內(nèi)置分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻抗震性能分析

丁習(xí)斌 姜艷濤 吳邊 張鳳亮

摘 要：傳統(tǒng)的鋼板-混凝土組合剪力墻構(gòu)造復(fù)雜、現(xiàn)場施工難度大，由于連續(xù)的鋼板將剪力墻的混凝土一分為二，還可能導(dǎo)致墻體整體性變差。為克服上述缺陷，本文提出了一種內(nèi)置分塊波紋鋼板的新型鋼-混凝土組合剪力墻，并對(duì)其抗震性能進(jìn)行了數(shù)值分析?；贏BAQUS有限元計(jì)算軟件，首先驗(yàn)證了本文提出的建模方法的可靠性，進(jìn)一步建立了內(nèi)置水平、豎向分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的非線性數(shù)值分析模型。計(jì)算結(jié)果表明：墻體的滯回曲線飽滿，具有良好的延性及耗能能力；波紋鋼板的放置方向?qū)w性能的影響很??； 加大軸壓比或減小高寬比都會(huì)降低墻體的延性。

關(guān)鍵詞：分塊波紋鋼板；鋼-混凝土組合剪力墻；有限元分析；數(shù)值模擬；抗震性能

中圖分類號(hào)：TU317

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

近年來大量超高層剪力墻結(jié)構(gòu)、框架-核心筒結(jié)構(gòu)的出現(xiàn)，對(duì)剪力墻構(gòu)件的設(shè)計(jì)提出了更高的要求。相較于傳統(tǒng)的鋼筋混凝土剪力墻，鋼板-混凝土組合剪力墻能顯著提高剪力墻的抗震性能，減少截面面積，在復(fù)雜高層、超高層結(jié)構(gòu)中有著廣泛應(yīng)用。

由于鋼板-混凝土組合剪力墻與鋼筋混凝土剪力墻在抗震性能、受力-變形機(jī)理、設(shè)計(jì)方法等多方面存在差異，有必要開展系統(tǒng)的研究。早年間日本學(xué)者對(duì)開縫鋼板組合剪力墻進(jìn)行了研究，墻兩側(cè)利用混凝土蓋板對(duì)整塊鋼板進(jìn)行限制，防止鋼板發(fā)生整體或者局部屈曲［1］。盡管試驗(yàn)證明了該墻的性能較為良好，但混凝土只對(duì)鋼板起限制作用，并未完全發(fā)揮性能。孫建超等［2］也對(duì)鋼板組合剪力墻進(jìn)行了大量研究，共設(shè)計(jì)了11個(gè)剪跨比為1.5的鋼板組合剪力墻，試驗(yàn)結(jié)果表明該種形式的墻體中，混凝土與鋼板能夠很好地發(fā)揮作用，兩種材料的優(yōu)勢(shì)均得到充分利用，提高了組合剪力墻的抗剪承載力以及延性等力學(xué)性能。試驗(yàn)還研究了鋼板的連接形式，提出了鋼混組合剪力墻的抗剪截面控制公式。相較于平鋼板，波紋鋼板具有面外剛度更大，與混凝土有更好的結(jié)合受力等優(yōu)點(diǎn)。SHAHMOHAMMADI等［3］研究了不同形式的波紋鋼板-混凝土組合剪力墻，并與平鋼板組合剪力墻性能進(jìn)行對(duì)比，驗(yàn)證了波紋鋼板剪力墻性能的優(yōu)越性。張良等［4］提出了“承重抗側(cè)分離”的波形鋼板-鋼管混凝土柱組合剪力墻，采用數(shù)值分析等方法研究了其抗震性能。郝婷玥［5-6］等對(duì)鋼板-混凝土組合剪力墻進(jìn)行了軸壓試驗(yàn)，著重研究了鋼板與混凝土不同連接形式對(duì)試件整體承載力以及耗能能力等性能的影響。試驗(yàn)結(jié)果表明栓釘連接能夠保證鋼板和混凝土的良好結(jié)合，墻體整體性能良好。曹萬林等［7］對(duì)內(nèi)置分塊平鋼板的雙肢剪力墻進(jìn)行了研究，主要對(duì)4個(gè)1 ∶5的縮尺模型進(jìn)行往復(fù)加載，結(jié)果表明該種墻體抗側(cè)剛度大，耗能能力良好，抗震性能優(yōu)秀。

針對(duì)施工過程中鋼板易變形及模板固定困難等問題，汪瀟駒等［8］采用了樣板墻試驗(yàn)確定混凝土配合比，利用BIM技術(shù)降低鋼筋綁扎難度，保證了組合剪力墻澆筑質(zhì)量。為滿足組合鋼板墻模板施工的需要，在鋼板剪力墻上間隔布置對(duì)拉螺桿套筒及開設(shè)對(duì)拉螺桿孔［9］。董傳藝等［10］通過減少鋼板剪力墻的焊接作業(yè)量來控制鋼板的變形。

盡管國內(nèi)外學(xué)者對(duì)于鋼板-混凝土組合剪力墻已經(jīng)有了較深入和系統(tǒng)的研究，但主要還是圍繞墻體內(nèi)置整塊鋼板的這一類構(gòu)造方式，對(duì)于采用分塊鋼板的構(gòu)造形式的研究還比較少。本文在已有研究基礎(chǔ)上，通過建立三維有限元數(shù)值分析模型，詳細(xì)分析了內(nèi)置分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的抗震性能，對(duì)后續(xù)開展試驗(yàn)研究以及參數(shù)分析提供參考。

1 數(shù)值模型建立

1.1 建模方法

利用ABAQUS有限元軟件建立模型，混凝土采用C3D8R實(shí)體單元，型鋼柱及鋼板采用殼單元，鋼筋采用2節(jié)點(diǎn)的T3D2桁架單元。因網(wǎng)格劃分對(duì)于模型收斂以及結(jié)果的準(zhǔn)確性有較大影響，所以對(duì)模型的網(wǎng)格精細(xì)劃分為標(biāo)準(zhǔn)的六面體單元，尺寸取50 mm。模型邊界條件盡量符合實(shí)際受力過程中的約束條件，底部完全固定，將剪力墻頂面自由度耦合于一點(diǎn)，用于軸力以及水平位移荷載的施加。鋼板及型鋼與混凝土采用面面接觸，法向?yàn)橛步佑|，切向采用罰函數(shù)定義摩擦，摩擦系數(shù)取0.3，考慮鋼筋與混凝土之間的滑移。

1.2 材料本構(gòu)模型

1.2.1 剪力墻混凝土本構(gòu)模型

采用ABAQUS軟件提供的混凝土損傷塑性模型，該模型考慮了混凝土在承受荷載過程中的受拉或者受壓破壞，混凝土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線（圖1（a））的計(jì)算則參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50010—2010），具體參數(shù)如表1、表2所示。

1.2.2 鋼材本構(gòu)模型

鋼材本構(gòu)（圖1（b））為雙折線模型，該模型在鋼材屈服前保持線性，斜率為初始彈性模量，在鋼材屈服進(jìn)入塑性階段之后應(yīng)力應(yīng)變依然保持線性關(guān)系，塑性階段折線斜率取初始斜率0.02倍。

2 模型建立及驗(yàn)證

2.1 模型建立

為驗(yàn)證ABAQUS有限元建模及數(shù)值分析方法的正確性，對(duì)文獻(xiàn)［11］中SPCSW-2試驗(yàn)構(gòu)件（圖2）進(jìn)行數(shù)值模擬。該試驗(yàn)剪力墻試件的尺寸為1 300 mm×150 mm×1 978 mm，采用HRB335級(jí)鋼筋，鋼筋間距200 mm，鋼板采用Q235型鋼材，厚度為3 mm，混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C40，型鋼尺寸為H150 mm×75 mm×5 mm×7 mm，墻體軸壓比0.2，加載方式采用往復(fù)位移加載。有限元模型如圖3所示。

2.2 結(jié)果驗(yàn)證

圖4為有限元計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)［11］試驗(yàn)結(jié)果骨架曲線的對(duì)比圖，二者擬合基本良好，在彈性階段兩條曲線基本一致；結(jié)構(gòu)發(fā)生屈服后，有限元分析結(jié)果相較于試驗(yàn)結(jié)果荷載略大，原因可能是建模過程中沒有考慮鋼筋與混凝土的滑移，同時(shí)實(shí)際試驗(yàn)的結(jié)構(gòu)可能存在一些缺陷，而在有限元分析中沒有考慮；如圖4所示，當(dāng)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)承載力下降臨近破壞時(shí)，有限元結(jié)果并沒有很明顯的下降，可能是因?yàn)橛邢拊袖摬谋緲?gòu)采用雙折線模型，承載力下降不夠明顯。但綜合來看，有限元結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本相符，誤差較小，驗(yàn)證了數(shù)值模擬的可靠性。

3 分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻性能分析

3.1 分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻

分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的提出源于深圳市某超高層住宅項(xiàng)目。該住宅項(xiàng)目包含了多棟高度超過150 m的框支剪力墻結(jié)構(gòu)建筑（圖5），由于結(jié)構(gòu)高度高且受到建筑使用功能的限制，出于降低墻厚的考慮，在結(jié)構(gòu)的底部加強(qiáng)部位采用了鋼板-混凝土組合剪力墻。鋼板-混凝土組合剪力墻雖然有效減小了底部剪力墻的厚度，然而大片連續(xù)鋼板的使用，給結(jié)構(gòu)的施工帶來的較大的困難。此外，由于整塊鋼板將混凝土一分為二，混凝土與鋼板間容易出現(xiàn)分離，導(dǎo)致墻體的整體性變差，降低其抗震性能。

為了解決傳統(tǒng)的鋼板-混凝土組合剪力墻的上述缺陷，本文提出了分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的設(shè)計(jì)。如圖6所示，該設(shè)計(jì)采用了型鋼骨架約束的分塊波紋鋼板替代整塊鋼板，將其內(nèi)置于混凝土剪力墻中。相較于傳統(tǒng)的鋼板-混凝土組合剪力墻，該設(shè)計(jì)有3個(gè)主要優(yōu)點(diǎn)：（1）采用分塊鋼板為剪力墻模板的對(duì)拉螺桿留出了大量空間，組合剪力墻的施工過程中，無需進(jìn)行鋼板開孔、對(duì)位等工序，提高了施工效率;（2）采用分塊鋼板有利于鋼板兩側(cè)的混凝土形成整體，組合剪力墻不會(huì)出現(xiàn)混凝土與鋼板間的分離現(xiàn)象，有利于增強(qiáng)鋼板、混凝土的組合效應(yīng);（3）分塊鋼板采用波紋鋼板而非平鋼板，這種構(gòu)造方式可有效提高鋼板的平面外剛度，防止其出現(xiàn)局部屈曲，同時(shí)還增強(qiáng)了鋼板與混凝土間的黏結(jié)作用，減少了抗剪栓釘?shù)氖褂谩?/p>

3.2 組合剪力墻試件設(shè)計(jì)

為了驗(yàn)證分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的抗震性能，分別設(shè)計(jì)了鋼板波紋方向不同的兩種形式的組合剪力墻試件（CSW1和CSW2）。試件的尺寸為3 400 mm×400 mm×7 200 mm，均采用HRB400級(jí)鋼筋，縱筋直徑25 mm，箍筋及水平筋均為14 mm，內(nèi)置鋼板厚13 mm，波角為90°，CSW-1含鋼量3.43%，CSW-2含鋼量為3.37%，鋼材均采用Q345型，型鋼為H250 mm×150 mm×13 mm×13 mm，本次模擬混凝土等級(jí)選為C35，墻體軸壓比為0.2，剪跨比為2.1，剪力墻截面如圖7所示。采用第2節(jié)所述建模方法，分別建立了上述剪力墻試件的有限元模型（如圖6所示）。

考慮到有限元模擬不存在儀器測量誤差，采用擬靜力試驗(yàn)中常用的力-位移混合式加載制度反而會(huì)增加模擬的復(fù)雜程度。因此，按照位移控制方式進(jìn)行加載，對(duì)于力加載階段，由于該階段試件基本處于彈性，假定按線性關(guān)系將力換算為位移。

3.3 內(nèi)置分塊波紋剪力墻性能分析

3.3.1 應(yīng)力云圖

兩種形式剪力墻的應(yīng)力云圖分別如圖8、圖9所示，由于本文研究的鋼板剪力墻是將傳統(tǒng)剪力墻的整塊鋼板切割成小塊波紋鋼板，所以分塊鋼板間成為了墻體的薄弱部位。從混凝土應(yīng)力發(fā)展來看，兩片剪力墻均從墻體的中下部邊緣開始出現(xiàn)破壞，隨著荷載的施加逐步向墻體中部發(fā)展；從鋼板應(yīng)力發(fā)展來看，主要從底部第一個(gè)鋼板分界處開始出現(xiàn)破壞。在荷載作用下，墻體中混凝土及鋼板均表現(xiàn)為頂部應(yīng)力較小，破壞主要集中體現(xiàn)在中下部的薄弱部位。應(yīng)力云圖反應(yīng)了兩種形式的剪力墻在承受相同荷載的情況下，性能相差不大，需要進(jìn)一步對(duì)該種形式墻體進(jìn)行研究分析。

3.3.2 滯回曲線及骨架曲線

滯回曲線又稱恢復(fù)力特性曲線，是結(jié)構(gòu)或者構(gòu)件在往復(fù)荷載作用下結(jié)構(gòu)恢復(fù)力隨著變形變化的曲線，多通過對(duì)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件的擬靜力試驗(yàn)來確定，是對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震分析的基礎(chǔ)。骨架曲線則是將往復(fù)荷載作用下所得到的滯回曲線的拉或壓各級(jí)加載的極值荷載前后相連所得到的曲線。該曲線模型能夠很好的反應(yīng)結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在承受荷載的情況下不同階段的結(jié)構(gòu)特性。

通過對(duì)兩個(gè)模型的計(jì)算，得到如圖10滯回曲線與圖11骨架曲線。兩種構(gòu)造的剪力墻在往復(fù)荷載作用下的滯回曲線飽滿程度相差很小。采用馮鵬等［12］提出的最遠(yuǎn)點(diǎn)法計(jì)算各試件的屈服點(diǎn)，得出水平分塊波紋鋼板剪力墻屈服位移為12 mm，豎向分塊波紋鋼板剪力墻屈服位移為13.9 mm，對(duì)應(yīng)的屈服荷載分別為1 905.3 kN、1 802.4 kN。原因是當(dāng)剪力墻承受水平荷載時(shí)，由于水平分塊波紋鋼板無法或者發(fā)生很小的面內(nèi)變形，側(cè)向剛度比較大，而豎向分塊波紋鋼板由于所承受的側(cè)向荷載和波紋方向垂直，導(dǎo)致波紋鋼板在受力時(shí)可以發(fā)生類似于手風(fēng)琴式的變形（即順波紋方向拉伸和壓縮會(huì)使其剛度降低），延性較好。骨架曲線反應(yīng)出在彈性階段兩種墻體的曲線完全重合，進(jìn)入塑性階段則出現(xiàn)了一些不同，水平分塊波紋鋼板剛度依舊較大。塑性階段的曲線發(fā)展表明兩種墻體出現(xiàn)很小的下降段后就趨于平緩，并沒有出現(xiàn)實(shí)際試驗(yàn)中下降到85%的現(xiàn)象，原因是模擬過程中鋼材本構(gòu)并沒有設(shè)置下降段，當(dāng)混凝土發(fā)生破壞，結(jié)構(gòu)承載力開始下降，混凝土退出工作后，則主要由型鋼柱及鋼板組成的鋼框架承擔(dān)主要荷載。

通過對(duì)滯回曲線及骨架曲線的分析，發(fā)現(xiàn)兩種不同放置方式的波紋鋼板剪力墻抗震性能相差不大，滯回曲線呈現(xiàn)出較為飽滿的梭形，表明該類型剪力墻的塑性變形能力很強(qiáng)，具有很好的耗能能力和抗震性能。

3.3.3 剛度退化曲線

當(dāng)結(jié)構(gòu)承受往復(fù)荷載作用并且想要保持相同的峰值荷載時(shí)，相應(yīng)的位移會(huì)隨著往復(fù)荷載的次數(shù)增加而增加。墻體出現(xiàn)變形或裂縫等，都會(huì)導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的剛度退化。

圖12表明隨著波形鋼板的屈服，結(jié)構(gòu)的剛度下降幅度較大，由于水平鋼板在承受側(cè)向力時(shí)不會(huì)產(chǎn)生“手風(fēng)琴效應(yīng)”，所以在這一階段兩種剪力墻的剛度又有所不同。隨著水平荷載的逐漸增大，鋼板屈曲后對(duì)水平荷載的承受占比逐漸減小，結(jié)構(gòu)剛度逐步下降并趨于平緩。

3.4 軸壓比對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響

為探究軸壓比對(duì)組合剪力墻抗震性能影響，本文分析了軸壓比分別為0.2、0.3、0.4、0.5時(shí)組合剪力墻的荷載-位移曲線，墻體其他參數(shù)保持不變。圖13表明隨著軸壓比的提高，結(jié)構(gòu)的初始剛度逐漸增大，當(dāng)軸壓比為0.5時(shí)，屈服位移明顯小于其他三種情況，結(jié)構(gòu)承載力退化速度加快。軸壓比由0.2增大到0.4時(shí)，屈服位移略有增大，但不明顯，當(dāng)結(jié)構(gòu)處于退化階段時(shí)，結(jié)構(gòu)剛度退化較快，綜合來看，當(dāng)結(jié)構(gòu)軸壓比為0.3時(shí)，結(jié)構(gòu)能夠充分發(fā)揮作用，抗震性能良好。

3.5 高寬比對(duì)結(jié)構(gòu)性能的影響

對(duì)軸壓比為0.2，三種不同高寬比的組合剪力墻（分別為1.0，1.5，2.0）進(jìn)行的數(shù)值模擬結(jié)果如圖14所示。隨著組合剪力墻高寬比的減小，即隨著組合剪力墻由彎曲變形為主的高墻轉(zhuǎn)變?yōu)橛杉羟凶冃螢橹鞯牡桶珘r(shí)，剪力墻的承載力、剛度逐步提高。本例中，高寬比由2.0減少到1.0后，剪力墻的承載力提高了約50%。但是，墻體的屈服位移也隨之顯著減小，導(dǎo)致其整體的延性變差。

4 結(jié)論

本文對(duì)水平向和豎向的分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻進(jìn)行了分析。首先對(duì)建模及數(shù)值分析方法的正確性進(jìn)行了驗(yàn)證，計(jì)算與試驗(yàn)結(jié)果的骨架曲線擬合良好，表明模擬結(jié)果可靠；隨后對(duì)水平以及豎向的分塊波紋鋼板剪力墻相關(guān)參數(shù)進(jìn)行分析，結(jié)果表明：

1）水平向以及豎向的分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的滯回曲線以及骨架曲線相似，結(jié)構(gòu)性能差別不大；

2）分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻滯回曲線飽滿，具有良好的延性及耗能能力，結(jié)構(gòu)的抗震性能良好；

3）當(dāng)軸壓比不超過0.4時(shí)，分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的力學(xué)性能良好，鋼板和混凝土的材料性能都能得到充分的發(fā)揮；

4）隨著高寬比的減小，分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的承載力逐步提高，但是其屈服位移減小、延性變差。

本文初步分析了分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻的抗震性能。相較于傳統(tǒng)的鋼板-混凝土組合剪力墻，分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻易于施工，墻體具有整體性好、構(gòu)造簡單等優(yōu)點(diǎn)。同時(shí)，分塊波紋鋼板-混凝土組合剪力墻還具備良好的抗震性能，可替代傳統(tǒng)的鋼板-混凝土組合剪力墻，用于高層、超高層剪力墻結(jié)構(gòu)底部加強(qiáng)區(qū)。

參考文獻(xiàn)：

ASTANEH-ASL A. Seismic behavior and design of composite steel plate shear walls［R］. California： Structural Steel Educational Council，2002.

［2］ 孫建超， 王楊， 孫慧中，等. 鋼板混凝土組合剪力墻在中國國家博物館工程中的應(yīng)用［J］. 建筑結(jié)構(gòu)， 2011， 41（6）： 14-19.

［3］ SHAHMOHAMMADI A， MIRGHADERI R， HAJSADEGHI M， etc. Application of corrugated plates as the web of steel coupling beams［J］. Journal of Constructional Steel Research， 2013， 85（5）： 178-190.

［4］ 張良， 吳邊， 張鳳亮，等. 波形鋼板加強(qiáng)的鋼管混凝土組合剪力墻抗震性能分析［J］.工業(yè)建筑， 2022， 52（10）： 146-155， 138.

［5］ 郝婷玥， 曹萬林， 董宏英，等. 不同構(gòu)造內(nèi)置鋼板-混凝土組合剪力墻軸壓性能試驗(yàn)研究［J］. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2016， 37（5）： 20-28.

［6］ 郝婷玥， 曹萬林. 雙鋼板混凝土組合剪力墻軸壓承載力研究［J］. 工程科學(xué)學(xué)報(bào)， 2017， 39（11）： 1765-1773.

［7］ 曹萬林， 劉皞， 董宏英，等. 內(nèi)藏不同高寬比分塊鋼板雙肢剪力墻抗震性能試驗(yàn)研究［J］. 地震工程與工程振動(dòng)， 2016， 36（5）： 1-9.

［8］ 汪瀟駒， 馬駿， 張雪斌，等. 鋼板混凝土組合剪力墻施工技術(shù)［J］. 建筑技術(shù)， 2018， 49（7）： 737-740.

［9］ 王鐵夢(mèng). 工程結(jié)構(gòu)裂縫控制“抗與放”的設(shè)計(jì)原則及其在“跳倉法”施工中的應(yīng)用［M］. 北京： 中國建筑工業(yè)出版社， 2007.

［10］董傳藝， 郭強(qiáng)， 王帥，等. 超高層建筑項(xiàng)目中的核心筒組合鋼板剪力墻施工技術(shù)［J］. 建筑施工， 2021， 43（1）： 37-39.

［11］高敬宇. 波形鋼板剪力墻及組合墻抗震性能試驗(yàn)研究［D］. 西安： 西安建筑科技大學(xué)， 2017.

［12］馮鵬， 強(qiáng)翰霖， 葉列平. 材料、構(gòu)件、結(jié)構(gòu)的“屈服點(diǎn)”定義與討論［J］. 工程力學(xué)， 2017， 34（3）： 36-46.

（責(zé)任編輯：于慧梅）

Seismic Performance Analysis of Segmented Corrugated Steel

Plate-Concrete Composite Shear Walls

DING Xibin1， JIANG Yantao2， WU Bian*2， ZHANG Fengliang2

（1.Construction Engineering Company of China Railway No.5 Engineering Group Co.， Ltd.， Guiyang 550081， China;

2.School of Civil and Environmental Engineering， Harbin Institute of Technology （Shenzhen）， Shenzhen 518055， China）

Abstract：

The traditional steel-concrete composite shear wall is complicated in configuration and is difficult to construct on site， and the shear wall integrity may deteriorate due to the continuous steel plate bisecting the concrete of the wall. In order to overcome those shortcomings， an innovative design of steel-concrete composite shear wall with built-in segmented corrugated steel plate is proposed in this paper， and its seismic performance is investigated numerically. Firstly， based on the ABAQUS software， the simulation approach used herein was firstly verified. Then， nonlinear numerical analysis models for the composite shear wall with the horizontally and vertically placed corrugated steel plates were further established. The results show that： the hysteresis curve of the shear wall is full， with good ductility and energy dissipation capacity; the placement direction of the corrugated steel plate has little effect on the performance of the wall; increasing the axial compression ratio or decreasing the shear-span ratio would weaken the ductility of the wall.

Key words：

segmented corrugated steel sheets; steel-concrete composite shear wall; finite element analysis; numerical simulation; seismic performance