嚴(yán)加寶，駱艷麗，林旭川，羅云標(biāo)，張令心，劉青峰

寒區(qū)方高強鋼管-混凝土組合柱軸壓性能研究

嚴(yán)加寶1, 2，駱艷麗1，林旭川3，羅云標(biāo)1, 2，張令心3，劉青峰1

(1. 天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300350；2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點實驗室(天津大學(xué))，天津 300350；3. 中國地震局地震工程與工程振動重點實驗室，哈爾濱 150080)

寒區(qū)土木工程設(shè)施建設(shè)為組合結(jié)構(gòu)的應(yīng)用提供了發(fā)展空間．本文為研究方高強鋼管-混凝土組合柱的低溫軸壓性能，開展了寒區(qū)低溫下10個采用Q690、Q960方高強鋼管-混凝土組合柱軸壓試驗，揭示了該組合柱低溫軸壓下的破壞形態(tài)、荷載-位移曲線、荷載-應(yīng)變曲線、極限抗壓承載力以及延性等力學(xué)性能，分析了低溫、鋼管壁厚、及鋼管強度等參數(shù)對該組合柱軸壓性能影響．試驗結(jié)果表明：低溫環(huán)境下方高強鋼管-混凝土組合柱破壞形態(tài)為鋼管局部屈曲、混凝土壓碎及鋼管角部焊縫開裂．低溫下方高強鋼管-混凝土組合柱荷載-位移曲線與其常溫曲線相似，包括線性、非線性和衰退階段．在構(gòu)件達(dá)到峰值承載力時發(fā)生混凝土壓碎；在荷載-位移曲線衰退階段，高強鋼管發(fā)生局部屈曲以及角部焊縫開裂．低溫水平對高強鋼管-混凝土組合柱極限抗壓承載力及剛度均有改善，但削弱其延性．增加高強鋼管壁厚及提高鋼管材料強度可改善方高強鋼管-混凝土組合柱低溫軸壓性能．該研究構(gòu)建了考慮低溫影響的方高強鋼管-混凝土非線性有限元數(shù)值分析模型．驗證結(jié)果表明該有限元模型可較好地模擬高強鋼管-混凝土組合柱的低溫軸壓性能．最后，該研究基于國內(nèi)外規(guī)范計算公式對比分析了高強鋼管-混凝土短柱的極限抗壓承載力，發(fā)現(xiàn)中國規(guī)范(GB 50936—2014)對承載力的評估偏于保守，而美國規(guī)范(AISC 360-10)的計算結(jié)果準(zhǔn)確性更高．

鋼管混凝土柱；低溫；軸壓試驗；高強鋼

隨著高強結(jié)構(gòu)鋼的發(fā)展，工程結(jié)構(gòu)中使用的高強鋼屈服強度高達(dá)1100MPa[1]，進(jìn)一步降低了工程結(jié)構(gòu)中構(gòu)件的尺寸和用鋼量．高強鋼定義為屈服強度460～690MPa的鋼材，超高強鋼定義為屈服強度690～1100MPa的鋼材[2]．近年來，由于高強鋼具有強度高、約束混凝土效果好和構(gòu)件截面尺寸小等優(yōu)勢，在鋼管-混凝土組合柱中的應(yīng)用越來越廣泛．高強鋼管-混凝土組合柱在高層建筑、橋梁結(jié)構(gòu)和海洋結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用也更加廣泛[3-7]．隨著社會的快速發(fā)展，寒冷地區(qū)的基礎(chǔ)設(shè)施日益增多，同時，采用高強鋼管的鋼管-混凝土組合柱為基礎(chǔ)設(shè)施工程建設(shè)提供了可供替代的方案，例如高速鐵路橋梁、海上平臺和陸上或海上橋梁等基礎(chǔ)設(shè)施．

在過去的幾十年里，國內(nèi)外學(xué)者對用于土木和海洋工程的高強鋼管-混凝土組合柱進(jìn)行了研究．Uy[3]對采用屈服強度為750MPa的超高強鋼管和普通混凝土的鋼管-混凝土組合柱的偏心受壓性能進(jìn)行了試驗和分析研究．Varma等[8]研究了采用屈服強度為660MPa的高強鋼管和超高強混凝土的組合柱的承載能力．Du等[9]研究了矩形高強鋼管-混凝土組合柱的偏心受壓性能，并給出了相應(yīng)的設(shè)計建議．Liew?等[10]對采用高性能材料的鋼管-混凝土組合柱進(jìn)行了足尺試驗，以研究其受彎和受壓性能[11-12]．董宏英?等[13]通過試驗研究了不同構(gòu)造對方鋼管-高強混凝土界面黏結(jié)性能的影響，揭示了不同構(gòu)造下其界面滑移破壞機理．上述研究主要集中于常溫下高強鋼管-混凝土組合柱的受壓和偏心受壓性能，低溫下高強鋼管-混凝土組合柱的受壓性能研究尚鮮見報道．

近年來，寒區(qū)的基礎(chǔ)設(shè)施不斷增多，如北極海洋平臺、中國北方高鐵等．同時，這些寒冷地區(qū)的最低溫度可低至-89.2℃[14]，因此需要對寒冷地區(qū)建筑的結(jié)構(gòu)性能進(jìn)行評估．

為研究方高強鋼管-混凝土組合柱的低溫軸壓性能，在20℃、-30℃、-60℃和-90℃4種溫度條件下，對10根方高強鋼管-混凝土組合柱開展了軸壓性能試驗．同時，建立了該組合柱有限元模型以模擬其低溫軸壓性能，并基于不同規(guī)范對試驗結(jié)果進(jìn)行了分析驗證．

1?試件概況

1.1?試件設(shè)計

本試驗設(shè)計制作10根方高強鋼管-混凝土組合柱，編號為S1～S10，構(gòu)件參數(shù)如表1所示．組合柱高度為450mm，截面寬度為150mm，試件均采用普通混凝土澆筑．

表1?試件主要參數(shù)

Tab.1?Details of specimens

1.2?材性試驗

澆筑12塊邊長100mm的立方體抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)件，并將其同試件置于相同環(huán)境下進(jìn)行養(yǎng)護(hù)．達(dá)到齡期后，將其分為4組，分別進(jìn)行了20℃、-30℃、??-60℃、-90℃4種溫度下的立方體抗壓強度試驗．試驗測得普通混凝土的立方體抗壓強度在20℃、-30℃、-60℃和-90℃情況下分別為39.13MPa、49.72MPa、57.32MPa和63.59MPa．試件中高強鋼管所用鋼材牌號分別為Q690和Q960，對鋼材拉伸試件進(jìn)行了拉伸試驗，低溫下其強度通過Yan等[15]研究提出的換算公式進(jìn)行推導(dǎo)得出，不同溫度下鋼材屈服強度、極限強度、屈服應(yīng)變、峰值應(yīng)變及伸長率如表1所示．高強鋼沒有明顯的屈服點與屈服臺階，因此將卸荷后其殘余應(yīng)變0.2%所對應(yīng)的應(yīng)力定義為屈服強度，該應(yīng)力被稱為條件屈服點，對應(yīng)的應(yīng)變即為屈服應(yīng)變．

1.3?試驗裝置及測量方案

試驗加載裝置如圖1(a)所示．按照《低溫環(huán)境混凝土應(yīng)用技術(shù)規(guī)范》(GB51081—2015)[16]要求，將每個試件在冰箱中冷卻至規(guī)定的溫度水平48h以上.之后，再將試件置于1500t伺服液壓試驗機上進(jìn)行軸壓試驗．為維持低溫環(huán)境，使用聚氨酯復(fù)合保溫板制作試件保溫箱，并在試驗過程中持續(xù)向保溫箱中輸入液氮．試驗過程中，由核心混凝土中的PT100溫度傳感器和鋼管壁上的3個PT100溫度傳感器測量試件內(nèi)外的溫度．當(dāng)溫度穩(wěn)定在目標(biāo)試驗溫度后，進(jìn)行軸壓試驗．試驗加載過程分為預(yù)加載和正式加載兩個階段：預(yù)加載階段采用力單步控制，加載上限設(shè)置為試件極限抗壓承載力的5%～10%；正式加載階段采用位移單步控制，其加載速率為0.075mm/min．試驗中，共布置4個位移計以量測試件的位移，試驗裝置如圖1(a)所示．試驗中應(yīng)變片布置如圖1(b)所示.

圖1?軸壓試驗裝置及測量方案

2?試驗結(jié)果分析

2.1?破壞形態(tài)

圖2匯總了試件的破壞形態(tài)，包括高強鋼管的局部屈曲、拐角處焊縫斷裂和內(nèi)部混凝土壓碎．所有試件的高強鋼管均發(fā)生了局部屈曲．試件局部屈曲發(fā)生在試件的頂端、底端或者中部，并且所有的局部屈曲現(xiàn)象都發(fā)生在試件達(dá)到極限抗壓承載力后的衰退階段．到達(dá)峰值荷載時，試件內(nèi)部混凝土被壓碎，在試驗過程中能清晰地聽到內(nèi)部混凝土的破碎聲．由于組合柱相鄰兩塊側(cè)板發(fā)生明顯的局部屈曲，所有試件鋼管角部的焊縫均發(fā)生開裂．

圖2?試件破壞形態(tài)

2.2?荷載-位移曲線

圖3繪制了低溫下方高強鋼管-混凝土組合柱的荷載-位移曲線．結(jié)果表明，軸心受壓時，該組合柱在低溫下的荷載-位移曲線與常溫曲線相似，包括彈性、非線性和衰退階段．在彈性階段，方高強鋼管-混凝土組合柱的剛度幾乎保持不變，表明了高強管和核心混凝土柱的線性行為；彈性階段在試件達(dá)到約70%～90%的極限抗壓承載力后結(jié)束．在彈性階段之后，直至荷載達(dá)到峰值承載力，這一階段為非線性階段．在這一階段，由于高強鋼管仍保持彈性，試件剛度由于核心混凝土出現(xiàn)的非線性特性而逐漸降低．此外，在該階段高強鋼管未發(fā)生局部屈曲．所有試件在非線性階段結(jié)束時均達(dá)到其極限荷載u，并且在極限荷載u處發(fā)生混凝土壓碎．在最后的衰退階段，由于混凝土壓碎，試件的承載能力下降．此外，高強鋼管發(fā)生了嚴(yán)重的局部屈曲，并且由于相鄰兩塊鋼板的局部屈曲嚴(yán)重，導(dǎo)致其角焊縫開裂．

2.3?荷載-應(yīng)變曲線

圖4給出了高強鋼管的縱向荷載-應(yīng)變曲線．結(jié)果表明：

(1) 荷載-應(yīng)變曲線表現(xiàn)為3個工作階段，與荷載-位移曲線非常相似．彈性階段在70%～90%極限荷載左右處結(jié)束．在極限荷載之前，高強鋼管內(nèi)的縱向應(yīng)變大多低于屈服應(yīng)變．因此，非線性階段主要是由核心混凝土柱造成的．同時，說明對于Q960和Q690鋼管，內(nèi)部填充C40混凝土并不能發(fā)揮鋼管的強度優(yōu)勢；

(2) 在峰值荷載之后，高強鋼管的縱向荷載-應(yīng)變曲線大多呈傾覆狀態(tài)，表明其發(fā)生局部屈曲．最后，焊縫開裂加速了高強鋼管的局部屈曲．

2.4?強度和延性指標(biāo)

采用極限抗壓承載力u、初始剛度0和延性系數(shù)DI作為在低溫條件下方高強鋼管-混凝土組合柱軸壓時的強度和延性指標(biāo)．極限抗壓承載力u直接由荷載-位移曲線確定．初始剛度0和延性系數(shù)DI按以下公式[17]進(jìn)行計算：

式中：45%為極限荷載u的45%；45%為在荷載-位移曲線上升階段45%處所對應(yīng)的位移大??；85%為極限荷載u處的位移；m為峰值荷載后在85%極限荷載u處所對應(yīng)的位移．

S1～S10的極限抗壓承載力u、初始剛度0和延性系數(shù)DI見表2．

圖4?荷載-應(yīng)變曲線

表2?試件受壓性能參數(shù)

2.5?參數(shù)分析

2.5.1?溫度的影響

S1～S4、S7～S10是用于比較低溫所帶來的影響的試件，從方高強鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力u、初始剛度0和延性系數(shù)DI分別進(jìn)行分析．由表2可知，當(dāng)溫度從20℃降至-30℃、-60℃和-90℃時，對于采用Q960的方高強鋼管-混凝土組合柱，其極限抗壓承載力分別提高了6%、18%和15%，初始剛度分別提高了-1%、20%和23%，但試件延性系數(shù)分別降低了7%、7%和-8%；對于采用Q690的方高強鋼管-混凝土組合柱，其極限抗壓承載力分別提高了4%、18%和34%，初始剛度分別提高了3%、29%和34%，但試件的延性系數(shù)分別降低了?-10%、12%和27%．

從試驗結(jié)果進(jìn)行分析，極限抗壓承載力和初始剛度提升的原因是低溫增強了高強鋼和核心混凝土柱的強度，如表1所示．此外，高強鋼彈性模量的增加也可以解釋試件初始剛度的提升．試件塑性降低的主要原因有以下兩個：

(1) Yan等[18]和Xie等[19]的研究表明，低溫使核心混凝土柱和鋼的脆性增強；

(2) 從表2可以看出，當(dāng)環(huán)境溫度低于0℃時，混凝土強度的增長速率比高強鋼更快．當(dāng)溫度從20℃降至－60℃時，混凝土的抗壓強度、Q960和Q690的屈服強度分別提高了46%、8%和4%．表明套箍效應(yīng)隨著溫度的降低而減小．

套箍系數(shù)是為了反映鋼管對內(nèi)部混凝土柱的約束效應(yīng)，采用以下公式進(jìn)行計算：

式中：yT為溫度時高強鋼管的屈服強度；cT為溫度時混凝土的抗壓強度；s為高強鋼管的橫截面積；c為內(nèi)部混凝土柱的橫截面積．

2.5.2?鋼管壁厚的影響

S3、S5和S6是用于分析鋼管壁厚對方高強鋼管-混凝土組合柱低溫軸壓性能的影響．由表2中數(shù)據(jù)可以直觀看出，對于采用Q960的方高強鋼管-混凝土組合柱，當(dāng)環(huán)境溫度為－60℃時，隨著鋼管壁厚從3.1mm增加至4.1mm和6.0mm，試件的極限抗壓承載力分別增加了38%和73%，初始剛度分別增加了16%和20%．這是由于增加高強鋼管的壁厚，可以增大鋼管的截面面積，并且能減小鋼管的長細(xì)比，從而提高了高強鋼管的抗壓承載力．此外，通過增加鋼管壁厚，改善了鋼管對內(nèi)部混凝土柱的約束作用，從而提高了核心混凝土柱的抗壓強度．對于采用Q960的方高強鋼管-混凝土組合柱，在－60℃時，當(dāng)壁厚從3.1mm增加至4.1mm和6.0mm時，其套箍系數(shù)分別從1.84提高到2.40和3.60．鋼管壁厚的增加對于初始剛度的改善相對于極限抗壓承載力來說要小得多．這是因為橫截面剛度更易受混凝土彈性模量的控制．隨著壁厚從3.1mm增加至4.1mm和6.0mm，方高強鋼管-混凝土組合柱的延性系數(shù)隨著壁厚的增加先減小后增大，原因可能是由于峰值荷載后焊縫開裂造成的．

2.5.3?鋼管強度的影響

S1和S7、S2和S8、S3和S9、S4和S10是用于分析鋼管強度對方高強鋼管-混凝土柱低溫軸壓性能的影響．從表2可以看出，當(dāng)鋼管分別采用Q690和Q960時，在溫度條件為20℃、-30℃、-60℃和??-90℃下，試件的極限抗壓承載力分別增加了35%、37%、35%和15%，初始剛度分別提高了24%、18%、15%和13%，試件的延性分別降低了20%、32%、15%和-19%．這是由于鋼管強度的增加，改善了鋼管對核心混凝土柱的約束效應(yīng)，從而提升了試件的受壓??性能．

3?數(shù)值分析

3.1?數(shù)值模型建立

方高強鋼管-混凝土組合柱低溫軸壓性能采用大型通用有限元軟件ABAQUS進(jìn)行數(shù)值分析，建立全模型的方高強鋼管-混凝土組合柱的模型，如圖5所示．網(wǎng)格類型為八節(jié)點減縮積分的三維實體單元，單元整體網(wǎng)格尺寸為10mm．?dāng)?shù)值模型所選用的網(wǎng)格尺寸可以較好地控制三維實體單元長邊與短邊之比，從而保證模型能具有較好的收斂性．鋼管、內(nèi)部混凝土芯柱、上部加載板和支座之間相互作用定義為“面與面接觸”，法向行為定義為“硬接觸”，切向行為通過罰函數(shù)進(jìn)行定義，按照Yan等[20]的建議，摩擦系數(shù)取0.4．?dāng)?shù)值模擬過程中，對底部支座的位移進(jìn)行了限制，位移荷載直接作用在上端加載板上，如圖5所示．考慮到試件的缺陷，有限元法設(shè)定了高度/1000的初始缺陷．

圖5?有限元模型

3.2?材料本構(gòu)模型

采用經(jīng)典彈塑性模型對高強鋼管和焊縫進(jìn)行分析，鋼材本構(gòu)選用三折線本構(gòu)模型．常溫下屈服強度、屈服應(yīng)變、極限強度、極限應(yīng)變?nèi)≈蹬c材性試驗結(jié)果一致，低溫下根據(jù)Yan等[15]提出的換算公式確定．韓林海[21]提出的鋼材本構(gòu)模型中，高強鋼材進(jìn)入強化段后的彈性模量為彈性段彈性模量的1%，由此可推算出鋼材的極限應(yīng)變．焊縫強度按鋼管強度的90%進(jìn)行折減．

核心混凝土柱的有限元模型采用混凝土損傷塑性模型．混凝土受壓本構(gòu)采用Tao等[22]、De Nicolo?等[23]以及Samani等[24]為約束混凝土開發(fā)的本構(gòu)模型．混凝土受拉本構(gòu)模型采用斷裂能GFI定義，按歐洲模式規(guī)范CEB-FIP MC2010[22]的建議公式進(jìn)行計算．混凝土受壓本構(gòu)模型為

rT＝0.1cT(5)

＝0.005＋0.0075(6)

ccT＝ec0T(8)

式中：yT為溫度時高強鋼管的屈服強度；cT為溫度時混凝土的抗壓強度；＝cTc0T/cT；＝(－1)2/0.55－1；＝1.2；cT為混凝土壓應(yīng)力；為混凝土壓應(yīng)變；c0T為cT處的應(yīng)變；為試件截面寬度．

3.3?分析結(jié)果

采用上述有限元模型進(jìn)行模擬計算，與試驗測得的荷載-位移曲線進(jìn)行對比，如圖3所示．從圖中可以直觀看出，數(shù)值模擬計算結(jié)果與試驗結(jié)果吻合良好，證明本文所建立的有限元模型及所選取的材料本構(gòu)參數(shù)可以較好地模擬方高強鋼管-混凝土組合柱的軸壓性能．試驗與數(shù)值模擬的破壞模式對比見圖6．

圖6?破壞模式對比

4?基于標(biāo)準(zhǔn)規(guī)范的極限抗壓承載力

方高強鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力由兩部分組成：一部分為鋼管受壓承載力，另一部分為核心混凝土柱受壓承載力．本文引入美國規(guī)范AISC 360-10[26]、歐洲規(guī)范Eurocode 4[27]和中國規(guī)范GB 50936—2014[28]對方高強鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力進(jìn)行計算和比較．

4.1?美國規(guī)范AISC 360-10

美國規(guī)范AISC 360-10[26]按照以下公式確定鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力：

0＝y(tǒng)Ts＋2cTc(12)

式中：c為內(nèi)部混凝土柱的橫截面積；s為高強鋼管的橫截面積；1為組合柱有效剛度計算系數(shù)；2為邊距增量，對于方形截面取0.85；為有效長度系數(shù)，對于兩端固定構(gòu)件取為0.5；eff＝sTs＋1cTc，為鋼管-混凝土柱截面的有效剛度，其中c為內(nèi)部混凝土柱的慣性矩；sT為溫度時鋼材的彈性模量；cT為溫度時混凝土的彈性模量；0為組合柱的名義抗壓承載力；cr為組合柱的臨界屈曲力．

4.2?歐洲規(guī)范Eurocode 4

歐洲規(guī)范[27]按照以下公式確定鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力：

u,EC4＝y(tǒng)Ts＋cTc(15)

4.3?中國規(guī)范GB 50936—2014

中國規(guī)范《鋼管混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)范》[28]中方鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力計算式為

u,GB＝(s＋c)(1.212＋＋2)cT(16)

＝0.131yT/213＋0.723(17)

＝-0.070cT/14.4＋0.026(18)

式中和為截面形狀對套箍效應(yīng)的影響系數(shù)．

4.4?規(guī)范計算結(jié)果比較

基于美國規(guī)范、歐洲規(guī)范和中國規(guī)范的理論計算模型，對10根方高強鋼管-混凝土組合柱極限抗壓承載力分別進(jìn)行計算，計算結(jié)果列于表3．從表3中可以看出，基于美國規(guī)范和中國規(guī)范計算的抗壓承載力均低于試驗值，中國規(guī)范計算結(jié)果最為保守，而基于歐洲規(guī)范計算的承載力與實際試驗承載力均較為接近．因此，從預(yù)測可靠性和安全性的角度來看，美國規(guī)范AISC 360-10提供了保守且準(zhǔn)確性高的預(yù)測．

表3?3種規(guī)范理論值比較

Tab.3 Comparison of theoretical values of three codes

5?結(jié)?論

(1) 在低溫環(huán)境下，方高強鋼管-混凝土組合柱軸心受壓的破壞形態(tài)為鋼管局部屈曲、混凝土壓碎及鋼管角部焊縫開裂．

(2) 方高強鋼管-混凝土組合柱低溫受壓時，其荷載-位移曲線與常溫曲線相似，包括線性、非線性和衰退3個階段．當(dāng)試件達(dá)到峰值承載力時混凝土壓碎；衰退階段鋼管發(fā)生局部屈曲以及角部焊縫開裂．

(3) 隨著溫度從20℃降至-30℃、-60℃、-90℃，方高強鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力增加6%、18%和15%，初始剛度分別增加-1%、20%和23%，延性系數(shù)分別降低7%、7%和－8%．

(4) 高強鋼管壁厚的增加提高了方高強鋼管-混凝土組合柱的極限抗壓承載力和初始剛度．

(5) 鋼管強度的提高對方高強鋼管-混凝土組合柱承載能力、初始剛度有極大提升，對延性影響不大.

(6) 對10個試驗的有限元模擬驗證表明，該模型可以較好地模擬方高強鋼管-混凝土組合柱低溫軸壓性能．

(7) 中國規(guī)范GB 50936—2014對方高強鋼管-混凝土組合柱低溫下極限抗壓承載力預(yù)測最為保守，美國規(guī)范AISC 360-10對該組合柱的極限抗壓承載力提供了保守且準(zhǔn)確性高的預(yù)測．

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Studies on Axial Compressive Behavior of Square Concrete Filled-High-Strength Steel Tube Columns in Cold Regions

Yan Jiabao1,2，Luo Yanli1，Lin Xuchuan3，Luo Yunbiao1,2，Zhang Lingxin3，Liu Qingfeng1

(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2. Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety of China Ministry of Education(Tianjin University)，Tianjin 300350，China；3. Key Laboratory of Earthquake Engineering Vibration，China Earthquake Administration，Harbin 150080，China)

The construction of civil engineering infrastructures in cold regions provides development opportunities for the application of composite structures. To study the low-temperature compression behavior of square concrete filled-high-strength steel tube(SCFHST)concrete composite columns，ten SCFHST columns made of Q690 and Q960 square high-strength steel tubes were tested. The behaviors of SCFHST columns under low-temperature compression，including failure mode，load-shortening curves，load-strain curves，ultimate compression capacity，and ductility ratios，were revealed，and the influences of low-temperature，thickness of steel tube，and strength of steel tube on compression behavior of SCFHST columns were analyzed. The test results showed that under low-temperature compression，the SCFHST columns failed due to local buckling of steel tube，concrete crushing，and weld fracture at the corner of steel tube. The load-shortening behavior of SCFHST columns，including elastic，nonlinear，and recession stages，was similar at both ambient and low temperatures. Concrete crushing occurred at the peak load，whereas local buckling and weld fracture at the corner in the steel tube occurred during the recession stage. Furthermore，low-temperatures improved the ultimate compression capacity and stiffness of the SCFHST columns but decreased their ductility. Besides，increasing the thickness and strength of steel tube improved the low-temperature compression behavior of SCFHST columns. This study also established a finite element model(FEM)for SCFHST columns at low-temperatures. The validation results showed that this model simulated the low-temperature compression behavior of SCFHST columns very well and predicted the compression capacity of SCFHST columns using different design codes：the Chinese code GB 50936—2014 offered the most conservative predictions，whereas the American code AISC 360-10 offered the most accurate predictions.

concrete-filled steel tubular stub column；low-temperature；compression test；high-strength steel

10.11784/tdxbz202103061

TU398.9

A

0493-2137(2022)04-0402-09

2021-03-25；

2021-07-05.

嚴(yán)加寶（1982—??），男，博士，副教授，yanj@tju.edu.cn.

林旭川，linxuchuan@iem.ac.cn.

國家自然科學(xué)基金資助項目(51608358).

Supported by the National Natural Science Foundation of China(No. 51608358).

(責(zé)任編輯：金順愛)