控制轴压比，并设置加劲梁限制波纹板的面外失稳．

(3) C型波纹板组合剪力墙及异形波纹板复合剪力墙采用在剪力墙端柱侧面设置短墙肢的方式，为剪力墙提供侧向支承．该组合作用可有效限制边柱整体失稳，剪力墙具有较好的抗侧性能．

(4) 采用合理钢管混凝土柱壁厚和波纹钢板壁厚组合，并采用加劲梁增强波纹钢板面外稳定性时，C型波纹板组合剪力墙轴压比限值可达到0.5，异形波纹板复合剪力墙轴压比到达0.7．

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Analysis of Lateral Resisting Behavior of Horizontally Corrugated Steel Plate Shear Wall with Concrete-Filled Steel Tube Frame

Yu Yujie1, 2，Zhao Fengtao1，Guo Fengqi1

(1. School of Civil Engineering，Central South University，Changsha 410075，China；2. Engineering Technology Research Center for Prefabricated Construction Industrialization of Hunan Province，Central South University，Changsha 410075，China)

In this paper，a steel residential structural system with concrete-filled steel tubes and the horizontally corrugated steel plate shear wall is proposed. Nonlinear pushover analyses are performed to study the lateral resisting behaviors and deformation patterns of three primary lateral force-resisting shear walls，and then parametric studies are applied to investigate the effects of axial load ratio，stiffening beams，and arrangement of concrete-filled steel tube on the lateral resistance and failure modes. The results indicate that the proposed stiffened shear walls remain elastic lateral force bearing states within the story drift of 1/250. The stiffening beams can effectively reduce the width of the corrugated steel plate，thereby reducing the relative width-to-thickness ratio of the corrugated steel plate；restrain the out-of-plane buckling of the corrugated shear plate；and achieve the desired shear yielding at the corrugated steel plates. The planar shear wall will have local buckling and out-of-plane buckling failure at side columns under large lateral displacement or high axial loads，inducing the out-of-plane buckling of the corrugated steel plates，and this decreases the lateral load-bearing capacity of the shear wall. In the design，the mode of thick column wall and thin corrugated plate should be adopted，and the axial load ratio should be strictly controlled. The short wall limbs in the C-shaped walls and coupled walls can provide supports to the side columns，restraining the out-of-plane buckling of side columns，and then increase the vertical and horizontal load-resisting performance. With the rational design of component dimensions and stiffening beams，the C-shaped walls and coupled walls can provide a stable shear-resisting ability within 1/100 story drift. Within the analyzed models，the proposed C-shaped shear walls can provide a satisfactory lateral resisting ability and ductility under an axial ratio of 0.5，and this limit can reach 0.7 for the coupled wall.

corrugated steel plate shear wall；concrete-filled steel tube；residential steel structural system；stiffening beam；lateral resisting behavior

TU311.41

A

0493-2137(2020)12-1243-11

10.11784/tdxbz202003048

2020-03-24；

2020-04-16.

余玉洁（1990—  ），女，博士，教授，yujiecsu@csu.edu.cn.

赵凤涛，zhaoft@csu.edu.cn.

国家自然科学基金青年基金资助项目(51708402).

Supported by the National Natural Science Youth Foundation of China(No.51708402).

(责任编辑：许延芳)