裝配式核心鋼管混凝土柱軸壓性能及受力機理

劉陽，王超，郭子雄，王品治，許一鵬

(1.華僑大學土木工程學院，福建廈門，361021；2.華僑大學福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點實驗室，福建廈門，361021)

在RC柱截面核心處設(shè)置小截面圓鋼管并根據(jù)工程需要填充不同強度的混凝土，形成的核心鋼管混凝土(core steel tube reinforced concrete column，CSTRC)柱是一種性能優(yōu)良、相對經(jīng)濟合理的組合構(gòu)件形式[1]。類似的構(gòu)件形式還有配有圓鋼管的鋼骨混凝土柱[2]、鋼管混凝土核心柱[3]以及鋼管混凝土疊合柱[4-6]等。劉陽等[1]完成了7根CSTRC柱和2根RC柱的軸壓試驗，研究了核心鋼管配鋼率和內(nèi)填混凝土強度等對試件軸壓性能的影響。基于試驗和有限元分析，提出了試件承載力計算公式。林擁軍等[2]根據(jù)界限破壞時的內(nèi)力平衡條件，推導(dǎo)了配有圓鋼管混凝土柱的軸壓比限值理論計算公式。聶建國等[3]分析了不同參數(shù)對鋼管混凝土核心柱協(xié)同工作的影響，推導(dǎo)了臨界狀態(tài)下外圍混凝土柱的配箍率。丁發(fā)興等[4]采用有限元方法和彈塑性法分析了鋼骨-圓鋼管混凝土柱的相互作用關(guān)系，并建立了其承載力計算公式。郭全全等[5]完成了13根鋼管混凝土疊合柱的偏心受壓試驗，研究了不同參數(shù)下試件的偏壓性能，提出了正截面承載力公式。HAN等[6]進行了9根鋼管混凝土疊合柱的往復(fù)彎曲加載試驗，主要研究了軸壓比和截面形式等參數(shù)的影響，發(fā)現(xiàn)即使在高軸壓比下，鋼管混凝土疊合柱仍然具有良好的耗能能力和延性。此外，一些學者對采用不同類型的鋼管混凝土疊合柱-梁節(jié)點開展了試驗研究，如周穎等[7]提出了鋼管混凝土疊合柱和RC梁的新型節(jié)點，完成了7個節(jié)點的低周反復(fù)加載試驗，研究了新型節(jié)點的抗震性能。錢煒武等[8]建立了鋼管混凝土疊合柱-鋼梁節(jié)點的有限元模型，在利用試驗結(jié)果進行模型驗證的基礎(chǔ)上，分析了空間雙向加載對節(jié)點力學性能的影響規(guī)律。以上研究均表明，內(nèi)部設(shè)置鋼管的組合柱是一種相對合理有效的結(jié)構(gòu)形式。為了實現(xiàn)CSTRC柱的工業(yè)化生產(chǎn)和裝配式建造，本文作者提出一種裝配式核心鋼管混凝土柱(prefabricated core steel tube reinforced concrete column，PCSTRC)[9]建造技術(shù)，為研究PCSTRC柱的軸壓性能，進行4個足尺框架柱試件的單調(diào)軸壓試驗。

1 試驗概況

1.1 技術(shù)簡介

PCSTRC柱的構(gòu)造如圖1所示。由圖1可見：柱-柱拼裝節(jié)點設(shè)置于每層框架柱中部以降低地震作用下的彎矩需求，拼裝節(jié)點處縱筋連接采用了復(fù)合型鋼筋套筒[10]連接技術(shù)。套筒下端與縱筋采用直螺紋機械連接并預(yù)埋在下柱段內(nèi)，套筒上端開孔，采用漿錨技術(shù)與上柱段預(yù)留鋼筋連接。核心鋼管通過鋼管套筒連接，在縱筋灌漿尚未達到設(shè)計強度之前，通過鋼套管與上柱段鋼管的榫卯連接傳遞施工過程中產(chǎn)生的彎矩。該裝配技術(shù)不需附加支撐結(jié)構(gòu)，簡化了施工工藝。

圖1 裝配式核心鋼管混凝土柱構(gòu)造示意圖Fig.1 Schematic configuration of PCSTRC columns

1.2 試件設(shè)計與制作

設(shè)計并制作了4個足尺柱試件，包括1個整澆RC柱對比試件，1個整澆CSTRC柱對比試件和2個PCSTRC柱試件。試件主要參數(shù)如表1所示。

表1 試件參數(shù)表Table 1 Parameters of specimens

試件長方形截面的長×寬為400 mm×400 mm，試件高度均為1 200 mm。試件縱筋均采用12φ18的HRB335級鋼筋，箍筋均采用HPB300級φ8@100的八角復(fù)合箍。核心鋼管及鋼套管均采用熱軋無縫鋼管。整澆試件混凝土采用豎向澆搗，下部設(shè)置厚度為6 mm的鋼板，頂部設(shè)置φ6@50鋼筋網(wǎng)片以防止柱頭局部破壞。為提高裝配試件鋼管和縱筋的定位準確度，在上下柱段底面均設(shè)置6 mm厚鋼板。試件尺寸及配筋如圖2所示?；炷辆捎肅30商品混凝土，28 d立方體抗壓強度為31.7 MPa。鋼管和鋼筋材性參照文獻[11]，測得鋼材特性如表2所示。

圖2 試件尺寸及配筋Fig.2 Dimensions and reinforcement details of specimens

表2 鋼材特性Table 2 Material properties of steel

圖3所示為試件制作流程。所有試件縱筋和核心鋼管均在工廠焊接定位(如圖3(a)所示)。將鋼筋籠綁扎，縱筋連接套筒定位(如圖3(b)所示)。支模并澆筑混凝土，上下柱段預(yù)制(如圖3(c)所示)，吊裝拼裝并灌漿完成試件制作(如圖3(d)所示)。

1.3 試驗裝置及量測方案

試驗在福建省結(jié)構(gòu)工程與防災(zāi)重點實驗室10 000 kN電液伺服萬能壓剪試驗機上進行，試驗加載裝置如圖4所示。

試驗加載采用文獻[12]的要求，先對試件預(yù)加載100 kN，檢查加載控制系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)工作是否正常，通過應(yīng)變、位移等數(shù)據(jù)判斷是否物理對中。正式加載首先采用力控制，每級加載以預(yù)估峰值荷載的5%遞增，每級荷載持荷2 min，直至達到預(yù)估峰值荷載的70%。轉(zhuǎn)入位移控制階段，以1 mm/min的速率加載，當試件承載力下降至峰值荷載的60%以下時，停止加載。

圖3 試件制作流程Fig.3 Construction processes of specimens

圖4 試驗加載裝置Fig.4 Test setups of loading

試件4個面各布置1個位移計用以量測試件的軸向變形。在試件中部區(qū)域布置鋼筋、鋼管和混凝土應(yīng)變片。縱筋和核心鋼管應(yīng)變采用長×寬為3 mm×5 mm電阻應(yīng)變片測量，箍筋應(yīng)變采用長×寬為1 mm×2 mm電阻應(yīng)變片測量，混凝土應(yīng)變采用5 mm×60 mm紙基應(yīng)變片測量。應(yīng)變片和位移計布置如圖5所示。力、位移和應(yīng)變信號均采用電液伺服壓剪試驗機和3 816 N數(shù)據(jù)采集儀自動采集。

圖5 應(yīng)變片和位移計布置Fig.5 Layout of strain gauges and LVDTs

2 結(jié)果及分析

2.1 試驗現(xiàn)象

所有試件在加載初期，現(xiàn)象基本類似。荷載在800～1 000 kN出現(xiàn)第1條豎向裂縫。整澆試件初始裂縫出現(xiàn)在靠近端部位置，裝配試件初始裂縫出現(xiàn)在拼裝面附近。之后隨荷載不斷增大，試件豎向裂縫不斷增加。各試件基本現(xiàn)象匯總?cè)缦隆?/p>

1)整澆試件RC縱筋屈服時對應(yīng)荷載為3934kN，箍筋初始屈服對應(yīng)荷載為4 102 kN，接近試件峰值荷載4 119 kN。隨后箍筋應(yīng)變系數(shù)增大，混凝土不斷壓碎、剝落，試件承載力迅速降低直至加載終止。

2)整澆試件CSTRC縱筋屈服時對應(yīng)荷載為3 950 kN，此時箍筋和鋼管均未屈服，混凝土裂縫逐漸增多，試件承載力繼續(xù)提高。達到峰值荷載5 347 kN時，箍筋最大應(yīng)變?yōu)? 167×10-6，鋼管縱向最大應(yīng)變?yōu)?813×10-6，環(huán)向應(yīng)變?yōu)?1 150×10-6，均未屈服，但表面混凝土已經(jīng)多處起皮剝落，開始陸續(xù)退出工作，試件承載力緩慢下降。箍筋屈服時對應(yīng)荷載為4 903 kN，鋼管橫向受拉屈服對應(yīng)荷載為4 558 kN，鋼管縱向受壓屈服對應(yīng)荷載為4 374 kN。由于核心鋼管的存在，試件承載力退化相對緩慢，表現(xiàn)出良好的延性性能。

3)以試件PCSTRC-2為例介紹拼裝試件的試驗現(xiàn)象。在荷載達到5 094 kN時，上柱段和下柱段縱筋屈服，應(yīng)變分別為 1 715×10-6和2 898×10-6。此時上柱段鋼管最大壓應(yīng)變?yōu)?1 065×10-6，箍筋拉應(yīng)變?yōu)? 148×10-6，接縫處混凝土裂縫較多。達到峰值荷載5347kN時，核心鋼管縱向和橫向應(yīng)變分別為-1 720×10-6和 1 160×10-6，箍筋最大應(yīng)變?yōu)? 399×10-6。箍筋在荷載下降到4 700 kN左右屈服，鋼管橫向拉應(yīng)變在荷載下降到5 000 kN左右屈服?；炷翂核閯兟鋮^(qū)域主要集中在試件中部拼接面附近。

試件最終破壞現(xiàn)象如圖6所示。整澆試件的破壞區(qū)域在中部偏上，這是由于試件豎向澆搗，骨料集中于試件下部，上部混凝土強度低于下部混凝土強度。而拼裝試件最終破壞則基本集中于中部拼裝部位。

圖6 試件破壞現(xiàn)象Fig.6 Failure modes of specimens

2.2 軸向荷載-軸向變形曲線及參數(shù)分析

試件軸向荷載-位移關(guān)系曲線如圖7所示，曲線特征點試驗結(jié)果如表3所示。由圖7和表3可以得到以下結(jié)論：

1)設(shè)置核心鋼管可以顯著提高RC柱的軸向承載力和變形能力。整澆試件CSTRC承載力和極限變形分別比整澆RC試件提高了27.6%和25.6%。

圖7 軸向荷載-位移關(guān)系Fig.7 Relationship between axial load and displacement

表3 特征點試驗結(jié)果Table 3 Test results of characteristic points

2)裝配式核心鋼管混凝土柱承載力和變形能力均高于整澆RC柱試件，試件PCSTRC-1和PCSTRC-2承載力分別比RC試件提高了7.5%和21.7%，極限變形分別比RC試件提高了29.2%和20.8%。

3)與整澆核心鋼管混凝土柱試件相比，裝配式組合柱承載力有所降低。試件PCSTRC-1和PCSTRC-2承載力分別比CSTRC試件降低了15.7%和4.6%，極限變形差別不大。

4)核心鋼管配鋼率從1.6%提高到2.0%，裝配式組合柱承載力提高了13.1%，極限變形略有降低，降低比例為6.6%。

5)裝配式組合柱軸壓初始剛度比整澆組合柱和RC柱的略低。

2.3 應(yīng)變量測及分析

2.3.1 混凝土應(yīng)變

試件的軸向荷載-混凝土應(yīng)變曲線如圖8所示，由圖8可見：試件在加載初期荷載-應(yīng)變發(fā)展曲線基本呈線性增長。裝配試件PCSTRC-1的混凝土應(yīng)變增長速度明顯大于整澆柱，說明外部混凝土承擔較大軸力，內(nèi)部鋼管分擔軸力作用相對滯后。達到峰值荷載80%左右時，試件表面裂縫數(shù)量開始增加，側(cè)向膨脹明顯，混凝土橫向變形迅速發(fā)展，此時箍筋開始發(fā)揮約束作用，內(nèi)部的核心鋼管應(yīng)變此時臨近屈服。

圖8 軸向荷載-混凝土應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.8 Relationship between axial load and concrete strain

2.3.2 箍筋應(yīng)變

箍筋的應(yīng)變發(fā)展可以反映出其對混凝土的約束作用。整澆試件RC和CSTRC選取試件中部截面箍筋數(shù)據(jù)，裝配試件PCSTRC-1和PCSTRC-2選取下柱拼裝段杯口處中間箍筋的數(shù)據(jù)，得到的軸向荷載-箍筋應(yīng)變曲線如圖9所示。

由圖9可見：除試件PCSTRC-1外，其他試件曲線發(fā)展規(guī)律基本相似。箍筋應(yīng)變在加載初期隨荷載增長較緩慢，當軸向荷載達到峰值荷載的80%左右時，箍筋應(yīng)變增速明顯提高。該現(xiàn)象表明混凝土由于損傷開始出現(xiàn)明顯的橫向膨脹，箍筋的約束作用逐漸發(fā)揮。在試件達到峰值荷載附近，整澆試件RC和2個裝配柱的箍筋均達到屈服。而整澆試件CSTRC在峰值荷載處箍筋尚未屈服(最大應(yīng)變903×10-6)，但核心鋼管的橫向應(yīng)變已經(jīng)接近屈服，體現(xiàn)了核心鋼管及其內(nèi)部混凝土對軸力的分擔作用。

圖9 軸向荷載-箍筋應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.9 Relationship between axial load and stirrup strain

試件PCSTRC-1在軸向荷載達到1 000 kN左右時，應(yīng)變突然增長，此時對應(yīng)的下柱段杯口處混凝土表面裂縫突然增多(裂縫形態(tài)如圖6(c)所示)，表明拼裝段核心鋼管榫柱部分的軸力傳遞滯后明顯，從而導(dǎo)致杯口混凝土承擔軸力過大，損傷和側(cè)向膨脹嚴重。而核心鋼管配鋼率較大的裝配試件PCSTRC-2并未出現(xiàn)類似現(xiàn)象，說明內(nèi)部核心鋼管榫柱分擔軸力的作用更大。另外，下柱鋼套管內(nèi)的清理、鋪漿和填漿等施工工藝的質(zhì)量也對核心鋼管能否及時發(fā)揮承擔軸向力的作用有很大影響。建議采用微膨脹的材料作為鋼套管內(nèi)部的填充料，以保證核心鋼管對軸力的承擔。

2.3.3 核心鋼管應(yīng)變

試件的軸向荷載-核心鋼管應(yīng)變曲線如圖10所示。由圖10可見：峰值荷載前，曲線基本呈線性，應(yīng)變增長緩慢。彈性階段裝配試件的鋼管壓應(yīng)變增長速度與整澆試件基本相當，說明套管內(nèi)填材料飽滿。達到峰值荷載時，試件核心鋼管壓應(yīng)變接近或達到屈服應(yīng)變。

峰值荷載后，核心鋼管應(yīng)變增加速度明顯提高，此時混凝土大面積壓碎、剝落后退出工作，試件承載力開始下降。由于內(nèi)部鋼管混凝土柱承載力仍在繼續(xù)上升，試件承載力下降緩慢，表現(xiàn)出良好的延性。

圖10 軸向荷載-核心鋼管應(yīng)變關(guān)系曲線Fig.10 Relationship between axial compressive load and strain of core steel tube

2.3.4 縱筋應(yīng)變

整澆試件RC和CSTRC選取截面中部位置縱筋應(yīng)變，裝配試件上下柱段靠近拼裝面處分別選取1個縱筋應(yīng)變，得到的試件軸向荷載-縱筋應(yīng)變曲線如圖11所示。

圖11 軸向荷載-縱筋應(yīng)變曲線Fig.11 Relationship between axial compressive load and strain of longitudinal reinforcement

由圖11可見：各個試件的曲線發(fā)展規(guī)律基本一致，縱筋均在試件峰值荷載附近達到屈服應(yīng)變。裝配柱拼接截面上、下縱筋的應(yīng)變發(fā)展曲線也基本吻合，表明本文采用的復(fù)合型鋼筋套筒可有效地傳遞軸力。

3 PCSTRC柱軸壓機理分析

3.1 PCSTRC柱軸壓受力過程

裝配組合柱試件中，混凝土、核心鋼管和套管之間存在復(fù)雜的相互作用，如圖12所示。對于整澆段，文獻[1]詳細分析了核心鋼管及其內(nèi)外混凝土的相互作用，對于裝配組合柱試件的受力過程和特點描述如下。

圖12 混凝土、核心鋼管和套管相互作用示意圖Fig.12 Diagram of interaction between concrete,core steel tube and splicing steel tube

1)彈性階段。從施工角度考慮，核心鋼管與套管之間預(yù)留了幾個毫米的間隙，因此，在彈性階段，核心鋼管與套管之間的相互作用可以忽略不計。由于混凝土泊松比略小于鋼材，在相同的軸向變形下，混凝土橫向變形小于核心鋼管和鋼套管，此時，外部混凝土對套管有約束作用(σw>0，取受壓為正，下同)，套筒通過環(huán)向應(yīng)力抵抗外部混凝土的徑向壓力。核心鋼管對內(nèi)填混凝土無約束作用(σn=0)。彈性階段混凝土橫向變形較小，箍筋對混凝土的約束作用也可忽略不計，此時，可采用不考慮相互作用的簡單疊加法計算試件承擔的軸力。

2)塑性發(fā)展階段。由于內(nèi)部細微裂縫的累積和發(fā)展，混凝土橫向變形增長速率逐漸超過鋼材，此時，外部混凝土對鋼套管的壓力作用緩慢減小至0(σw=0)，而核心鋼管對內(nèi)填混凝土的約束作用(σn>0)和箍筋對鋼管外部混凝土的約束作用逐漸增加。試件承擔的軸力計算應(yīng)考慮箍筋和核心鋼管對混凝土的約束作用。在理想狀態(tài)下，當箍筋和核心鋼管環(huán)向受拉屈服時，試件承擔軸力達到峰值。但在實際情況中，核心鋼管混凝土部分的承載力與外部鋼筋混凝土部分的承載力不會同時達到峰值。按照劉陽等[1]提出的公式，可以計算整澆試件CSTRC的軸壓承載力。

3)承載力衰減階段。該階段箍筋外部無約束混凝土部分大面積壓碎、剝落，從而退出承擔軸力的工作，核心鋼管混凝土部分承擔的軸力占總軸力的比例不斷提高，試件整體軸壓承載能力緩慢降低。由于核心鋼管混凝土部分作用的發(fā)揮延遲，因此，與整澆CSTRC柱相比，PCSTRC柱的軸壓承載力衰減速度較快。當核心鋼管腰鼓型變形較大時，鋼套管對核心鋼管產(chǎn)生約束，相當于局部提高了核心鋼管混凝土柱的套箍系數(shù)，此時，試件承載力衰減速度減緩，荷載位移曲線呈現(xiàn)較長的水平延伸段，表現(xiàn)出很好的后期性能。該階段的殘余軸壓承載力計算應(yīng)考慮套管對核心鋼管混凝土柱的約束作用。但考慮到兩者的相互作用非常復(fù)雜，尚需采用數(shù)值方法深入研究。

3.2 荷載-位移曲線模型化

根據(jù)試驗結(jié)果和受力分析，CSTRC柱和PCSTRC柱的荷載-位移曲線可以由圖13所示模型來描述。

圖13 軸向荷載-位移關(guān)系曲線Fig.13 Relationship between axial compressive load and displacement

3.2.1 整澆CSTRC柱

對于CSTRC柱，其荷載位移曲線簡化為2個階段，即彈性段和下降段。彈性段剛度參考文獻[13]，計算公式如下：

式中：Ec和Ea分別為混凝土和鋼材的初始彈性模量；Ac和Aa分別為混凝土部分(含鋼管內(nèi)填混凝土)和鋼管的截面面積。峰值荷載A點對應(yīng)承載力Nmc按照參考文獻[1]提出的公式進行計算。下降段斜率kd取彈性段斜率ke的10%，計算公式如下：

式中：L為試件計算高度。峰值荷載對應(yīng)的變形Δm按下式計算：

極限變形Δu取極限荷載Nuc=85%Nmc對應(yīng)軸向變形。

3.2.2 裝配式組合柱

裝配試件與整澆試件的荷載-變形曲線有明顯的差別，主要體現(xiàn)在軸壓剛度較小、峰值承載力較低、有明顯的屈服平臺和穩(wěn)定的殘余承載力。因此，據(jù)圖13，試件首先達到峰值荷載點C點，然后進入屈服平臺，超過屈服平臺終點D點后，強度開始衰減，下降段斜率大于整澆試件強度曲線斜率，極限點為E點。到達F點后在很大變形范圍內(nèi)均維持殘余承載力NpR。

由于加載初期，核心鋼管通過套管內(nèi)填自流平砂漿傳遞軸力，因此，核心鋼管無法充分發(fā)揮鋼材的軸壓剛度。為簡化計算，試件軸壓剛度kpe按全截面混凝土考慮，計算公式如下：

試件達到峰值荷載時，核心鋼管混凝土柱的承載力發(fā)揮程度受很多因素影響，尚有待深入研究。本文采用不考慮鋼管約束的簡單疊加方法進行承載力估算，如下式所示：

式中：Nc，Ns，Na和Ncc分別為鋼管外部混凝土、鋼筋、核心鋼管和鋼管內(nèi)填混凝土對軸力的貢獻；A，As和Acc分別為試件、鋼筋和鋼管內(nèi)填混凝土的橫截面面積；fc，fy和fa分別為混凝土棱柱體抗壓強度、鋼筋屈服強度和鋼管屈服強度。

需要說明的是，美國ACI委員會[14]根據(jù)564根鋼筋混凝土柱的試驗結(jié)果，建議混凝土部分的貢獻應(yīng)乘以0.85的系數(shù)。本文試件中，外部混凝土的受力狀態(tài)與普通RC柱類似，故同樣考慮0.85的折減，而核心鋼管內(nèi)部的混凝土則不考慮強度折減。另外，由于套管與核心鋼管之間接觸的復(fù)雜性以及施工質(zhì)量控制等因素，套管部分對承載力的影響不予以考慮。

峰值荷載(同時也是屈服平臺段的起點)對應(yīng)的變形Δpm按下式計算：

根據(jù)試驗結(jié)果，屈服平臺終點對應(yīng)位移Δp1=2Δpm，極限變形Δpu取極限荷載Npu=85%Npm對應(yīng)軸向變形。殘余平臺段起點對應(yīng)位移取Δp2=5Δpm。

殘余承載力NpR主要有2個部分組成：一部分是核心鋼管混凝土的軸壓承載力NCFST。由于變形充分發(fā)展，應(yīng)考慮核心鋼管對內(nèi)填混凝土的約束，采用文獻[15]中建議的方法對核心鋼管混凝土柱峰值承載力進行計算；另一部分是鋼管外部殘余的核心混凝土的貢獻，在箍筋失效之前，假設(shè)無約束混凝土全部剝落，殘余混凝土橫截面面積按MANDER等[16]提出的計算公式并扣除內(nèi)部鋼管部分面積計算如下：

式中：bc為雙肢箍箍筋軸線距離；wi為縱筋凈距；s'為相鄰兩道箍筋間凈距。

殘余橫截面由于外部混凝土剝落嚴重，為了偏于安全考慮，混凝土不計入箍筋的約束作用，承載力NpR按下式計算：

下降段斜率按下式計算：

3.3 承載力計算及對比

采用本文提出的方法計算裝配式核心鋼管混凝土柱峰值承載力和殘余承載力，計算結(jié)果匯總于圖7和表3。對比可見，本文提出的方法可以較合理地估算裝配式核心鋼管混凝土組合柱的峰值承載力和殘余承載力。

4 結(jié)論

1)設(shè)置核心鋼管可以顯著提高普通RC柱的軸向承載力和變形能力。當核心鋼管配鋼率為1.6%時，CSTRC柱軸壓承載力和極限變形分別比RC柱提高27.6%和25.6%。

2)裝配式核心鋼管混凝土柱承載力和變形能力均高于整澆RC柱。當核心鋼管配鋼率為2.0%時，PCSTRC柱軸壓承載力和極限變形分別比整澆RC柱提高了21.7%和20.8%。

3)PCSTRC柱承載力比整澆CSTRC柱的承載力有所降低。當核心鋼管配鋼率為1.6%時，裝配柱軸壓承載力比整澆柱降低15.7%。兩者的極限變形相差不明顯。

4)核心鋼管配鋼率從1.6%提高到2.0%，裝配式核心鋼管混凝土柱軸壓承載力提高了13.1%，極限變形基本相當。

5)彈性和塑性發(fā)展階段，對裝配式核心鋼管混凝土柱軸壓受力計算可忽略套管約束作用，按照普通CSTRC柱進行設(shè)計；承載力衰減階段應(yīng)考慮套管對核心鋼管混凝土部分的附加約束作用進行殘余承載力計算。