压弯剪扭实腹型钢混凝土柱抗震性能试验研究

陈宇良，吉云鹏，陈宗平

(1.广西科技大学土木建筑工程学院，广西，柳州 545006；2.广西大学工程防灾与结构安全教育部重点实验室，广西，南宁 530004)

型钢混凝土(SRC)结构因其承载力高、抗震性能好、结构刚度大等特性，在超高层、大跨及异型结构中应用广泛[1-4]。在地震作用下，结构的角柱等构件常处于压弯剪扭复合受力状态，其抗震性能较常规压弯剪受力时明显降低[5-6]。目前，我国现行的两部组合结构设计规范[7-8]并未给出SRC 结构在复合受扭状态下的设计方法与计算公式。因此，研究型钢混凝土结构在压弯剪扭复合受力状态下的抗震性能对提高该类结构的安全性及指导其工程应用具有重要意义。

近年来，为提高建设工程的抗震防灾能力，关于型钢混凝土结构复合受扭性能的研究已逐渐成为研究热点。WANG 等[9-11]研究了钢管混凝土柱在复合受扭状态下的受力性能，并建立了钢管混凝土柱的复合受扭承载力模型。陈适才等[6,12]通过研究SRC 柱在压弯剪扭复合受力状态下的抗震性能，发现扭弯比是影响SRC 结构抗震性能的主要参数。陈宗平等[13-15]以配钢形式和扭弯比为主要参数，研究了型钢混凝土构件在复合受扭状态下的抗震性能，结果表明：增大扭弯比可增强SRC柱的抗扭性能，削弱SRC 柱的抗弯性能，但当扭弯比小于0.21 时，扭矩并不会降低SRC 柱的抗弯承载力。邵永健等[16-18]研究了轴压比、扭弯比、构件配筋等参数对型钢混凝土柱抗震性能的影响，结果表明：扭弯比的大小对构件的破坏形态起决定性作用，扭弯比为0.5 时发生弯扭型破坏，扭弯比为1.0 时发生扭型破坏。陈宇良[19]研究了不同类型型钢混凝土柱构件复合受扭作用下的滞回性能，得到了型钢混凝土柱的复合受扭承载力计算模型。CAO 等[20]基于复合受扭试验建立了SRC 柱的数值计算模型，研究发现，增大扭弯比有利于提高SRC 柱的极限扭矩，但对扭转延性具有不利影响。

综上所述，虽然现有研究在型钢混凝土结构复合受扭方面已取得了一定的研究成果，但由于型钢混凝土柱在压弯剪扭复合受力状态下的传力机制复杂，现有研究尚无法完全揭示型钢混凝土结构复合受扭时的破坏机理。为此，本文通过12 根型钢混凝土柱和1 根钢筋混凝土对比柱的压弯剪扭拟静力加载试验，研究截面尺寸、截面配钢、配筋及焊接栓钉等变化参数对型钢混凝土柱抗震性能的影响规律，并结合抗震指标对型钢混凝土柱的构造设计提出针对性建议，以期为该类结构的工程应用提供设计参考。

1 试验概况

1.1 试件设计与制作

以多层框架结构的角柱为研究对象，考虑截面尺寸、型钢含钢率、纵筋配筋率、体积配箍率和栓钉位置对SRC 柱复合受扭性能的影响，按照1∶2 的缩尺比例设计12 根型钢混凝土柱进行压弯剪扭低周反复加载试验，并设计1 根相同尺寸的钢筋混凝土柱作为对比试件。所有试件的总高度为1620 mm，剪跨比为4，具体参数设置详见表1，尺寸及配筋如图1 所示。

图1 试件尺寸 /mmFig.1 Dimensions of specimens

表1 试件设计参数Table 1 Design parameters of specimens

型钢混凝土柱内置工字钢，下料长度为1560 mm，工字钢四周配置8 根相同的HRB400 级螺纹钢筋，箍筋采用 8 钢筋，混凝土保护层厚度为30 mm。SRC-11 试件在试验段型钢翼缘处居中焊接栓钉，SRC-12 试件在试验段型钢翼缘和腹板处交错焊接栓钉，所有栓钉直径为16 mm，翼缘处栓钉长65 mm，腹板处栓钉长80 mm，栓钉居中布置，同侧栓钉上、下间距为100 mm。

试件顶部设置加载横梁以方便对试验段施加弯矩、剪力及扭矩，横梁两端各预留4 个内径为30 mm 的孔洞用于连接作动器。为减小加载横梁变形产生的试验误差，并确保加载横梁及梁柱节点在加载过程不会破坏，除增大加载横梁的截面尺寸外，还对RC 试件的梁柱节点进行了箍筋加密，并在SRC 试件的加载横梁中布置了I14 工字钢。

1.2 材料性能

按照《金属材料拉伸试验第1 部分：室温试验方法》(GB/T228.1-2010)测得钢材材性见表2。测得试件浇筑时预留混凝土标准立方体试件的抗压强度为51.2 MPa。

表2 钢材力学性能测试结果Table 2 Mechanical performance indices of steel

1.3 加载装置及制度

1.3.1 加载装置

加载装置如图2 所示，加载系统由水平加载系统和竖向加载系统组成，其中，水平加载系统为与加载横梁水平连接的2 个电液伺服作动器，2 个作动器的荷载作用点距试验段中心的距离均为500 mm，设定北侧作动器为主动作动器，南侧作动器为从动作动器。竖向加载系统由试件顶端的球铰、液压千斤顶、滑轨和反力钢架组成，液压千斤顶上端通过滑轨与反力钢架相连，下端放置球铰。试验时在球铰及滑轨滚轴表面涂抹润滑油，以保证加载横梁在试验过程中能够自由扭转。

图2 加载装置Fig.2 Loading system

1.3.2 加载制度

正式加载前，先对试件施加轴向荷载并持荷3 min～5 min，然后调试2 个水平作动器，确保系统运行正常。水平加载约定由东(E)向西(W)加载为正向，对应作动器的推力(+)；由西(W)向东(E)加载为反向，对应作动器的拉力(-)。

水平加载原理如图3 所示，采用力和位移混合控制的加载制度，试件屈服(根据荷载-位移曲线出现明显拐点及钢材屈服综合判定)前为力控加载，主动作动器出力F1与从动作动器出力F2之间保持恒定比值α，并以10 kN 为增量进行加载，每级荷载反复1 次。位控阶段主动与从动作动器的加载行程Δ1、Δ2仍保持相同比值α，以屈服位移值Δy为增量进行加载，每级加载往复循环3 次。当水平荷载下降到最大承载力的85%，或试件严重破坏存在失稳风险时，停止试验。

图3 加载原理图Fig.3 Loading principle

2 试验现象及破坏形态

由于加载横梁做了增强处理，所有试件均在试验段发生破坏，加载横梁及梁柱节点处未出现任何裂缝。图4 给出了试件的典型破坏形态，在压弯剪扭复合受力作用下，所有试件均发生弯扭型破坏，破坏过程基本如下：

图4 试件的破坏形态Fig.4 Failure patterns of specimens

力控加载初期，试验段处于弹性阶段，没有可视裂缝出现；当荷载达到0.4 倍峰值荷载附近时，靠近主动作动器一侧的N 面底部首先出现斜裂缝，随后，裂缝尖端向外迅速延伸；继续加载，在弯矩的作用下E 面和W 面底部陆续出现水平裂缝；荷载达到0.6 倍峰值荷载附近时，试件屈服，加载制度转为位控加载。此时，试件表面陆续有新裂缝产生，由于N 面为扭剪应力叠加面，所以N 面裂缝发展最快，正、反向斜裂缝在N 面相互交叉形成“X”形裂缝；S 面为扭剪应力削弱面，在轴向荷载的作用下多产生竖向裂缝；E 面与W 面因为弯矩自下而上逐渐减小，所以在扭矩的作用下其表面裂缝自下而上角度逐渐增大。当加载至(4～5)Δy后，新增裂缝数量逐渐较少，原有裂缝相互连通形成主裂缝，与RC 柱相比，SRC柱的主裂缝出现时间更晚，数量更多，表明其耗能更好。此后，在循环加载过程中，柱角混凝土逐渐剥落，主裂缝反复张开闭合，宽度在1 mm～4 mm。加载结束后，剥离柱底的破碎混凝土发现箍筋与栓钉基本完好，纵筋和型钢存在明显的弯曲痕迹。

3 试验结果与分析

3.1 滞回曲线

3.1.1 扭矩-扭转角滞回曲线

试件的扭矩-扭转角滞回曲线如图5 所示。由图可见，扭矩-扭转角滞回曲线的“捏缩”现象明显，基本呈反“S”形，表明SRC 柱的抗扭耗能能力较差。这是因为，混凝土开裂后变形增大、刚度减小，所以滞回曲线表现出明显的剪切滑移现象。对比发现，截面尺寸与型钢含钢率越小、配箍率越大时，滞回曲线“捏缩”越明显。RC 柱的峰值扭矩与SRC 柱相差不大，但其滞回曲线捏缩更加严重，且抗扭承载力退化更快。这是因为混凝土的刚度较大，所以在加载前期，混凝土对抗扭承载力的贡献占比较大，而型钢截面较小且处于试验段核心区，所以对抗扭承载力的贡献较小，但随着混凝土损伤加重，型钢的抗变形能力及其对核心区混凝土的约束作用会延缓抗扭承载力的退化。

图5 扭矩-扭转角滞回曲线Fig.5 Torque-torsion hysteresis curves

3.1.2 荷载-柱顶位移滞回曲线

所有试件的荷载-柱顶位移滞回曲线如图6 所示。由图可见，SRC 柱的荷载-柱顶位移滞回曲线为丰满的梭形，RC 柱的荷载-柱顶位移滞回曲线存在明显的“捏缩”现象，且滞回环面积明显小于SRC 柱，说明增加型钢对SRC 柱抗弯性能的改善效果显著。对比发现：截面尺寸越大、型钢含钢率越高、纵筋配筋率越大、箍筋间距越密，SRC柱的滞回曲线越饱满，变形能力越好。

图6 荷载-柱顶位移滞回曲线Fig.6 Load-displacement hysteretic curves

综上可知，荷载-柱顶位移滞回曲线比扭矩-扭转角滞回曲线更为饱满，表明当扭弯比为0.21 时，在压弯剪扭复合受力状态下SRC 柱的抗弯耗能能力明显优于抗扭耗能能力。此外，从承载力及滞回曲线的丰满程度等角度对比SRC 柱与RC 柱的滞回曲线，发现：在试验段增加型钢对抗弯性能的改性效果，优于对抗扭性能的改性效果。

3.2 骨架曲线与特征点参数

图7 给出了所有试件的扭矩-扭转角和荷载-柱顶位移骨架曲线，其主要特征点参数列于表3。表中屈服点由骨架曲线根据能量等效法确定，峰值点为骨架曲线正向和反向的最高点，破坏点为骨架曲线下降段中85%峰值承载力对应的点或试验结束时所对应的点。位移延性系数µΔ和扭转角延性系数µθ计算方法如下：

图7 骨架曲线Fig.7 skeleton curves

表3 试件的特征点参数Table 3 character parameters of specimens

式中：Δy和θy为试件的屈服位移和屈服扭转角；Δf和θf分别表示破坏位移和破坏扭转角。

结合图7 与表3 可知，SRC 柱的承载力与变形性能显著优于RC 柱，但增大型钢截面尺寸对SRC柱的承载力与变形性能影响较小。这是因为型钢表面光滑，与混凝土之间薄弱的黏结力会限制型钢材料性能的充分发挥，所以仅增大型钢截面尺寸而忽略型钢与混凝土的协同作用并不利于提高SRC 柱的抗震性能。对比试件SRC-1(ρss=2.90%；I16)、SRC-5(ρss=3.42%；I18)、SRC-11(ρss=3.18%；翼缘)、SRC-12(ρss=3.52%；翼缘和腹板)的骨架曲线与特征点参数可知，虽然SRC-11 的含钢率低于SRC-5，但其抗震性能却明显更优。这是因为在翼缘处焊接栓钉可提高型钢对混凝土的咬合作用，便于混凝土内的应力传递至型钢进而增强二者之间的协同作用。SRC-12 虽然在翼缘和腹板处交错焊接栓钉，但其对SRC 柱抗震性能的改性效果却明显弱于SRC-11，这一方面是因为在扭转状态下，柱截面的扭剪应力由外向内逐渐减小，而腹板处栓钉靠近柱截面的核心区，导致栓钉的应力传递效率相对较低；另一方面，栓钉数量增多会提高混凝土的浇筑难度，降低栓钉周围混凝土的浇筑质量，对SRC 柱的抗震性能产生负面影响。所以，采用合理的栓钉布置形式比增大型钢截面尺寸对SRC 柱抗震性能的改性效果更优。

此外，增大截面尺寸对抗扭承载力的增强效果显著优于对抗弯承载力的增强效果，与方形截面相比，矩形截面(b×h=300 mm×250 mm)的SRC柱具有更好的扭转延性。SRC 柱的抗扭承载力在正向加载时随配筋率增大而增大，反向加载时未随配筋率变化而表现出明显的变化趋势，其主要原因在于混凝土受扭时截面配筋可以为混凝土提供支撑，提高SRC 柱的抗扭承载力，但由于SRC柱在循环加载的过程中存在较大的残余变形，所以正反两向的骨架曲线存在一定差异。增大配筋率有利于提高SRC 柱的抗弯承载力和延性，这是因为纵筋在试件内部主要承担弯矩引起的拉力与压力，所以配筋率增大后试件的抗弯曲性能得到增强。增大配箍率有利于提高SRC 柱的抗弯和抗扭延性，但对抗弯和抗扭承载力的改性效果较差。这是因为箍筋对扭剪斜裂缝具有约束作用，但箍筋间距过小会加剧保护层混凝土分层[21]。

3.3 刚度退化

采用割线刚度表示结构每次循环最大位移(转角)处的抗变形能力，扭转割线刚度Kθ和弯曲割线刚度KΔ的计算公式如下：

式中：θi、Ti分别为第i级位移循环加载对应的最大扭转角和扭矩；Δi、Pi分别为第i级位移循环加载对应的最大水平位移和水平荷载；(+)、(-)分别表示作动器的推、拉。

图8 给出了所有SRC 柱抗扭和抗弯刚度的退化曲线，其中，Δy、θy、分别为试件屈服时对应的位移、转角、弯曲刚度和扭转刚度。由图可见：在3Δy之前，抗扭刚度的退化速率快于抗弯刚度，这是因为由混凝土和钢骨架组成的试验段在加载初期类似于一个脆性的刚体，当试验段扭转变形较大时，主要通过混凝土开裂的方式释放能量，导致试验段外侧混凝土损伤加重并退出工作，在加载后期扭矩主要由变形能力较好的钢骨架和核心区混凝土承担，因此SRC 柱前期的抗扭刚度下降较快，后期较慢。

图8 试验参数对刚度退化的影响Fig.8 The influence of test parameters on stiffness degradation

图8(a)、图8(d)、图8(e)依次为截面尺寸、配箍率、栓钉位置对SRC 柱刚度退化曲线的影响。由图可见，不同截面尺寸、配箍率和栓钉位置下，SRC 柱的抗扭和抗弯刚度退化曲线基本重合。这主要是因为：加载前期SRC 柱的承载力主要由混凝土承担，所以刚度退化速率前期受混凝土损伤发展的影响较大，后期受钢骨架刚度的影响较大，增大试验段截面尺寸虽然可以有效提高SRC柱的初始刚度，但无法延缓混凝土的损伤发展；试验段内置有工字钢，而工字钢的抗侧移刚度会削弱配箍率对抗弯刚度的影响，虽然箍筋对受扭斜裂缝存在约束作用，但由于扭剪裂缝多集中在试验段底部，所以增大整个试验段的配箍率对受扭刚度退化速率的影响较小；焊接栓钉的作用机理为增强型钢与混凝土之间的黏结性能，虽然在加载过程中栓钉可以将混凝土承受的部分荷载分散至型钢，但相邻栓钉之间的混凝土也越容易开裂，导致外侧混凝土的损伤加快。

图8(b)为不同型钢含钢率SRC 柱的刚度退化曲线。由图可见，除RC-1(ρss=0%)由于初始抗弯刚度较小导致其抗弯刚度退化较慢外，其余试件中型钢含钢率越大，抗扭和抗弯刚度的退化速率越缓慢。一方面，因为增大型钢含钢率可以有效提高钢骨架的抗扭和抗弯刚度，且工字钢截面越大，翼缘越靠近试验段外侧，当试件受弯或受扭时，翼缘可以分担更大的荷载；另一方面，型钢截面增大后，型钢对翼缘间混凝土的约束作用加强，延缓了试验段内部混凝土的损伤发展。

图8(c)为在不同纵筋配筋率下SRC 柱的刚度退化曲线。由图可见，不同配筋率抗扭刚度的退化曲线基本重合，这是因为纵筋主要承受竖向荷载，与扭矩产生的剪力作用方向不一致，所以增大纵筋配筋率对抗扭刚度的退化速率影响较小。在3Δy之前，纵筋配筋率对抗弯刚度的影响较小；之后，随配筋率增大，抗弯刚度的退化速率逐渐变缓。这是因为，在加载前期，试验段混凝土分担的弯矩及剪力占比较大，所以纵筋对抗弯刚度的贡献较小，但在混凝土损伤加重后，钢骨架的受力占比逐渐提高，所以配筋率越大，抗弯刚度的退化速率越缓慢。

3.4 耗能能力

为反映SRC 柱的耗能能力，引入等效粘滞阻尼系数he，其计算简图如图9 所示，并用he,θ和he,Δ分别表示抗扭和抗弯等效粘滞阻尼系数。

图9 等效粘滞阻尼系数计算简图Fig.9 Calculation model of equivalent viscous damping coefficient

图10 为各参数对抗扭和抗弯等效粘滞阻尼系数的影响。如图所示，在加载初期，多数试件的抗弯等效粘滞阻尼系数变化不大，在4Δy之后，抗弯等效粘滞阻尼系数开始加速增长。这是因为，在加载初期，荷载-柱顶位移滞回曲线的滞回环狭长；当加载行程增大后，滞回环才逐渐丰满。抗扭等效粘滞阻尼系数的增长幅度，明显小于抗弯等效粘滞阻尼系数，部分试件甚至出现负增长现象。这是因为，扭矩-扭转角滞回曲线“捏缩”现象明显，导致等效粘滞阻尼系数的滞回环面积(S(ABC+CDA))较小。

图10 试验参数对等效粘滞阻尼系数的影响Fig.10 Influence of test parameters on equivalent viscous damping coefficient

图10(a)中，截面尺寸越大，SRC 柱的抗扭等效粘滞阻尼系数越大，抗弯等效粘滞阻尼系数越小，但对应试件的荷载-柱顶位移和扭矩-扭转角滞回曲线均随截面尺寸增大而逐渐丰满，说明增大截面尺寸后SRC 柱的耗能能力得到增强。

图10(b)中，SRC 柱的抗扭和抗弯等效粘滞阻尼系数均明显大于RC 柱(ρss=0%)，当型钢含钢率由2.39%增至3.42%时，抗弯和抗扭等效粘滞阻尼系数并未明显增长，说明型钢含钢率可能在达到某一临界值后对SRC 柱耗能能力的促进作用开始减弱。

通过对比图10(c)中4 种配筋率下抗弯等效粘滞阻尼系数发现：当配筋率由1.37%增至2.79%时，抗弯等效粘滞阻尼系数逐渐增大，抗扭等效粘滞阻尼系数则逐渐减小。表明，增大纵筋配筋率可有效提高SRC 试件的抗弯耗能，但对抗扭耗能的影响较小。

图10(d)中，增大配箍率对抗弯和抗扭等效粘滞阻尼系数的促进效果并不显著，这是因为，箍筋间距过小容易诱导混凝土分层，进而影响箍筋的抗扭增强效果，而且当SRC 柱受剪时，型钢会分担一部分的剪力，所以SRC 柱设计时可适当减小配箍率。

图10(e)中，在型钢表面焊接栓钉之后，抗扭等效粘滞阻尼系数降低，抗弯等效粘滞阻尼系数升高。但观察图5 和图6 中的滞回曲线发现，SRC-11(翼缘焊接)的扭矩-扭转角和荷载-柱顶位移滞回曲线比SRC-1(无栓钉)和SRC-12(翼缘和腹板焊接)的滞回曲线更加丰满，所以在型钢翼缘处焊接栓钉可有效提高SRC 柱的耗能能力。

图11 给出了抗扭和抗弯等效粘滞阻尼系数在总耗能中的占比情况。如图所示，SRC 柱的弯曲耗能略高于扭转耗能。在加载初期，由于外侧混凝土承担了较大的扭矩，所以扭转耗能在总耗能中的比重较大，为60%左右，但随着混凝土的损伤加重，扭转耗能占比呈线性减小，在此，通过拟合得到扭转耗能占比变化的计算式：

图11 等效粘滞阻尼系数的分配Fig.11 Distribution of equivalent viscous damping coefficients

式中：Δ为加载行程；Δy为试件屈服时的柱顶位移。

3.5 延性性能

图12 为各试验参数对延性系数的影响。由图可见，截面尺寸对弯曲延性系数的影响较小，矩形截面(SRC-3)的抗扭延性系数明显高于方形截面(SRC-1、SRC-2)，说明截面形状可能是影响SRC柱扭转延性的重要因素。与RC 柱相比，SRC 柱的抗扭和抗弯延性系数显著增大，但由于增大型钢含钢率导致SRC 柱的屈服变形增大，所以型钢含钢率增大时扭转和弯曲延性系数存在一定波动。同理，配筋率增大后扭转延性系数逐渐降低也是因为提高配筋率增大了SRC 柱的抗扭屈服变形。从骨架曲线可以看出，增大配筋率和配箍率，SRC柱的扭转和弯曲变形能力均得到增强，当配箍率由0.56%增至1.35%，其扭转延性系数和弯曲延性系数分别提高了33%、31%。翼缘处焊接栓钉对SRC 柱延性的改性效果优于翼缘和腹板处交错焊接，在翼缘焊接栓钉后，SRC 柱的扭转和弯曲延性系数分别提高了约14%和54%。一方面，是因为栓钉的咬合作用增强了钢骨架与混凝土之间的整体性；另一方面，栓钉的抗剪作用可以为混凝土提供支撑，延缓混凝土的损伤发展。

图12 试验参数对延性系数影响Fig.12 The influence of test parameters on ductility

3.6 层间位移角

层间位移角作为评估结构抗倒塌能力的重要指标，其计算公式为：

式中：Δ为加载点的水平位移；He为试验段的有效计算高度，即柱底到水平荷载点的垂直距离。

表4 给出了各阶段的层间位移角。我国现行规范《建筑抗震设计规范》(GB 50011-2010)[22]中要求，钢筋混凝土框架结构的弹性层间位移角和弹塑性层间位移角的限值分别为1/550 和1/50。表4中所有试件开裂时的层间位移角均满足设计要求，试 件SRC-3(b×h=300 mm×250 mm)、SRC-4(ρss=2.39%)、SRC-6(ρs=1%)、SRC-10(ρv=0.56%)破 坏点对应的层间位移角略小于规范要求，考虑到上述试件将其对应括号内参数修改后，即减小截面长宽比；增大型钢含钢率、纵筋配筋率和配箍率，其层间位移角即满足要求，所以当SRC 结构的扭弯比接近0.21 时，对应试件的截面尺寸长宽比b/h应小于1.2，型钢配钢率、纵筋配筋率和配箍率应分别大于2.39%、1%和0.56%。

表4 试件的层间位移角Table 4 The interlayer displacement angle of the specimens

4 结论

通过12 根实腹型钢混凝土柱的压弯剪扭拟静力加载试验，分析截面尺寸、含钢率、试件配筋及栓钉布置形式对其抗震性能的影响规律，得到如下结论：

(1) 型钢混凝土(SRC)柱在压弯剪扭复合受力状态下发生弯扭破坏，其荷载-柱顶位移滞回曲线为丰满的梭形，扭矩-扭转角滞回曲线“捏缩”现象明显，为反“S”形。

(2) 增大截面尺寸和配筋率，可有效提高SRC柱的抗扭和抗弯承载力，提高型钢含钢率和配箍率抗扭对抗弯承载力影响较小，但可有效延缓SRC柱的刚度退化。

(3) 增大截面尺寸、在型钢翼缘处焊接栓钉，可有效提高SRC 柱的抗扭和抗弯耗能能力，增大配筋率可有效提高SRC 柱的抗弯耗能能力；结合试验数据提出扭转耗能占比退化计算公式，拟合效果较好。

(4) 压弯剪扭受力状态下，钢筋混凝土(RC)结构中增加型钢对抗弯性能的改性效果优于对抗扭性能的改性效果；在型钢翼缘处焊接栓钉对SRC柱抗震性能的改性效果优于增大型钢截面尺寸的改性效果；SRC 柱矩形截面的变形能力优于方形截面。

(5) 压弯剪扭复合受力状态下，为保证SRC 柱的层间位移角满足设计要求，SRC 柱的截面长宽比b/h应小于1.2，型钢配钢率、纵筋配筋率和配箍率应分别大于2.39%、1%和0.56%。