壓彎剪扭實腹型鋼混凝土柱抗震性能試驗研究

陳宇良，吉云鵬，陳宗平

(1.廣西科技大學土木建筑工程學院，廣西，柳州 545006；2.廣西大學工程防災與結構安全教育部重點實驗室，廣西，南寧 530004)

型鋼混凝土(SRC)結構因其承載力高、抗震性能好、結構剛度大等特性，在超高層、大跨及異型結構中應用廣泛[1-4]。在地震作用下，結構的角柱等構件常處于壓彎剪扭復合受力狀態，其抗震性能較常規壓彎剪受力時明顯降低[5-6]。目前，我國現行的兩部組合結構設計規范[7-8]并未給出SRC 結構在復合受扭狀態下的設計方法與計算公式。因此，研究型鋼混凝土結構在壓彎剪扭復合受力狀態下的抗震性能對提高該類結構的安全性及指導其工程應用具有重要意義。

近年來，為提高建設工程的抗震防災能力，關于型鋼混凝土結構復合受扭性能的研究已逐漸成為研究熱點。WANG 等[9-11]研究了鋼管混凝土柱在復合受扭狀態下的受力性能，并建立了鋼管混凝土柱的復合受扭承載力模型。陳適才等[6,12]通過研究SRC 柱在壓彎剪扭復合受力狀態下的抗震性能，發現扭彎比是影響SRC 結構抗震性能的主要參數。陳宗平等[13-15]以配鋼形式和扭彎比為主要參數，研究了型鋼混凝土構件在復合受扭狀態下的抗震性能，結果表明：增大扭彎比可增強SRC柱的抗扭性能，削弱SRC 柱的抗彎性能，但當扭彎比小于0.21 時，扭矩并不會降低SRC 柱的抗彎承載力。邵永健等[16-18]研究了軸壓比、扭彎比、構件配筋等參數對型鋼混凝土柱抗震性能的影響，結果表明：扭彎比的大小對構件的破壞形態起決定性作用，扭彎比為0.5 時發生彎扭型破壞，扭彎比為1.0 時發生扭型破壞。陳宇良[19]研究了不同類型型鋼混凝土柱構件復合受扭作用下的滯回性能，得到了型鋼混凝土柱的復合受扭承載力計算模型。CAO 等[20]基于復合受扭試驗建立了SRC 柱的數值計算模型，研究發現，增大扭彎比有利于提高SRC 柱的極限扭矩，但對扭轉延性具有不利影響。

綜上所述，雖然現有研究在型鋼混凝土結構復合受扭方面已取得了一定的研究成果，但由于型鋼混凝土柱在壓彎剪扭復合受力狀態下的傳力機制復雜，現有研究尚無法完全揭示型鋼混凝土結構復合受扭時的破壞機理。為此，本文通過12 根型鋼混凝土柱和1 根鋼筋混凝土對比柱的壓彎剪扭擬靜力加載試驗，研究截面尺寸、截面配鋼、配筋及焊接栓釘等變化參數對型鋼混凝土柱抗震性能的影響規律，并結合抗震指標對型鋼混凝土柱的構造設計提出針對性建議，以期為該類結構的工程應用提供設計參考。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

以多層框架結構的角柱為研究對象，考慮截面尺寸、型鋼含鋼率、縱筋配筋率、體積配箍率和栓釘位置對SRC 柱復合受扭性能的影響，按照1∶2 的縮尺比例設計12 根型鋼混凝土柱進行壓彎剪扭低周反復加載試驗，并設計1 根相同尺寸的鋼筋混凝土柱作為對比試件。所有試件的總高度為1620 mm，剪跨比為4，具體參數設置詳見表1，尺寸及配筋如圖1 所示。

圖1 試件尺寸 /mmFig.1 Dimensions of specimens

表1 試件設計參數Table 1 Design parameters of specimens

型鋼混凝土柱內置工字鋼，下料長度為1560 mm，工字鋼四周配置8 根相同的HRB400 級螺紋鋼筋，箍筋采用 8 鋼筋，混凝土保護層厚度為30 mm。SRC-11 試件在試驗段型鋼翼緣處居中焊接栓釘，SRC-12 試件在試驗段型鋼翼緣和腹板處交錯焊接栓釘，所有栓釘直徑為16 mm，翼緣處栓釘長65 mm，腹板處栓釘長80 mm，栓釘居中布置，同側栓釘上、下間距為100 mm。

試件頂部設置加載橫梁以方便對試驗段施加彎矩、剪力及扭矩，橫梁兩端各預留4 個內徑為30 mm 的孔洞用于連接作動器。為減小加載橫梁變形產生的試驗誤差，并確保加載橫梁及梁柱節點在加載過程不會破壞，除增大加載橫梁的截面尺寸外，還對RC 試件的梁柱節點進行了箍筋加密，并在SRC 試件的加載橫梁中布置了I14 工字鋼。

1.2 材料性能

按照《金屬材料拉伸試驗第1 部分：室溫試驗方法》(GB/T228.1-2010)測得鋼材材性見表2。測得試件澆筑時預留混凝土標準立方體試件的抗壓強度為51.2 MPa。

表2 鋼材力學性能測試結果Table 2 Mechanical performance indices of steel

1.3 加載裝置及制度

1.3.1 加載裝置

加載裝置如圖2 所示，加載系統由水平加載系統和豎向加載系統組成，其中，水平加載系統為與加載橫梁水平連接的2 個電液伺服作動器，2 個作動器的荷載作用點距試驗段中心的距離均為500 mm，設定北側作動器為主動作動器，南側作動器為從動作動器。豎向加載系統由試件頂端的球鉸、液壓千斤頂、滑軌和反力鋼架組成，液壓千斤頂上端通過滑軌與反力鋼架相連，下端放置球鉸。試驗時在球鉸及滑軌滾軸表面涂抹潤滑油，以保證加載橫梁在試驗過程中能夠自由扭轉。

圖2 加載裝置Fig.2 Loading system

1.3.2 加載制度

正式加載前，先對試件施加軸向荷載并持荷3 min～5 min，然后調試2 個水平作動器，確保系統運行正常。水平加載約定由東(E)向西(W)加載為正向，對應作動器的推力(+)；由西(W)向東(E)加載為反向，對應作動器的拉力(-)。

水平加載原理如圖3 所示，采用力和位移混合控制的加載制度，試件屈服(根據荷載-位移曲線出現明顯拐點及鋼材屈服綜合判定)前為力控加載，主動作動器出力F1與從動作動器出力F2之間保持恒定比值α，并以10 kN 為增量進行加載，每級荷載反復1 次。位控階段主動與從動作動器的加載行程Δ1、Δ2仍保持相同比值α，以屈服位移值Δy為增量進行加載，每級加載往復循環3 次。當水平荷載下降到最大承載力的85%，或試件嚴重破壞存在失穩風險時，停止試驗。

圖3 加載原理圖Fig.3 Loading principle

2 試驗現象及破壞形態

由于加載橫梁做了增強處理，所有試件均在試驗段發生破壞，加載橫梁及梁柱節點處未出現任何裂縫。圖4 給出了試件的典型破壞形態，在壓彎剪扭復合受力作用下，所有試件均發生彎扭型破壞，破壞過程基本如下：

圖4 試件的破壞形態Fig.4 Failure patterns of specimens

力控加載初期，試驗段處于彈性階段，沒有可視裂縫出現；當荷載達到0.4 倍峰值荷載附近時，靠近主動作動器一側的N 面底部首先出現斜裂縫，隨后，裂縫尖端向外迅速延伸；繼續加載，在彎矩的作用下E 面和W 面底部陸續出現水平裂縫；荷載達到0.6 倍峰值荷載附近時，試件屈服，加載制度轉為位控加載。此時，試件表面陸續有新裂縫產生，由于N 面為扭剪應力疊加面，所以N 面裂縫發展最快，正、反向斜裂縫在N 面相互交叉形成“X”形裂縫；S 面為扭剪應力削弱面，在軸向荷載的作用下多產生豎向裂縫；E 面與W 面因為彎矩自下而上逐漸減小，所以在扭矩的作用下其表面裂縫自下而上角度逐漸增大。當加載至(4～5)Δy后，新增裂縫數量逐漸較少，原有裂縫相互連通形成主裂縫，與RC 柱相比，SRC柱的主裂縫出現時間更晚，數量更多，表明其耗能更好。此后，在循環加載過程中，柱角混凝土逐漸剝落，主裂縫反復張開閉合，寬度在1 mm～4 mm。加載結束后，剝離柱底的破碎混凝土發現箍筋與栓釘基本完好，縱筋和型鋼存在明顯的彎曲痕跡。

3 試驗結果與分析

3.1 滯回曲線

3.1.1 扭矩-扭轉角滯回曲線

試件的扭矩-扭轉角滯回曲線如圖5 所示。由圖可見，扭矩-扭轉角滯回曲線的“捏縮”現象明顯，基本呈反“S”形，表明SRC 柱的抗扭耗能能力較差。這是因為，混凝土開裂后變形增大、剛度減小，所以滯回曲線表現出明顯的剪切滑移現象。對比發現，截面尺寸與型鋼含鋼率越小、配箍率越大時，滯回曲線“捏縮”越明顯。RC 柱的峰值扭矩與SRC 柱相差不大，但其滯回曲線捏縮更加嚴重，且抗扭承載力退化更快。這是因為混凝土的剛度較大，所以在加載前期，混凝土對抗扭承載力的貢獻占比較大，而型鋼截面較小且處于試驗段核心區，所以對抗扭承載力的貢獻較小，但隨著混凝土損傷加重，型鋼的抗變形能力及其對核心區混凝土的約束作用會延緩抗扭承載力的退化。

圖5 扭矩-扭轉角滯回曲線Fig.5 Torque-torsion hysteresis curves

3.1.2 荷載-柱頂位移滯回曲線

所有試件的荷載-柱頂位移滯回曲線如圖6 所示。由圖可見，SRC 柱的荷載-柱頂位移滯回曲線為豐滿的梭形，RC 柱的荷載-柱頂位移滯回曲線存在明顯的“捏縮”現象，且滯回環面積明顯小于SRC 柱，說明增加型鋼對SRC 柱抗彎性能的改善效果顯著。對比發現：截面尺寸越大、型鋼含鋼率越高、縱筋配筋率越大、箍筋間距越密，SRC柱的滯回曲線越飽滿，變形能力越好。

圖6 荷載-柱頂位移滯回曲線Fig.6 Load-displacement hysteretic curves

綜上可知，荷載-柱頂位移滯回曲線比扭矩-扭轉角滯回曲線更為飽滿，表明當扭彎比為0.21 時，在壓彎剪扭復合受力狀態下SRC 柱的抗彎耗能能力明顯優于抗扭耗能能力。此外，從承載力及滯回曲線的豐滿程度等角度對比SRC 柱與RC 柱的滯回曲線，發現：在試驗段增加型鋼對抗彎性能的改性效果，優于對抗扭性能的改性效果。

3.2 骨架曲線與特征點參數

圖7 給出了所有試件的扭矩-扭轉角和荷載-柱頂位移骨架曲線，其主要特征點參數列于表3。表中屈服點由骨架曲線根據能量等效法確定，峰值點為骨架曲線正向和反向的最高點，破壞點為骨架曲線下降段中85%峰值承載力對應的點或試驗結束時所對應的點。位移延性系數μΔ和扭轉角延性系數μθ計算方法如下：

圖7 骨架曲線Fig.7 skeleton curves

表3 試件的特征點參數Table 3 character parameters of specimens

式中：Δy和θy為試件的屈服位移和屈服扭轉角；Δf和θf分別表示破壞位移和破壞扭轉角。

結合圖7 與表3 可知，SRC 柱的承載力與變形性能顯著優于RC 柱，但增大型鋼截面尺寸對SRC柱的承載力與變形性能影響較小。這是因為型鋼表面光滑，與混凝土之間薄弱的黏結力會限制型鋼材料性能的充分發揮，所以僅增大型鋼截面尺寸而忽略型鋼與混凝土的協同作用并不利于提高SRC 柱的抗震性能。對比試件SRC-1(ρss=2.90%；I16)、SRC-5(ρss=3.42%；I18)、SRC-11(ρss=3.18%；翼緣)、SRC-12(ρss=3.52%；翼緣和腹板)的骨架曲線與特征點參數可知，雖然SRC-11 的含鋼率低于SRC-5，但其抗震性能卻明顯更優。這是因為在翼緣處焊接栓釘可提高型鋼對混凝土的咬合作用，便于混凝土內的應力傳遞至型鋼進而增強二者之間的協同作用。SRC-12 雖然在翼緣和腹板處交錯焊接栓釘，但其對SRC 柱抗震性能的改性效果卻明顯弱于SRC-11，這一方面是因為在扭轉狀態下，柱截面的扭剪應力由外向內逐漸減小，而腹板處栓釘靠近柱截面的核心區，導致栓釘的應力傳遞效率相對較低；另一方面，栓釘數量增多會提高混凝土的澆筑難度，降低栓釘周圍混凝土的澆筑質量，對SRC 柱的抗震性能產生負面影響。所以，采用合理的栓釘布置形式比增大型鋼截面尺寸對SRC 柱抗震性能的改性效果更優。

此外，增大截面尺寸對抗扭承載力的增強效果顯著優于對抗彎承載力的增強效果，與方形截面相比，矩形截面(b×h=300 mm×250 mm)的SRC柱具有更好的扭轉延性。SRC 柱的抗扭承載力在正向加載時隨配筋率增大而增大，反向加載時未隨配筋率變化而表現出明顯的變化趨勢，其主要原因在于混凝土受扭時截面配筋可以為混凝土提供支撐，提高SRC 柱的抗扭承載力，但由于SRC柱在循環加載的過程中存在較大的殘余變形，所以正反兩向的骨架曲線存在一定差異。增大配筋率有利于提高SRC 柱的抗彎承載力和延性，這是因為縱筋在試件內部主要承擔彎矩引起的拉力與壓力，所以配筋率增大后試件的抗彎曲性能得到增強。增大配箍率有利于提高SRC 柱的抗彎和抗扭延性，但對抗彎和抗扭承載力的改性效果較差。這是因為箍筋對扭剪斜裂縫具有約束作用，但箍筋間距過小會加劇保護層混凝土分層[21]。

3.3 剛度退化

采用割線剛度表示結構每次循環最大位移(轉角)處的抗變形能力，扭轉割線剛度Kθ和彎曲割線剛度KΔ的計算公式如下：

式中：θi、Ti分別為第i級位移循環加載對應的最大扭轉角和扭矩；Δi、Pi分別為第i級位移循環加載對應的最大水平位移和水平荷載；(+)、(-)分別表示作動器的推、拉。

圖8 給出了所有SRC 柱抗扭和抗彎剛度的退化曲線，其中，Δy、θy、分別為試件屈服時對應的位移、轉角、彎曲剛度和扭轉剛度。由圖可見：在3Δy之前，抗扭剛度的退化速率快于抗彎剛度，這是因為由混凝土和鋼骨架組成的試驗段在加載初期類似于一個脆性的剛體，當試驗段扭轉變形較大時，主要通過混凝土開裂的方式釋放能量，導致試驗段外側混凝土損傷加重并退出工作，在加載后期扭矩主要由變形能力較好的鋼骨架和核心區混凝土承擔，因此SRC 柱前期的抗扭剛度下降較快，后期較慢。

圖8 試驗參數對剛度退化的影響Fig.8 The influence of test parameters on stiffness degradation

圖8(a)、圖8(d)、圖8(e)依次為截面尺寸、配箍率、栓釘位置對SRC 柱剛度退化曲線的影響。由圖可見，不同截面尺寸、配箍率和栓釘位置下，SRC 柱的抗扭和抗彎剛度退化曲線基本重合。這主要是因為：加載前期SRC 柱的承載力主要由混凝土承擔，所以剛度退化速率前期受混凝土損傷發展的影響較大，后期受鋼骨架剛度的影響較大，增大試驗段截面尺寸雖然可以有效提高SRC柱的初始剛度，但無法延緩混凝土的損傷發展；試驗段內置有工字鋼，而工字鋼的抗側移剛度會削弱配箍率對抗彎剛度的影響，雖然箍筋對受扭斜裂縫存在約束作用，但由于扭剪裂縫多集中在試驗段底部，所以增大整個試驗段的配箍率對受扭剛度退化速率的影響較小；焊接栓釘的作用機理為增強型鋼與混凝土之間的黏結性能，雖然在加載過程中栓釘可以將混凝土承受的部分荷載分散至型鋼，但相鄰栓釘之間的混凝土也越容易開裂，導致外側混凝土的損傷加快。

圖8(b)為不同型鋼含鋼率SRC 柱的剛度退化曲線。由圖可見，除RC-1(ρss=0%)由于初始抗彎剛度較小導致其抗彎剛度退化較慢外，其余試件中型鋼含鋼率越大，抗扭和抗彎剛度的退化速率越緩慢。一方面，因為增大型鋼含鋼率可以有效提高鋼骨架的抗扭和抗彎剛度，且工字鋼截面越大，翼緣越靠近試驗段外側，當試件受彎或受扭時，翼緣可以分擔更大的荷載；另一方面，型鋼截面增大后，型鋼對翼緣間混凝土的約束作用加強，延緩了試驗段內部混凝土的損傷發展。

圖8(c)為在不同縱筋配筋率下SRC 柱的剛度退化曲線。由圖可見，不同配筋率抗扭剛度的退化曲線基本重合，這是因為縱筋主要承受豎向荷載，與扭矩產生的剪力作用方向不一致，所以增大縱筋配筋率對抗扭剛度的退化速率影響較小。在3Δy之前，縱筋配筋率對抗彎剛度的影響較小；之后，隨配筋率增大，抗彎剛度的退化速率逐漸變緩。這是因為，在加載前期，試驗段混凝土分擔的彎矩及剪力占比較大，所以縱筋對抗彎剛度的貢獻較小，但在混凝土損傷加重后，鋼骨架的受力占比逐漸提高，所以配筋率越大，抗彎剛度的退化速率越緩慢。

3.4 耗能能力

為反映SRC 柱的耗能能力，引入等效粘滯阻尼系數he，其計算簡圖如圖9 所示，并用he,θ和he,Δ分別表示抗扭和抗彎等效粘滯阻尼系數。

圖9 等效粘滯阻尼系數計算簡圖Fig.9 Calculation model of equivalent viscous damping coefficient

圖10 為各參數對抗扭和抗彎等效粘滯阻尼系數的影響。如圖所示，在加載初期，多數試件的抗彎等效粘滯阻尼系數變化不大，在4Δy之后，抗彎等效粘滯阻尼系數開始加速增長。這是因為，在加載初期，荷載-柱頂位移滯回曲線的滯回環狹長；當加載行程增大后，滯回環才逐漸豐滿。抗扭等效粘滯阻尼系數的增長幅度，明顯小于抗彎等效粘滯阻尼系數，部分試件甚至出現負增長現象。這是因為，扭矩-扭轉角滯回曲線“捏縮”現象明顯，導致等效粘滯阻尼系數的滯回環面積(S(ABC+CDA))較小。

圖10 試驗參數對等效粘滯阻尼系數的影響Fig.10 Influence of test parameters on equivalent viscous damping coefficient

圖10(a)中，截面尺寸越大，SRC 柱的抗扭等效粘滯阻尼系數越大，抗彎等效粘滯阻尼系數越小，但對應試件的荷載-柱頂位移和扭矩-扭轉角滯回曲線均隨截面尺寸增大而逐漸豐滿，說明增大截面尺寸后SRC 柱的耗能能力得到增強。

圖10(b)中，SRC 柱的抗扭和抗彎等效粘滯阻尼系數均明顯大于RC 柱(ρss=0%)，當型鋼含鋼率由2.39%增至3.42%時，抗彎和抗扭等效粘滯阻尼系數并未明顯增長，說明型鋼含鋼率可能在達到某一臨界值后對SRC 柱耗能能力的促進作用開始減弱。

通過對比圖10(c)中4 種配筋率下抗彎等效粘滯阻尼系數發現：當配筋率由1.37%增至2.79%時，抗彎等效粘滯阻尼系數逐漸增大，抗扭等效粘滯阻尼系數則逐漸減小。表明，增大縱筋配筋率可有效提高SRC 試件的抗彎耗能，但對抗扭耗能的影響較小。

圖10(d)中，增大配箍率對抗彎和抗扭等效粘滯阻尼系數的促進效果并不顯著，這是因為，箍筋間距過小容易誘導混凝土分層，進而影響箍筋的抗扭增強效果，而且當SRC 柱受剪時，型鋼會分擔一部分的剪力，所以SRC 柱設計時可適當減小配箍率。

圖10(e)中，在型鋼表面焊接栓釘之后，抗扭等效粘滯阻尼系數降低，抗彎等效粘滯阻尼系數升高。但觀察圖5 和圖6 中的滯回曲線發現，SRC-11(翼緣焊接)的扭矩-扭轉角和荷載-柱頂位移滯回曲線比SRC-1(無栓釘)和SRC-12(翼緣和腹板焊接)的滯回曲線更加豐滿，所以在型鋼翼緣處焊接栓釘可有效提高SRC 柱的耗能能力。

圖11 給出了抗扭和抗彎等效粘滯阻尼系數在總耗能中的占比情況。如圖所示，SRC 柱的彎曲耗能略高于扭轉耗能。在加載初期，由于外側混凝土承擔了較大的扭矩，所以扭轉耗能在總耗能中的比重較大，為60%左右，但隨著混凝土的損傷加重，扭轉耗能占比呈線性減小，在此，通過擬合得到扭轉耗能占比變化的計算式：

圖11 等效粘滯阻尼系數的分配Fig.11 Distribution of equivalent viscous damping coefficients

式中：Δ為加載行程；Δy為試件屈服時的柱頂位移。

3.5 延性性能

圖12 為各試驗參數對延性系數的影響。由圖可見，截面尺寸對彎曲延性系數的影響較小，矩形截面(SRC-3)的抗扭延性系數明顯高于方形截面(SRC-1、SRC-2)，說明截面形狀可能是影響SRC柱扭轉延性的重要因素。與RC 柱相比，SRC 柱的抗扭和抗彎延性系數顯著增大，但由于增大型鋼含鋼率導致SRC 柱的屈服變形增大，所以型鋼含鋼率增大時扭轉和彎曲延性系數存在一定波動。同理，配筋率增大后扭轉延性系數逐漸降低也是因為提高配筋率增大了SRC 柱的抗扭屈服變形。從骨架曲線可以看出，增大配筋率和配箍率，SRC柱的扭轉和彎曲變形能力均得到增強，當配箍率由0.56%增至1.35%，其扭轉延性系數和彎曲延性系數分別提高了33%、31%。翼緣處焊接栓釘對SRC 柱延性的改性效果優于翼緣和腹板處交錯焊接，在翼緣焊接栓釘后，SRC 柱的扭轉和彎曲延性系數分別提高了約14%和54%。一方面，是因為栓釘的咬合作用增強了鋼骨架與混凝土之間的整體性；另一方面，栓釘的抗剪作用可以為混凝土提供支撐，延緩混凝土的損傷發展。

圖12 試驗參數對延性系數影響Fig.12 The influence of test parameters on ductility

3.6 層間位移角

層間位移角作為評估結構抗倒塌能力的重要指標，其計算公式為：

式中：Δ為加載點的水平位移；He為試驗段的有效計算高度，即柱底到水平荷載點的垂直距離。

表4 給出了各階段的層間位移角。我國現行規范《建筑抗震設計規范》(GB 50011-2010)[22]中要求，鋼筋混凝土框架結構的彈性層間位移角和彈塑性層間位移角的限值分別為1/550 和1/50。表4中所有試件開裂時的層間位移角均滿足設計要求，試 件SRC-3(b×h=300 mm×250 mm)、SRC-4(ρss=2.39%)、SRC-6(ρs=1%)、SRC-10(ρv=0.56%)破 壞點對應的層間位移角略小于規范要求，考慮到上述試件將其對應括號內參數修改后，即減小截面長寬比；增大型鋼含鋼率、縱筋配筋率和配箍率，其層間位移角即滿足要求，所以當SRC 結構的扭彎比接近0.21 時，對應試件的截面尺寸長寬比b/h應小于1.2，型鋼配鋼率、縱筋配筋率和配箍率應分別大于2.39%、1%和0.56%。

表4 試件的層間位移角Table 4 The interlayer displacement angle of the specimens

4 結論

通過12 根實腹型鋼混凝土柱的壓彎剪扭擬靜力加載試驗，分析截面尺寸、含鋼率、試件配筋及栓釘布置形式對其抗震性能的影響規律，得到如下結論：

(1) 型鋼混凝土(SRC)柱在壓彎剪扭復合受力狀態下發生彎扭破壞，其荷載-柱頂位移滯回曲線為豐滿的梭形，扭矩-扭轉角滯回曲線“捏縮”現象明顯，為反“S”形。

(2) 增大截面尺寸和配筋率，可有效提高SRC柱的抗扭和抗彎承載力，提高型鋼含鋼率和配箍率抗扭對抗彎承載力影響較小，但可有效延緩SRC柱的剛度退化。

(3) 增大截面尺寸、在型鋼翼緣處焊接栓釘，可有效提高SRC 柱的抗扭和抗彎耗能能力，增大配筋率可有效提高SRC 柱的抗彎耗能能力；結合試驗數據提出扭轉耗能占比退化計算公式，擬合效果較好。

(4) 壓彎剪扭受力狀態下，鋼筋混凝土(RC)結構中增加型鋼對抗彎性能的改性效果優于對抗扭性能的改性效果；在型鋼翼緣處焊接栓釘對SRC柱抗震性能的改性效果優于增大型鋼截面尺寸的改性效果；SRC 柱矩形截面的變形能力優于方形截面。

(5) 壓彎剪扭復合受力狀態下，為保證SRC 柱的層間位移角滿足設計要求，SRC 柱的截面長寬比b/h應小于1.2，型鋼配鋼率、縱筋配筋率和配箍率應分別大于2.39%、1%和0.56%。