带 T 形钢翼缘的核心钢管混凝土组合柱 轴压力学性能研究

　　摘 要：为研究带 T 形钢翼缘的核心钢管混凝土组合柱的轴压性能，对 11 根组合柱进行轴压试验，试验参数为型钢翼缘宽度、型钢翼缘厚度、型钢腹板高度、体积配箍率、截面形式。研究组合柱的破坏形态、荷载-位移曲线、应变发展规律，分析组合柱的受力机理和各参数对其轴压性能的影响;采用 ABAQUS 软件建立模型，在验证模型正确的基础上进一步研究更多参数包括组合柱的材料属性(混凝土强度、钢材强度)和几何参数(型钢翼缘(腹板)尺寸、钢管径厚比)对组合柱轴压性能的影响。研究表明，峰值荷载过后，在箍筋和型钢的共同约束作用下，钢管外围混凝土性能得到改善，组合柱延性较好;钢管外围混凝土强度对组合柱的峰值荷载、强度系数和延性系数影响较大，增大钢管径厚比可显著改善组合柱的延性。

　　王朋; 李龙堂; 史庆轩; 王斌， 建筑结构学报 发表时间：2021-11-10

　　关键词：组合柱;轴压性能;试验研究;数值模拟;延性性能

　　0 引言

　　组合柱作为组合结构的重要组成部分，一直受到研究领域和工程领域的广泛关注。钢管混凝土叠合柱是现代工程应用较多的组合柱形式之一，其由核心钢管混凝土和钢管外的钢筋混凝土叠合而成，截面形式如图1所示。近年来，专家学者对钢管混凝土叠合柱进行轴压性能[1-3]和抗震性能[4-6]的试验研究与理论分析，结果表明，钢管混凝土叠合柱具有较高的承载力和较好的延性;同时也发现一些问题[7-11]，钢管混凝土叠合柱的外围钢筋混凝土与内置钢管混凝土力学性能差异较大，协同变形能力差，其承载力和延性主要是由钢管外围混凝土力学性能所控制，不能发挥核心钢管混凝土强度高、延性好的特点，限制了钢管混凝土叠合柱的应用。

　　为优化钢管混凝土叠合柱钢管外围混凝土的力学性能，学者们提出了一些解决方案。徐亚丰等[12]提出采用外包角钢对钢管混凝土叠合柱进行加固;代岩等[13] 在此基础上提出采用CFRP(碳纤维)和角钢复合加固的形式;杨勇等[14]提出采用预应力钢带加强外围混凝土约束作用;蔡景明等[10]提出采用ECC(Engineered cementatious composites，简称ECC，是一种具有假应变硬化特性和优越裂缝控制能力的高性能纤维增强水泥基复合材料)取代钢管混凝土叠合柱的外层混凝土。上述方案均能在一定程度上改善钢管混凝土叠合柱的受力性能，但也存在施工较复杂、造价高等问题，且部分方案对施工工艺、设备要求较高，不利于广泛用于实际工程之中。

　　本文提出一种带T形钢翼缘的核心钢管混凝土组合柱截面形式，如图2(b)和(c)所示，钢管外布置的型钢翼缘可以改善钢管外混凝土的约束性能，减小钢管内外混凝土的力学性能差异，同时翼缘型钢兼具纵筋的作用，减少柱中纵筋数量，便于施工。通过轴压试验，研究带T形钢翼缘的核心钢管混凝土组合柱的破坏特征和轴压特性;并采用ABAQUS有限元软件分析不同参数对该类组合柱轴压性能的影响，为其后续研究和工程应用提供参考。

　　1 试验概况

　　1.1 试件设计与制作

　　试验共设计11根型钢混凝土组合柱试件，包括：9 个带T形钢翼缘的内置圆钢管组合柱、1个带T形钢翼缘的内置方钢管组合柱和1个“十”字形型钢混凝土组合柱，其截面形式如图2所示。设计参数包括内置型钢翼缘宽度、型钢翼缘厚度、型钢腹板高度、截面形式和体积配箍率，详细参数见表1。试件截面尺寸均为 250mm×250mm，柱高为750mm，保护层厚度为15mm，箍筋和纵筋的直径分别为8mm、16mm，采用C40混凝土。方钢管边长为80mm，圆钢管外直径为90mm，二者的厚度均为5mm。型钢和钢板均采用Q235级，箍筋和纵筋分别采用HPB300级和HRB400级。组合柱的设计满足规范[15]中的相关规定。腹板的主要作用是提供竖向承载力和为型钢翼缘提供拉力，当腹板厚度较大时，超出厚度需要部分的腹板则仅仅发挥承担竖向承载能力作用，而对改善混凝土横向约束贡献较小[16]，因此，通过调节腹板厚度来保证各试件的含钢率相同。

　　1.2 材料力学性能

　　试件中的混凝土和钢材按照《混凝土物理力学性能试验方法标准》(GB/T 50081-2019)[17]和《金属材料拉伸试验第1部分：室温试验方法》(GB/T 228.1-2010) [18]的有关规定测定其力学性能。实测结果见表2和表3。1.3 加载装置与加载制度

　　采用YAJ-20000kN微机控制电液伺服压剪试验机进行加载，试件底部和顶部设有钢垫板，加载装置如图3所示。依 据 《 混 凝 土 结 构 试 验 方 法 标 准 》( GB/T 50152-2012)[19]进行加载;对试件物理对中后;首先， 对试件施加0.1Pmax(Pmax为试件预估极限荷载)，保证试件处于轴心受压状态;其次，采用荷载-位移混合加载方式对试件进行正式加载，0.7Pmax前采用荷载控制， 0.7Pmax后转为位移控制，如图4所示。

　　1.4 测点布置与测量内容

　　试件中应变片的布置如图5所示，以测量试件在轴压过程中混凝土、钢筋、型钢和钢管的应变发展情况，钢筋应变采用应变片量测，钢板应变采用应变花量测;位移计的布置如图3所示。

　　2 试验结果与分析

　　2.1 试验过程与破坏形态

　　在轴压过程中，三种截面组合柱破坏过程及特征类似，以试件SRC2-2为例描述其破坏过程及特征如下。

　　加载初期，组合柱表面无变化;当加载至2000kN (约0.4倍峰值荷载)左右时，组合柱上下两端角部开始出现多条长约50mm的竖向裂缝;当加载至3500kN (约0.65倍峰值荷载)左右时，柱中间位置处出现长约 100mm的竖向裂缝，柱端角部处的竖向裂缝开始向柱中部延伸，柱两端处的竖向裂缝宽度有所增加。当加载至4000kN(约0.8倍峰值荷载)左右时，组合柱两端柱角处混凝土的竖向裂缝长度和宽度继续增加，并有少许混凝土剥落;当加载至5000kN(峰值荷载)左右时，组合柱两端柱角的竖向裂缝向柱中部延伸并与柱中部竖向裂缝相交;峰值荷载之后随着竖向位移增加，柱端角部竖向裂缝宽度约从0.1mm增长到0.5mm且竖向裂缝逐渐贯通整个柱身，柱端角部混凝土逐步压溃脱落，组合柱的承载力逐渐降低;当荷载下降到峰值荷载的80%左右时，保护层混凝土完全剥落，箍筋外露并向外鼓曲，纵筋出现明显屈曲，型钢翼缘部分露出，型钢翼缘和箍筋内侧混凝土并没有出现大量剥落，此时组合柱的承载力几乎不变，试验加载结束。试件 SRC2-2试件的破坏过程如图6所示。

　　2.2 荷载-位移曲线

　　通过试件SRC2-2试验现象和破坏过程分析，组合柱具体的破坏过程可分为弹性阶段、裂缝发展阶段、承载力下降阶段、承载力稳定阶段四部分。组合柱的典型荷载-位移曲线如图7所示。

　　①弹性阶段(o-a)：即从组合柱初始加载到刚度发生变化阶段。在此阶段中，组合柱外表面没有明显的裂缝，只在柱端角部出现少许竖向裂缝，原因是在柱端角部存在应力集中现象，此处的混凝土更早的达到极限强度，混凝土出现竖向裂缝。

　　②裂缝发展阶段(a-b)：从刚度开始变化到峰值荷载阶段。在此阶段中，组合柱腹部开始出现竖向裂缝，在柱端角部处混凝土出现多条竖向裂缝;当达到峰值荷载b点时，箍筋保护层混凝土开始分离，同时柱端角部混凝土破坏程度加剧。

　　③承载力下降阶段(b-c)：从峰值荷载到承载力下降阶段。峰值荷载之后，保护层混凝土开始大面积剥落，箍筋向外鼓曲，纵筋屈曲，组合柱两端混凝土开始压碎并逐渐剥落。

　　④承载力稳定阶段(c-d)：组合柱的保护层混凝土逐步剥落，箍筋出现明显外凸，纵筋屈曲更加明显，型钢翼缘外露;型钢翼缘内侧混凝土未明显压碎，仅出现微小竖向裂缝。

　　试验结果表明，SRC1、SRC2-2和SRC3三种截面形式组合柱的最终破坏形态类似，型钢翼缘外侧混凝土及保护层处的混凝土脱落、箍筋外露、纵筋屈曲，核心区混凝土在箍筋和型钢翼缘的约束作用下未被明显压碎，表明钢管外混凝土的约束性能得到显著改善。随体积配箍率的增加(试件SRC2-9、SRC2-5、SRC2-8 的体积配箍率依次为1.04%、1.31%和1.74%)和翼缘宽度增加(试件SRC2-1、SRC2-2、SRC2-3的翼缘宽度依次为80mm、90mm和100mm)，试件保护层混凝土在加载后期剥落越严重。

　　2.3 应变分析

　　2.3.1 混凝土应变

　　图8为试件SRC1和SRC2-2中混凝土应变的发展情况。由图可知，组合柱表面中部处的混凝土横(竖)向应变发展趋势分为两个阶段：弹性阶段和塑性发展阶段。弹性阶段，混凝土的横(竖)向应变基本呈线性增长，弹性阶段基本符合胡克定律;塑性阶段，混凝土的横向应变增长加快，竖向应变发展规律不明显。

　　当混凝土的横向应变增长速率发生较大变化时认为混凝土已经开裂，大部分组合柱的开裂荷载为 5000kN左右。达到峰值荷载时，组合柱的混凝土竖向应变普遍高于0.002，表明保护层处的混凝土达到极限抗压强度。因此，计算组合柱峰值荷载时可以考虑保护层混凝土对承载力的贡献。

　　2.3.2 纵筋和型钢腹板应变

　　图9(a)、(b)分别为试件SRC1和SRC2-2中纵筋的应变发展情况，峰值荷载之前，纵筋应变曲线出现明显拐点且应变值在0.002附近，说明此时纵筋开始屈服;在峰值荷载时，纵筋应变增长速率变大且应变值均大于0.002。图9(c)、(d)分别为试件SRC1和SRC2-2 中型钢腹板应变发展情况，型钢腹板竖向应变发展和纵筋相似;峰值荷载时，型钢腹板的竖向应变都大于 0.002，此时型钢腹板屈服;峰值荷载后，型钢腹板横向应变急剧增加，型钢翼缘外侧中部测点处应变数值向反方向发展(图10)，腹板对翼缘有牵制作用。

　　2.3.3 型钢翼缘应变

　　图10为试件SRC1和SRC2-2中型钢翼缘中部的应变发展情况，是指型钢翼缘和腹板相交翼缘外部位置处的应变(位置详见图5)。翼缘中部横向(竖向)应变发展表现先增长后下降趋势;在某一时刻(大部分位于峰值荷载附近)型钢翼缘中部应力状态发生改变。在此之前，箍筋和型钢翼缘共同限制混凝土的横向变形，且主要以箍筋约束为主;之后，箍筋对内部混凝土的约束能力达到极限，在核心区混凝土的横向膨胀下，型钢翼缘开始向平面外弯曲，型钢翼缘中部横向应变开始减小，后期主要以型钢翼缘约束核心混凝土限制其横向变形，并提高核心混凝土的承载力。因此，在峰值后，型钢翼缘能对混凝土产生约束作用，从而改善外围混凝土力学性能，减小与管内混凝土的差异。

　　2.3.4 箍筋和钢管应变

　　图11(a)、(b)分别为试件SRC1和SRC2-2中箍筋的应变发展情况。在混凝土开裂之前箍筋应变增长缓慢，对核心混凝土约束不明显;当保护层混凝土开裂后，核心混凝土受压横向膨胀，箍筋应变急剧增长;达到峰值荷载时，组合柱的箍筋应变都在0.002左右，此时箍筋屈服;峰值过后，箍筋外围混凝土开始剥落，混凝土横向变形继续增大，箍筋应变继续急剧增长，箍筋对核心混凝土的约束作用更加显著。此外，峰值荷载时，箍筋应变增长速率为内置十字型>内置圆钢管，表明内置圆钢管组合柱更好的限制核心区混凝土的横向变形。

　　图11(c)、(d)分别为试件SRC2-2和SRC2-3中钢管的应变发展情况。峰值荷载之前，钢管横向(竖向)应变增长速率较为缓慢，几乎呈线性增长;峰值荷载之后，钢管的竖向应变迅速增加，表明此时钢管对混凝土产生明显约束作用。此外，试件SRC2-2和SRC2-3 的型钢翼缘宽度分别为90mm和100mm，随着翼缘宽度增加，钢管环向应变增长速率突变位置提前(峰值荷载时、峰值荷载后)，表明通过增加翼缘宽度能有效限制核心混凝土横向膨胀变形，进而抑制钢管环向变形。

　　2.4 参数分析

　　本文采用强度系数(SI)、延性系数(μ)、韧性系数TI[20]和延展性系数Du [21]来评估组合柱轴压性能。

　　式中：Np为峰值荷载;Ncom为各材料强度与相应面积乘积的线性组合值;E为组合柱消耗的能量;Δy、Δp、Δu 依次为屈服位移、峰值位移和荷载下降到0.85Np对应的位移，∆y为屈服荷载对应的位移，按文献[22]取值;Kd 为组合柱承载力下降段速率，计算见表4。图12为各设计参数下组合柱的荷载-位移曲线。

　　2.4.1 型钢翼缘宽度(bf)

　　试件SRC2-1、SRC2-2和SRC2-3的型钢翼缘宽度依次为80mm、90mm、100mm，含钢率相近依次为11.42%、 11.74%、11.61%。由表4和图12(a)可知，随着翼缘宽度增加，荷载-位移曲线ab段的刚度增加，其他阶段变化不明显，峰值荷载和强度系数与含钢率成正相关，翼缘宽度对峰值荷载和强度系数几乎无影响;此外，延性系数从5.21增加到7.65。因此，在相同含钢率条件下，增加型钢翼缘宽度对组合柱的峰值荷载、强度系数和韧性系数无显著影响，但会提高组合柱的延性。

　　2.4.2 型钢翼缘厚度(tf)

　　试件SRC2-6、SRC2-5和SRC2-7的型钢翼缘厚度分别为10mm、12mm、14mm，含钢率分别为11.48%、 11.61%、11.74%。由表4和图12(b)可知，随着翼缘厚度增加，荷载-位移曲线bc段的承载力下降较快，组合柱的峰值荷载和强度系数先增后减，延性系数增加，韧性系数降低。

　　2.4.3 型钢腹板高度(hw)

　　试件SRC2-4、SRC2-2和SRC2-5的腹板高度依次为 30mm、35mm、40mm，含钢率依次为11.74%、11.74%、 11.61%。由表4和图12(c)可知，随腹板高度增加，荷载-位移曲线oa段的刚度有所下降，bc段承载力下降缓慢，峰值荷载和强度系数在5%范围内波动，延性系数呈先增后减趋势，韧性系数变化幅度较小。

　　2.4.4 体积配箍率(ρv)

　　试件SRC2-8、SRC2-5和SRC2-9的体积配箍率依次为1.74%、1.31%、1.04%，含钢率均为11.61%。由表4 和图12(d)可知，随着体积配箍率的增加，荷载-位移 bc段承载力下降缓慢，峰值荷载和强度系数呈先增后减趋势，延性系数从3.62增长到7.02，下降段速率(Kd)减小，即增加体积配箍率可提高组合柱的延性。

　　2.4.5 截面形式

　　试件SRC1、SRC2-2、SRC3的核心区配钢截面形式依次为十字形、圆形、方形。由表4和图12(e)可知，内置圆钢管的荷载-位移曲线bc段承载力下降缓慢，下降速率(Kd)小于内置十字型和内置方钢管，内置圆钢管组合柱的延性系数和韧性系数多数高于内置十字型组合柱，表明组合柱在峰值荷载后期，内置圆钢管组合柱的优越性充分发挥，改善了组合柱的延性性能。此外，内置圆钢管组合柱的强度系数SI与延展性系数D 成正相关，表明随着型钢约束混凝土面积的增加，核心混凝土强度提高越显著。内置方钢管新型组合柱承载力下降快、延性差，原因是在承载力后期内置方钢管发生向外鼓曲，且与方钢管连接的型钢屈曲变形较大，导致组合柱承载力下降快、延性差。

　　3 有限元分析

　　3.1 有限元模型的建立

　　3.1.1 材料本构

　　混凝土采用塑性损伤模型模拟，选用三种混凝土受压本构，其中，钢管内混凝土选用韩林海[23]所建立的钢管约束混凝土本构模型，钢管外型钢翼缘和箍筋约束的混凝土采用赵宪忠提出的基于Mander模型修正的钢骨约束混凝土本构模型，保护层混凝土采用混凝土规范[24]中单轴受压本构模型，如图13所示。混凝土的受拉本构亦采用混凝土规范中单轴受拉本构模型，混凝土的泊松比取0.2，混凝土弹性模量按规范取值。

　　钢材本构关系采用理想弹塑性模型，钢材的泊松比取0.3，弹性模量取206000MPa，钢筋、钢板和钢管的屈服强度按材性试验测定取值。

　　3.1.2 模型建立

　　型钢、钢管和混凝土均采用C3D8R单元，纵筋和箍筋采用 T3D2 单 元 。 纵 筋 和 箍 筋 采 用 将 其 内 置(embedded)到整个模型中;钢管、型钢与混凝土之间采用绑定(tie)连接;柱顶设置参考点RP-1并与柱顶面耦合约束，将荷载作用在参考点上控制加载，柱底面采用完全固定。三种截面形式的型钢-混凝土组合柱的装配图和各部件的网格划分情况如图14所示。

　　3.2 有限元模型的验证

　　图15为组合柱峰值荷载时的混凝土损伤分布情况，结果显示在组合柱两端和四个角部混凝土损伤较为严重，能较好的反映试验中混凝土损伤情况，与试验结果一致。SRC2-2组合柱的破坏模式如图16所示，模型中的纵筋和内部型钢-钢管骨架的破坏形态与试验类似。表5中给出模拟与试验峰值荷载比值的平均值为 0.991，标准差为0.034。图17为数值模拟和试验所得荷载-位移曲线对比情况，可知，模拟曲线的上升段和下降段均与试验曲线吻合较好，试件SRC1、SRC2-1、 SRC2-2、SRC2-3、SRC2-4、SRC2-5、SRC2-6、SRC2-7、 SRC2-8、SRC2-9和SRC3的模拟极限承载力与试验极限承载力的比值依次为0.96、1.01、1.02、0.99、0.99、0.97、 0.98、1.06、1.01、0.98和0.93，误差较小，故本次建立的有限元模型是有效的，可用于后续参数分析。

　　3.3 参数分析

　　以试件 SRC2-2 为基本试件，首先，分析钢管内外混凝土强度等级(C40、C60、C80)及型钢翼缘、腹板和钢管强度等级(Q235、Q345、Q420)对带 T 形钢翼缘的内置圆钢管组合柱轴压性能的影响。其次，分析型钢翼缘(腹板)尺寸、钢管径厚比对组合柱轴压性能的影响，各试件详细参数见表 6。

　　3.3.1 混凝土强度

　　图18(a)为钢管内外混凝土为不同强度等级条件下组合柱的峰值荷载、强度系数和延性系数。由图可知，钢管内(外)混凝土强度的提高，组合柱的峰值荷载提高，而强度系数和延性系数减少。钢管外混凝土强度较钢管内混凝土强度对组合柱强度系数、延性系数和峰值荷载的影响大，反映出组合柱的延性随钢管外层混凝土强度的提高而变差;钢管外混凝土强度等级为C40时组合柱的强度系数在1.2左右，而为C80时组合柱的强度系数在1.13左右，表明型钢翼缘和箍筋对低强度混凝土经约束后的强度提升效果更为显著。

　　3.3.2 型钢腹板、型钢翼缘、钢管强度

　　图18(b)为不同钢材强度条件下组合柱的提升荷载、强度系数和延性系数。由图可知，组合柱的强度系数随着型钢腹板和型钢翼缘的强度提高而减少，随着钢管强度增加略有增加;延性系数随着型钢腹板、型钢翼缘和钢管的强度增加而减少。为进一步分析型钢腹板、型钢翼缘和钢管强度对组合柱承载力的影响，将各组合柱的峰值荷载减去对照组的峰值荷载得到荷载增值∆Np，然后将∆Np除以型钢腹板、翼缘与钢管面积之比(g:f:y=1:1.26:3.24)，得到组合柱提升的荷载，结果表明，对组合柱承载力影响由大到小依次为钢管强度、型钢腹板强度、型钢翼缘强度。

　　增加钢管强度提高了管内混凝土侧向约束力，而型钢翼缘和腹板对混凝土的约束力不是连续的，因此，提高钢管强度比提高腹板、翼缘强度更能显著改善混凝土的约束性能，对组合柱承载力的提升效果更好。型钢腹板和型钢翼缘对外围混凝土作用效果不同，型钢腹板改善混凝土约束性能主要通过牵引翼缘实现，而翼缘相当于悬臂构件靠抵抗弯矩约束混凝土。当型钢翼缘和腹板强度、厚度相近时，翼缘先于腹板屈服。因此，在此条件下，提高型钢腹板强度能更好的提高钢管外混凝土力学性能，进而提高组合柱的承载力。

　　3.3.3 型钢翼缘、腹板尺寸

　　图18(c)为不同型钢翼缘宽度、翼缘厚度、腹板高度和腹板厚度时组合柱的峰值荷载、强度系数和延性系数。由图可知，组合柱的峰值荷载和延性系数都随型钢翼缘宽度、翼缘厚度、腹板高度和腹板厚度的增加而提高;强度系数随着腹板厚度、翼缘宽度和翼缘厚度的增加而降低。表明型钢翼缘(腹板)尺寸增加能提高组合柱的承载力和延性。

　　增加腹板高度对强度系数SI变化规律与其他不同。原因是，增加型钢腹板高度使得型钢翼缘内侧包裹的混凝土面积增大，型钢翼缘外侧的混凝土面积减少;开始型钢翼缘内混凝土强度提升低于外围混凝土承载力损耗，随着包裹混凝土面积增大，混凝土强度提升效果远大于型钢外围混凝土强度损耗。因此，腹板高度的增加强度系数SI表现为先降后升。提高组合柱峰值荷载的因素主要有：型钢翼缘(腹板)的尺寸增加使截面含钢率提高进而提升组合柱承载力;增大型钢翼缘宽度(腹板高度)增加受约束混凝土的面积，进而提高组合柱的峰值承载力。

　　3.3.4 钢管径厚比

　　组合柱中钢管有两个作用：①承担竖向荷载;② 为钢管内混凝土提供横向约束。不同钢管径厚比下组合柱的峰值荷载、强度系数及延性系数变化如图18(d)所示。由图可知，钢管的径厚比为10、14、18、20、 22和24，随钢管径厚比增加组合柱的峰值荷载呈现先增后减的趋势，而组合柱的强度系数逐渐减小，基本在1.2左右;延性系数从2.1增长到2.4，表明增加钢管径厚比能提高组合柱的延性。

　　4 结论

　　通过对带T形钢翼缘的核心钢管混凝土组合柱试验研究和数值模拟，可得以下主要结论：

　　(1)带T形钢翼缘的核心钢管混凝土组合柱的破坏过程可分为四个阶段：弹性阶段、裂缝发展阶段、承载力下降阶段、承载力稳定阶段;峰值荷载过后，在箍筋和型钢的共同约束作用下，钢管外(型钢翼缘内部)混凝土无明显压碎，钢管外混凝土性能得到显著改善，提高了组合柱的延性性能。

　　(2)提高钢管内(外)混凝土强度，组合柱的峰值荷载增加，强度系数和延性系数减少。型钢翼缘和箍筋对低强度混凝土经约束后的强度提升效果更为显著。随型钢腹板、翼缘和钢管强度的增加，组合柱的峰值荷载提高，对组合柱承载力影响由大到小依次为钢管强度、型钢腹板强度、型钢翼缘强度。

　　(3)随型钢翼缘宽度、翼缘厚度、腹板高度、腹板厚度的增加，组合柱的峰值荷载、残余承载力、弹性段刚度和延性系数均提高;体积配箍率增加，组合柱延性和峰值荷载提高不显著;增大钢管径厚比可显著改善组合柱的延性。