RU-NC 组合短柱轴压受力性能研究

黄卿维，王思睿，黄伟†，陈宝春，2，韦建刚，2，陈庆熠

（1.福州大学土木工程学院，福建福州 350108；2.福建工程学院土木工程学院，福建福州 350118）

跨海大桥的建设可提升沿海地区一体化水平，促进海陆统筹运作，推动海洋强国战略的实施.我国已建成近200 座跨海大桥，但整个海岸线还没有形成整体的高水平发展，今后跨海大桥的建设任务仍然十分艰巨［1］.跨海大桥的耐久性问题非常突出，特别是在浪溅区的桥墩结构，目前实际工程主要采用高密实低缺陷的高性能混凝土（如海工混凝土）、增加保护层厚度、设置保护涂层、采用不锈钢钢筋或FRP筋和阴极保护等措施来提高耐久性［2］，然而在挟砂冲蚀、结构开裂、氯离子、冻融和荷载等多因素耦合作用下，其耐久性问题并没有得到根本解决［3-6］，需寻求一种耐久性更强的桥墩结构.一些研究尝试从组合结构的思路进行跨海大桥桥墩的设计，如文献［7］和［8］分别提出玻璃钢-钢筋混凝土组合墩柱和钢塑复合管-钢筋混凝土组合墩柱的新结构，即在混凝土桥墩外包耐久性良好的材料，通过阻止海水与混凝土结构的接触来保证桥墩耐久性，然而这些新结构造价较高，不同材料之间的协同受力与防护机理也有待进一步研究.

超高性能混凝土（Ultra-high Performance Con⁃crete，UHPC）作为一种新型的水泥基复合材料，它优化骨料的级配，采用低水胶比（一般低于0.20），掺入硅粉、粉煤灰等超细活性矿物掺合料和微细钢纤维，其抗压强度不低于120 MPa，轴拉强度不低于5 MPa［9-11］，拥有优异的韧性和断裂能，同时在氯盐冻融循环与侵蚀耦合作用下仍具备优异的耐久性能［12-14］，近年来在土木工程结构（尤其是桥梁结构）中的应用不断增多，且随着新结构的提出，应用范围也在不断扩大.为解决跨海大桥桥墩的耐久性问题，文献［15］提出桥墩外层采用未配筋的预制超高性能混凝土圆管、内部为普通钢筋混凝土（Reinforced Concrete，RC）的U-RC 组合桥墩结构，设计研究表明，采用该组合桥墩能提高施工效率，降低造价，提高耐久性，但在试探性试验中发现受力后期UHPC圆管因受到核心混凝土膨胀而出现环向开裂，最终因UHPC 圆管与内部NC 芯柱径向界面分离而丧失承载力，UHPC超高强特性并未得到充分发挥.

为此，本文提出强化UHPC 圆管的改进措施，既外层采用配筋的UHPC 圆管（包括纵筋和箍筋，简称为R-UHPC 管或RU 管），而内核采用不配筋的普通混凝土（Normal Concrete，NC），从而形成RU-NC 组合柱新结构，以增强结构协同工作性能与组合效率，RU 圆管既为运营阶段的受力部件，还承担施工阶段的永久性模板功能，工厂预制后只需在现场浇筑内部混凝土，免除钢筋绑扎工艺，可进一步提高施工效率，具有良好的应用前景.本文以UHPC 圆管壁厚、箍筋间距和钢纤维掺量为参数，进行了RU-NC 组合短柱轴压试验，基于ABAQUS 软件建立有限元模型开展数值分析.通过与U-RC 组合短柱的比较，探究RU-NC 组合短柱的轴压受力性能、传力机理和破坏模式，提出承载力计算方法，为将来新型组合结构的工程应用奠定基础.

1 轴压短柱试验设计

1.1 试件设计

参考文献［15］的U-RC 组合短柱试验，进行3 组RU-NC 组合短柱设计.试件采用圆形截面，直径为30.5 mm，高度为76.25 mm.UHPC 圆管布置6 根直径8 mm 的纵筋和直径6 mm 的螺旋箍筋，内部普通混凝土不设置钢筋.试验参数包括UHPC 圆管壁厚、箍筋间距和钢纤维掺量，其中UHPC 圆管壁厚分别为2.75 cm、4.00 cm 和5.25 cm，箍筋间距分别为40 mm、60 mm 和80 mm，钢纤维掺量分别为1%、2%和3%，为防止组合柱出现局部破坏，在端部15 cm范围内将箍筋加密到40 mm.组合短柱的构造与配筋见图1.

图1 RU-NC组合短柱构造图Fig.1 RU-NC composite short column layout

三组组合柱的命名方式为RUNC+UHPC 圆管壁厚+箍筋间距+钢纤维掺量，试件参数如表1所示.本文还开展了壁厚为5.25 cm、钢纤维为1%和箍筋间距为60 mm的U-RC组合短柱轴压试验，以进行两种不同组合柱受力性能的比较.

表1 组合短柱试件参数分组表Tab.1 Parameter grouping table of composite short column specimens

1.2 材料性能与试件制作

UHPC 由普通硅酸盐水泥、硅灰、石英砂、石英粉、高效减水剂、钢纤维和水制备而成，核心混凝土采用C40 混凝土，两者配合比见表2 和表3，其中水泥采用标号为P.O 42.5 的普通硅酸盐水泥；硅灰密度为2.0 g/cm3，粒径为0.1～0.2 μm；细骨料采用4 种不同粒径的石英砂；钢纤维长度为13.0 mm，直径为0.2 mm，抗拉强度大于2 840 MPa；减水剂使用聚羧酸（CX-8）高性能减水剂.

表2 UHPC配合比Tab.2 UHPC mix ratio kg∙m-3

表3 C40混凝土配合比Tab.3 Concrete mix ratio of C40 kg∙m-3

试件制作步骤如下：首先将绑扎完成的钢筋笼放置到两个不同直径的PVC 管内，浇筑UHPC，自然养护2 d 后拆模，同时对UHPC 圆管内部表面进行凿毛；参考《活性粉末混凝土》（GB/T 31387—2015）［16］要求对RU 圆管进行蒸汽养护，先以10 ℃/h 的速率升温至70 ℃，进行72 h 恒温蒸养后以10 ℃/h 的速率降温至环境温度，自然养护7 d后完成RU圆管制作；最后浇筑核心普通混凝土柱，自然养护28 d 后完成模型的制作.

UHPC、C40 混凝土和钢筋材性分别参照《活性粉末混凝土》（GB/T 31387—2015）［16］、《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—2021）［18］的规定进行测试，材性结果如表4和表5所示.

表4 UHPC和C40材料性能Tab.4 Material properties of UHPC and C40

表5 钢筋材料性能Tab.5 Material properties of steel bar

1.3 试验装置与测点布置

使用YAJ 型微机控制电液伺服20 000 kN 压剪试验机开展轴压试验.在组合短柱h/2截面处沿环向间隔分别布置3 个纵筋、3 个箍筋和6 个UHPC 纵、横向应变片；在试验机下端部布置1 个位移传感器，用于测量试件轴向位移.利用DH3816 系统进行试验数据采集，试验测点示意如图2 所示.试验加载示意图见图3.

图2 RU-NC组合短柱测点布置图Fig.2 RU-NC composite short column sensor layout

图3 RU-NC组合短柱加载示意图Fig.3 RU-NC composite short column in the test

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

不同参数的RU-NC 组合短柱轴压受力过程基本相似，大致可以分为三个阶段：弹性阶段、带裂缝工作阶段和钢筋屈服阶段.

在加载初期，试件荷载-位移曲线呈线性增长，RU 圆管外表面没有出现裂缝，处于弹性阶段；当荷载达到初裂荷载时，试件进入带裂缝工作阶段，UHPC圆管表面开始出现微小的轴向裂缝，随着荷载的增加，裂缝不断扩展；当试件纵筋应变达到屈服应变时，试件进入钢筋屈服阶段，原已出现的裂缝开始不断扩展与变宽，陆续听到钢纤维被拔出混凝土基体的声音，试件外表面有掉灰现象；当荷载达到极限荷载时，裂缝不断加宽形成多条裂缝，最终试件因RU 圆管与核心混凝土被压溃而破坏，此时螺旋箍筋也被拉断.试件典型破坏照片如图4所示.

图4 RUNC-5.25-60-1试件破坏照片Fig.4 Damage mode of RUNC-5.25-60-1 specimen

2.2 荷载-位移曲线分析

图5 给出不同试验参数的RU-NC 组合短柱荷载-位移曲线，试件关键荷载详见表1.从图表可以看出，对于UHPC 圆管壁厚组而言，随着壁厚的不断增加，弹性阶段内试件荷载-位移曲线斜率也呈小幅提高的趋势，其原因为外层UHPC 的弹性模量较核心混凝土高，在组合柱外径保持不变时，壁厚较大的组合柱的轴压刚度也有所提升；当试件进入非线性阶段，由于外层UHPC 内掺钢纤维，可起到桥接与阻裂作用，抑制了裂缝的扩展与增宽，因此RU圆管壁厚较大的组合柱曲线斜率明显高于壁厚较小的试件；与壁厚2.75 cm的组合柱相比，壁厚4.00 cm和5.25 cm组合柱的初裂荷载可分别提高15.4%和25.6%，极限荷载可分别提高14.9%和23.8%，表明RU圆管壁厚的增加可显著提升组合柱的抗裂性能与极限承载力.

图5 RU-NC组合短柱荷载-位移曲线Fig.5 Load-displacement curves of RU-NC composite short columns

对于钢纤维掺量组，各受力阶段曲线斜率相差不大；与钢纤维掺量1%相比，掺量为2%和3%的组合柱的初裂荷载可分别提高2.0%和3.1%，极限荷载可分别提高4.0%和4.8%，表明钢纤维掺量对组合柱的受力性能影响并不明显.

对于螺旋箍筋间距组，各组合柱的荷载-位移曲线在受力初期基本重合在一起，仅在钢筋屈服阶段表现出较大的差异；随着箍筋间距的减小，试件达到极限荷载时对应的轴向位移逐渐增大，表明试件的延性有所提高；与箍筋间距80 mm 相比，箍筋间距60 mm 和40 mm 的组合柱的初裂荷载可分别提高4.3%和12.8%，极限荷载可分别提高3.9%和11.6%，表明螺旋箍筋对核心混凝土具有一定的约束效应，其对初裂荷载和极限荷载的提升速率随着箍筋间距的减小而增加.

2.3 荷载-应变曲线分析

图6给出了不同钢纤维掺量的RU-NC组合短柱荷载-应变曲线.由图6 可知，在受力全过程中，各组合柱荷载-应变曲线差别并不明显；弹性段的各条荷载-应变曲线均呈线性发展；当试件开裂后，所有曲线斜率逐渐减小；随着荷载的继续增加，在轴向压应力和环向拉应力共同作用下，RU 管的轴向与环向应变均呈缓慢增长趋势，表明RU管仍可起到继续承担轴向荷载以及抵抗核心混凝土膨胀力的作用，并未因为RU管外表面开裂而丧失承载力和约束效应，其原因为UHPC 掺入钢纤维的桥接作用，可有效限制微裂缝的发展，从而使UHPC 管与螺旋箍筋一起协同受力直至构件发生压溃破坏.

图6 RU-NC组合短柱荷载-应变曲线Fig.6 Load-strain curves of RU-NC composite columns

2.4 与U-RC组合短柱的比较

图7 给出了RUNC-5.25-60-1 和U-RC-5.25-60-1以及各自组成构件（RU圆管柱、NC柱、UHPC圆管柱和RC 柱）的荷载-位移和荷载-应变曲线比较，关键荷载值详见表1.

图7 RU-NC组合短柱与U-RC组合短柱的比较Fig.7 Comparison of RU-NC composite columns and U-RC composite columns

从图7表1可以看出，两种组合柱及其组成构件的荷载-位移和荷载-应变曲线在弹性阶段相差不大，组合柱结构刚度随着混凝土开裂与钢筋屈服呈逐渐下降趋势，其中配筋构件（如RU 圆管柱、RC 柱）的曲线斜率与延性、开裂荷载、极限荷载及其对应的应变值均明显优于相应的未配筋构件（如UHPC 圆管柱、NC 柱）；相对于RU-NC 组合短柱，U-RC 组合短柱在受力后期的荷载-位移曲线斜率并未明显变小，临近极限荷载时突然发生外层UHPC 劈裂而导致构件破坏（图8），此时UHPC 圆管轴向应变为2 947 με，仍未达到UHPC 极限压应变3 488 με，构件呈现明显的脆性破坏特征，其初裂荷载与极限荷载分别降低了12.2%和8.9%.

从图4 与图8 的破坏照片对比可知，U-RC 组合短柱的主裂缝沿着试件自上而下贯穿扩展，而RU-NC 组合短柱的主裂缝并未贯穿整个试件，且裂缝宽度也远小于U-RC 组合短柱，这是由于RU 圆管内的钢筋笼与UHPC 形成整体协同工作，增强了对核心混凝土的约束作用，进而提升组合柱的承载力.此外，由于RU 圆管配置了螺旋箍筋，可提升环向抗拉能力，故组合柱极限应变明显增大，延性也显著提升.

图8 U-RC组合短柱破坏照片Fig.8 Damage mode of U-RC composite column

表6 和表7 分别给出了两种组合短柱的承载力组合效应.从表中可知，RU-NC 组合短柱的极限荷载为5 820 kN，比RU 圆管柱与NC 柱极限荷载之和5 400 kN 提高了7.8%；而U-RC 组合短柱的极限荷载为5 300 kN，比UHPC 圆管柱与RC 柱极限荷载之和5 000 kN 提高了6.0%，表明RU-NC 组合短柱的组合效应较U-RC组合短柱进一步得到提升.

表6 RU-NC组合短柱承载力组合效应Tab.6 Combined effect of RU-NC composite short column bearing capacity

表7 U-RC组合短柱承载力组合效应Tab.7 Combined effect of U-RC composite short column bearing capacity

上述分析结果表明，将U-RC 组合短柱核心混凝土的钢筋外置到UHPC 圆管，形成RU-NC 组合短柱，可提升构件的初裂荷载、极限荷载和延性，并简化施工工艺，提高施工效率，具有相当的工程应用可行性.

3 有限元数值分析

3.1 有限元模型

利用ABAQUS 软件建立RU-NC 组合短柱的有限元模型，采用C3D8R 实体单元模拟UHPC 圆管和核心混凝土，选取T3D2 单元模拟螺旋箍筋和纵筋.采用“内置区域”定义钢筋与UHPC 圆管之间接触关系，UHPC圆管与核心普通混凝土关系通过“硬接触”方式来定义两者界面法向接触.有限元模型边界条件为柱底固接，加载点铰接并释放加载点轴向位移约束，以便于施加位移荷载.

采用混凝土损伤塑性（CDP）模型模拟UHPC 和普通混凝土的受压本构关系和受拉本构关系，相关损伤塑性计算参数如表8所示.

表8 有限元模型中混凝土损伤塑性模型计算参数Tab.8 Parameters of CDP model used in simulations

UHPC的本构关系选取文献［19］给出的公式，如式（1）和式（3）所示.由于1.2节材料性能试验只完成UHPC抗折试验，因此采用参考文献［20］的方法将抗折强度换算成单轴抗拉强度，假定抗拉弹性模量与抗压弹性模量相同，通过单轴抗拉强度与抗拉弹性模量间的比值确定UHPC单轴抗拉峰值拉应变.

式中：σc和σc0分别为UHPC 压应力和UHPC 峰值压应力；εc和εc0分别为UHPC 压应变和UHPC 峰值压应变.

式中：σt和σt0分别为UHPC拉应力和UHPC峰值拉应力；εt和εt0分别为UHPC拉应变和UHPC峰值拉应变.

对于普通混凝土本构关系，使用《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［21］中的普通混凝土应力应变关系曲线，关系式如式（5）和式（6）所示.钢筋本构关系，选用理想弹塑性模型，详见式（7）.

式中：σ和fc*分别为混凝土压应力和混凝土标准轴心抗压强度；ε和εc分别为混凝土压应变和混凝土峰值压应变；αa、αd分别为单轴应力-应变曲线上升段和下降段的参数值，其具体数值参照《混凝土结构设计规范》（GB 50010—2010）［21］.

式中：Es为钢筋弹性模量；fy为钢筋屈服强度；εy为钢筋屈服应变；εu为钢筋极限应变.

3.2 有限元模型的验证与分析

图9 给出了有限元计算结果与试验值的比较，从图中可以看出，两者的荷载-位移/应变曲线吻合度较好，极限承载力计算比值平均值为0.989，均方差为0.001，两者离散性小，表明本文所采用的有限元建模方法可以较好地模拟RU-NC组合短柱受力性能.

图9 RU-NC组合短柱有限元计算结果与试验值比较Fig.9 Comparison between calculated value and the test value of RU-NC composite short columns

利用验证后的有限元模型进行RU 圆管与核心混凝土的横向变形系数比较，如图10 所示.由图10可知，在组合短柱受力初期，RU 圆管与核心普通混凝土的横向变形系数相差不大，大致在0.2 左右；但在受力后期，同一荷载下RU圆管的横向变形系数明显小于核心普通混凝土，且随着RU 圆管壁厚的增加，两者的差值越发明显，表明RU 圆管对核心混凝土具有一定的约束效应.

图10 RU圆管与核心混凝土荷载-横向变形系数曲线对比Fig.10 Load-lateral contraction ratio curves contrast between RU tube and NC core

3.3 有限元参数分析结果

在试验参数的基础上，进行有限元拓展参数分析，其中RU 圆管壁厚参数为2.75 cm、3.38 cm、4.00 cm、4.63 cm 和5.25 cm，螺旋箍筋间距为40 mm、50 mm、60 mm、70 mm 和80 mm，钢纤维掺量为1%、1.5%、2%、2.5%和3%，对应的UHPC 抗拉强度ft，uhpc分别为7.5 MPa、8.5 MPa、8.9 MPa、9.6 MPa 和10.4 MPa，相应的UHPC 峰值拉应变εt，uhpc为1 852 με、2 230 με、2 836 με、3 222 με 和3 621 με.上述有限元参数模型中UHPC 棱柱体抗压强度fcp和弹性模量Ec均设为138.7 MPa 和44.1 GPa，钢筋与普通混凝土材料参数设置与1.2节材性试验结果一致.

图11 给出了不同有限元参数与承载力的关系曲线.从图11（a）～11（c）可以看出，当箍筋间距不断减小时，组合柱的承载力逐渐增加，且提升幅度也随之增强；随着RU 圆管壁厚和UHPC 抗拉强度的增加，组合柱承载力大致呈线性增长趋势.由图11（b）～11（d）可知，不同有限元参数与承载力的关系曲线均大致呈平行状态，表明UHPC 圆管壁厚、UHPC 抗拉强度和箍筋间距对RU-NC 组合短柱极限承载力的影响不存在耦合作用.

图11 RU-NC组合短柱有限元参数与承载力的关系曲线Fig.11 Load-parameters curves of RU-NC composite short columns

4 RU-NC极限承载力算法研究

4.1 已有组合柱轴压承载力算法

4.1.1 《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362—2018）［22］

配置螺旋箍筋的短柱正截面抗压承载力计算公式如式（8）所示.

式中：Nu为正截面抗压承载力；fcd为混凝土轴心抗压强度设计值；、fsd分别为普通钢筋抗压、拉强度设计值；Acor为试件核心截面面积；As为截面纵筋面积；Aso为间接钢筋的换算截面面积；k为间接钢筋影响系数.

4.1.2 基于Mander模型的算法［23-24］

根据箍筋约束混凝土柱试验结果，引入有效约束核心区概念，采用回归分析方法，提出了约束混凝土抗压强度计算公式，如式（9）所示.组合柱承载力计算公式可按照式（13）进行计算.

式中：Nu为正截面抗压承载力；为混凝土约束应力；为无约束混凝土应力；为核心混凝土的有效约束应力；f1为约束应力；为纵筋抗压强度设计值；ke为有效约束系数；Acc为箍筋形心包围的核心混凝土面积（扣除纵筋面积）；As为截面纵筋面积.

4.1.3 基于Lam and Teng模型的算法［25-26］

依据FRP 约束混凝土的圆柱试验，提出了约束混凝土抗压强度计算模型，当侧向约束效应比高于此临界值时，FRP 约束混凝土强度才能有提高效应，具体计算公式如式（14）和（13）所示.

4.1.4 刘志算法［27］

在UHPC 预制管轴压试验的基础上，利用Mander 模型［23-24］对UHPC 管组合效应进行了分析，将UHPC 管约束模型承载力通过内部核心混凝土承载力和UHPC 管承载力叠加得到，其表达式详见式（15）.

式中：Nu，c为UHPC 管组合柱轴压承载力；Nc，c为内部受约束混凝土轴压承载力；Ac为核心混凝土截面面积；为混凝土约束应力；ρs为配箍率.

4.2 RU-NC组合短柱轴压承载力算法研究

通过调研相关文献［27-30］，收集到22 根类似组合柱试验数据，利用4.1节算法进行组合柱轴压承载力计算，结果如图12 所示，从图中可知，4.1 节4 种算法结果与有限元值的比值为0.597～1.182，算法结果波动性较大，无法准确计算不同配筋与结构构造的RU-NC组合短柱承载力.

图12 组合柱轴压承载力计算值与试验结果对比Fig.12 Comparison between tests and calculated method results

《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG 3362—2018）［22］和基于Mander 模型算法［23-24］仅考虑核心受约束部分混凝土提供的承载能力，未把非约束区域的具有较大承载力贡献的RU圆管计入，主要原因是两者基于普通箍筋混凝土柱的破坏模式而提出的，结构在破坏时表面混凝土剥落严重，与RU-NC 组合短柱破坏时仅出现微细裂缝仍大致保持主体结构完整性具有明显区别；Lam and Teng 模型算法［25-26］中FRP 本身面积较小，基本可忽略其对轴压承载力的贡献；刘志计算公式［27］未考虑UHPC抗拉强度和纵筋对承载力的影响.

从上述分析可知，RU-NC 组合短柱轴压承载力由三部分组成：一是考虑RU圆管和螺旋箍筋约束效应影响的核心混凝土柱承载力；二是考虑折减效应的RU 圆管柱承载力；三是RU 圆管内配置纵筋所提供的承载力，计算公式如式（18）所示.

核心混凝土柱轴压承载力计算公式在Mander公式的基础上增加了RU 圆管对核心混凝土的约束效应，如式（19）所示.其中核心混凝土约束应力fl计算示意如图13 所示，以箍筋间距为单位高度，取半圆独立体，平衡箍筋与RU圆管环向拉应力的合力与两者施加的约束反力.

图13 RU圆管约束效应示意图Fig.13 Constraint effect of RU tube

式中：fy为箍筋屈服强度；fnc，c为核心混凝土抗压强度；ρs为体积配箍率；tuhpc为UHPC 管壁厚度；fuhpc，t为UHPC抗拉强度；ds为箍筋形心距离.

RU圆管轴压承载力计算公式如式（21）所示.由于RU圆管在组合柱达到极限荷载时，已出现了一定程度的开裂，计算时若不考虑UHPC 损伤，叠加计算出的RU-NC 组合短柱极限承载力将明显高于试验值，故引入考虑螺旋箍筋体积配箍率和UHPC 抗拉强度的折减系数β对RU 圆管轴压承载力进行折减.从2.2 节试验结果和3.3 节的有限元分析可知，随着箍筋间距的减小和钢纤维掺量的增加（相当于提升UHPC 抗拉强度），组合柱的初裂荷载和极限荷载均得到提升，表明螺旋箍筋体积配箍率和UHPC 抗拉强度的提高将对RU圆管承载力产生正效应，故构造了折减系数β计算公式，见式（22），利用第2 节模型试验结果对待定系数a、b、c进行回归分析，求得a为26，b为0.025，c为0.31，得到式（23）.

式中：fuhpc，c为UHPC 抗压强度；fuhpc，t为UHPC 单轴抗拉强度.

RU圆管纵筋承载力计算公式详见式（24）.

利用收集到的22个试验构件［27-30］来验证式（18）的可靠性，计算所得理论值与试验结果的比较详见图12，两者比值的均值为0.984，方差为0.005 3，表明本文提出的算法可以较为精确地计算RU-NC 组合短柱的轴压承载力.

5 结论

本文以UHPC 圆管壁厚、箍筋间距和钢纤维掺量为参数，进行了RU-NC 组合短柱轴压试验，基于ABAQUS 软件开展组合柱的数值拓展参数分析，研究了不同参数对组合柱承载力的影响规律，探讨了RU-NC组合短柱承载力计算方法，主要结论如下：

1）RU-NC 组合短柱受力全过程分为弹性阶段、带裂缝工作阶段和钢筋屈服阶段，其破坏模式为RU圆管与核心混凝土压溃破坏、螺旋箍筋拉断.

2）RU-NC 组合短柱将U-RC 组合短柱原先配置在核心混凝土的钢筋置换到UHPC 圆管中，可与具有较好抗拉性能的UHPC 圆管共同约束核心混凝土，避免出现UHPC 圆管脆性破坏，可提升组合柱的组合效应、初裂荷载、极限荷载和延性，并简化施工工艺，提高施工效率，具有相当的工程应用可行性.

3）基于ABAQUS 软件建立RU-NC 组合短柱的有限元模型，与试验结果的比较表明，该建模方法可以较好模拟组合柱的受力全过程与极限承载力，可用于后续的有限元拓展参数分析.

4）从RU圆管与核心混凝土柱的荷载-横向变形系数曲线可知，在RU-NC 组合短柱受力后期，RU 圆管的横向变形系数明显小于核心普通混凝土柱，表明RU圆管对核心混凝土具有一定的约束效应.

5）随着UHPC 圆管壁厚和UHPC 抗拉强度的增加，RU-NC 组合短柱承载力大致呈线性增长趋势；当箍筋间距不断减小时，组合柱的承载力逐渐增加且幅度有所提升，表明螺旋箍筋对核心混凝土具有一定约束作用.

6）不同有限元参数与承载力的关系曲线均大致呈平行状态，表明UHPC 圆管壁厚、UHPC 抗拉强度和箍筋间距对RU-NC 组合短柱极限承载力的影响不存在耦合作用.

7）采用现行规范与已有文献算法无法准确计算RU-NC 组合短柱的极限承载力.基于RU 圆管约束混凝土的理论分析，提出了RU-NC 组合短柱轴压承载力计算方法，理论值与试验结果比值的均值为0.984，方差为0.005 3，精度较高，结果稳定，可为将来该新型组合结构的设计与应用打下基础.