王衛(wèi)永　馬杰　周緒紅　石宇　馬全濤

摘 要：冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋主要由上部壓型鋼板混凝土組合樓板和下部冷彎薄壁型鋼拼合梁組成，當(dāng)樓蓋下側(cè)發(fā)生火災(zāi)時(shí)，冷彎薄壁型鋼梁和壓型鋼板會直接受火。為提升組合樓蓋的耐火性能，在型鋼梁的下翼緣固定防火板材，形成防火保護(hù)層，從而提出一種新型冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋。然而，加入防火保護(hù)層后，樓蓋的溫度分布、變形和耐火極限均發(fā)生改變，新型樓蓋的耐火性能有待研究。建立簡化的三維樓蓋有限元模型，分析了混凝土板厚、梁高、荷載比和防火保護(hù)類型對新型樓蓋耐火性能的影響，發(fā)現(xiàn)壓型鋼板板肋方向與鋼梁垂直的樓蓋鋼梁同一高度處的溫度沿跨度方向基本一致，僅沿高度方向不均勻;適當(dāng)增加混凝土板厚對耐火極限提升較小。得到了不同截面尺寸的樓蓋在0.2～0.5荷載比下的受火側(cè)翼緣臨界溫度以及不同防火保護(hù)類型樓蓋的受火側(cè)翼緣時(shí)間溫度曲線，用于估算該類樓蓋的耐火極限。

關(guān)鍵詞：冷彎薄壁型鋼;組合樓蓋;耐火性能;有限元模擬

中圖分類號：TU392? ?文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A ??文章編號：2096-6717（2021）02-0084-10

Abstract： Cold-formed thin-walled steel concrete composite floor is fabricated with profiled steel sheet-concrete composite slab at the top and cold formed steel built-up beam at the bottom.When fire occurs on the lower side of the floor， the cold-formed thin-walled steel beams and profiled steel sheets will be directly exposed to fire. In order to improve the fire resistance of the floor， a new type cold-formed thin-walled steel concrete composite floor is proposed by fixing fireproof board on the lower flange of cold-formed steel beams to form a fire protection layer. However， the temperature distribution， deflection and fire resistance time of the new floor will change after adding fire protection， so fire resistance performance of the new floor needs to be studied. A simplified three-dimensional finite element model is established to analyze the influence of concrete slab thickness， beam height， load ratio， fire protection on the fire resistance of the new floor. It is found that the temperature at the same height of the steel beam is basically similar along the span direction but not uniform along the height direction when the direction of the profiled steel sheet is vertical to the steel beam.Increasing the thickness of concrete slab appropriately has little effect on fire resistance.In addition，the critical temperature of the hot flange with different cross-section sizes under the load ratio of 0.2～0.5 and the time-temperature curves of the hot flange with different fire protection are obtained， which can be used to estimate the fire-resistance time of the new floor.

Keywords：cold-formed thin-walled steel; composite floor; fire resistance; finite element simulation

在施工現(xiàn)場，冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋通常采用自攻螺釘將壓型鋼板和下側(cè)冷彎薄壁型鋼梁固定，再在壓型鋼板上側(cè)澆筑混凝土而成，樓蓋結(jié)構(gòu)輕巧，裝配化水平高且施工便捷。學(xué)者們[1-5]已對此類樓蓋體系的受彎性能、連接性能和舒適度進(jìn)行多項(xiàng)研究，表明其具備良好的應(yīng)用價(jià)值。周緒紅等[6]、賈子文等[7-8]對冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋的構(gòu)造進(jìn)行了詳細(xì)闡述，同時(shí)結(jié)合試驗(yàn)和模擬提出樓蓋的實(shí)用計(jì)算公式。組合樓蓋的耐火性能也備受關(guān)注，Sharma等[9]考慮樓蓋受火時(shí)混凝土與鋼板脫離而產(chǎn)生的隔熱效應(yīng)，建立鋼板與混凝土之間的界面單元模型來實(shí)現(xiàn)傳熱過程的模擬和參數(shù)分析，最后提出了預(yù)測混凝土溫度的經(jīng)驗(yàn)公式。蘆強(qiáng)[10]推導(dǎo)了高溫下組合樓蓋變形計(jì)算公式，理論計(jì)算結(jié)果與有限元模擬吻合良好。任鵬飛等[11]對受火90 min后的組合樓蓋開展靜載性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)雖然混凝土開裂嚴(yán)重，鋼梁變形明顯，但組合樓板仍具有較高剩余承載力。

目前，組合樓蓋下側(cè)通常無防火保護(hù)層，Bedná等[12]指出，常規(guī)冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋的托梁等直接暴露在火災(zāi)中，對樓蓋耐火性能很不利。為避免樓蓋梁直接受火，在樓蓋梁下側(cè)固定防火板形成保護(hù)層的新型樓蓋構(gòu)造如圖1所示。防火保護(hù)層構(gòu)造簡單，施工方便，能大幅延緩型鋼的升溫過程，樓蓋耐火性能明顯提升。為研究新型樓蓋的耐火性能，采用ABAQUS分別建立樓蓋的簡化傳熱和熱力耦合模型，分析下側(cè)受火時(shí)截面尺寸、荷載比和防火保護(hù)類型對新型樓蓋耐火性能的影響。

1 構(gòu)件概況

設(shè)計(jì)一個(gè)新型冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋試件，整體尺寸2 400 mm×4 500 mm，壓型鋼板規(guī)格為YX18-78-920，板厚0.8 mm，導(dǎo)軌采用U型鋼，截面規(guī)格為U202×50×1.2;樓蓋梁由C型鋼雙肢拼合而成，其中單肢的規(guī)格為C200×40×15×1.2，通過腹板雙排間距300 mm的4816型自攻螺釘固定形成拼合梁，鋼材等級為Q345。樓蓋梁與導(dǎo)軌連接處加設(shè)C型支座加勁件，其腹板和一側(cè)翼緣分別與樓蓋梁腹板和導(dǎo)軌腹板用自攻螺釘連接，避免樓蓋梁在支座區(qū)域局部承壓破壞。壓型鋼板板肋走向與樓蓋梁垂直，在其上方澆筑32 mm厚混凝土層（壓型鋼板板肋以上的混凝土層厚32 mm），強(qiáng)度等級為C30。C型鋼、U型鋼和壓型鋼板之間均采用自攻螺釘連接，為便于下側(cè)防火保護(hù)層的固定，樓蓋梁間距取600 mm。樓蓋梁上翼緣與壓型鋼板連接，螺釘間距為300 mm，下翼緣固定兩層12 mm的防火石膏板作為防火保護(hù)層，螺釘間距為300 mm。由于樓蓋梁跨度較大，因此，在梁跨度方向兩側(cè)各1/3位置設(shè)置剛性支撐件，各型鋼尺寸和試件構(gòu)造分別見表1和圖2。

2 有限元模型及驗(yàn)證

2.1 有限元模型

用ABAQUS軟件建立樓蓋試件的有限元模型（圖3）。由于樓蓋梁垂直于跨度方向等間距布置，不妨取樓蓋梁左右各300 mm范圍內(nèi)的樓蓋部分，將樓蓋體系簡化為組合梁進(jìn)行分析。對于樓蓋梁，壓型鋼板等冷彎薄壁型鋼構(gòu)件，傳熱模型和熱力耦合模型中單元類型分別為DS4和S4R，混凝土層和石膏板采用實(shí)體單元，傳熱模型和熱力耦合模型中單元類型分別為DC3D8和C3D8R?；炷梁弯摬牡母邷亓W(xué)性能和熱工參數(shù)分別參考表2、表3、表4、表5，混凝土采用塑性損傷模型。受限于石膏板的尺寸，板材沿跨度方向必然存在接縫，無法連續(xù)傳力，另外，樓蓋梁為雙肢拼合截面，且沿跨度方向兩道支撐件具有一定約束側(cè)移的作用，所以，樓蓋梁下翼緣本身側(cè)移較小，石膏板限制側(cè)移的作用有限，因此，在熱力耦合模型中忽略其結(jié)構(gòu)作用，僅在傳熱模擬時(shí)考慮其隔熱作用，導(dǎo)熱系數(shù)、比熱容和相對密度參考文獻(xiàn)[13]。傳熱模型考慮樓蓋下側(cè)受火的場景，在石膏板外表面以輻射和對流形式施加ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫條件，參考EN 1991-1-2[14]，受火側(cè)和背火側(cè)輻射系數(shù)分別取1.0和0.8，對流系數(shù)分別取25、9 W/m2·℃。將石膏板、樓蓋梁、壓型鋼板和混凝土接觸區(qū)域分別綁定，以實(shí)現(xiàn)熱量傳導(dǎo)，內(nèi)部空腔兩側(cè)建立空腔輻射，輻射率取0.7，溫度測點(diǎn)布置見圖4。

熱力耦合模型中，在混凝土和壓型鋼板接觸區(qū)域建立硬接觸，高溫下混凝土與壓型鋼板接觸面切向摩擦系數(shù)取0.2[15]，如圖5（a）;壓型鋼板僅在凸肋位置和樓蓋梁上翼緣接觸，所以，在凸肋對應(yīng)接觸區(qū)域法向建立硬接觸，切向摩擦系數(shù)取0.3，如圖5（b）。采用Fasteners模擬螺釘連接，連接位置包括樓蓋梁腹板拼合處和壓型鋼板與樓蓋梁連接處，具體位置參考圖2。在組合截面端部形心處建立參考點(diǎn)，將型鋼梁端部的位移和轉(zhuǎn)角分別于形心參考點(diǎn)耦合，參考點(diǎn)處施加簡支約束，其中一側(cè)參考點(diǎn)約束x、y、z方向平動自由度，即Ux= Uy= Uz=0;另一側(cè)參考點(diǎn)約束x、y方向自由度，即Ux= Uy=0;混凝土板上表面作用均布荷載。參考已有的樓蓋靜力試驗(yàn)[6]和耐火試驗(yàn)[16]，發(fā)現(xiàn)型鋼之間螺釘連接多數(shù)未失效，所以，將連接屬性設(shè)為剛性MPC約束，對比均布荷載作用下按《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]和有限元方法得到的簡化組合梁受彎承載力30.12、28.8 kN·m，該建模方法可靠?；炷涟迳媳砻媸┘泳己奢d共16.06 kN（荷載比0.3），加載完成后導(dǎo)入傳熱分析的溫度結(jié)果，進(jìn)行熱力耦合分析。

2.2 模型驗(yàn)證

選取文獻(xiàn)[16]的一片冷彎薄壁型鋼組合樓板耐火試驗(yàn)數(shù)據(jù)，建立三維簡化傳熱和熱力耦合模型來驗(yàn)證不均勻傳熱的樓板耐火性能建模方法的正確性。文獻(xiàn)[16]的樓板構(gòu)造見圖6，主要由4根托梁，2根導(dǎo)軌，1層膠合板和2層石膏板構(gòu)成。型鋼骨架上側(cè)和下側(cè)分別用自攻螺釘固定1層19 mm膠合板和2層16 mm防火石膏板（受火側(cè)），其中，膠合板與托梁的螺釘連接間距為300 mm，石膏板與托梁的螺釘連接間距為200 mm。托梁采用C型鋼（C180×40×15×1.15），導(dǎo)軌用U型鋼（U182×50×1.15），鋼材強(qiáng)度等級為G500，實(shí)測屈服強(qiáng)度為612 MPa。

按圖6構(gòu)造取跨中托梁左右各300 mm范圍的樓板部分，建立傳熱模型（圖7（a）），其中，石膏板和膠合板按實(shí)體單元建模，單元類型為DC3D8，托梁用殼單元，單元類型為DS4;在受火側(cè)最外層石膏板外表面以輻射和對流形式施加ISO-834標(biāo)準(zhǔn)升溫條件，受火側(cè)和背火側(cè)輻射系數(shù)、對流系數(shù)與2.1節(jié)一致，空腔輻射的輻射率取0.7時(shí)，溫度模擬效果較好。將樓板各層相應(yīng)的接觸區(qū)域綁定，保證熱量傳導(dǎo)。鋼材和石膏板熱工參數(shù)與2.1節(jié)一致，膠合板熱工參數(shù)參考EN 1995-1-2[23]，溫度測點(diǎn)分布和各層的命名見圖6（b），溫度模擬結(jié)果見圖8（a）。

熱力耦合模型中鋼材和膠合板高溫力學(xué)性能參考文獻(xiàn)[13]，膠合板采用實(shí)體單元C3D8R，托梁和導(dǎo)軌采用殼單元S4R;按試驗(yàn)加載位置，分別在托梁1/4和3/4跨度上方的膠合板上表面區(qū)域施加各4.5 kN豎向荷載，型鋼與膠合板接觸區(qū)域法向建立硬接觸，切向摩擦系數(shù)取0.3。破壞時(shí)背火側(cè)膠合板與托梁的螺釘連接仍未失效，所以，在螺釘連接位置使用

Fasteners建立剛性MPC約束，保證膠合板和托梁的共同變形。建立沿跨度方向的簡支邊界條件。由于耐火試驗(yàn)中受火側(cè)石膏板在高溫下逐漸開裂脫落，喪失對托梁下翼緣的側(cè)移約束，且石膏板抗拉強(qiáng)度很低，對樓板的抗彎貢獻(xiàn)有限;觀察試驗(yàn)中受火時(shí)間超過80 min后，托梁撓度增速變快，假定此時(shí)石膏板喪失對托梁下翼緣側(cè)移約束;在熱力耦合模型中的具體做法為建立無下側(cè)石膏板的熱力耦合模型，如圖7（b），在前80 min內(nèi)約束托梁下翼緣的水平側(cè)移，80 min后釋放該約束，托梁自由變形。熱力耦合模擬第1步按前述方式施加豎向荷載，第2步保持荷載不變，將試驗(yàn)測得的溫度賦予到托梁和膠合板相應(yīng)區(qū)域，最終樓板試驗(yàn)得到的耐火極限為107 min，有限元模擬得到的耐火極限為117 min，試驗(yàn)和模擬的破壞形式均為托梁失穩(wěn)（圖7（c）），托梁的撓度隨時(shí)間變化情況見圖8（b）。

3 新型樓蓋耐火性能分析

3.1 傳熱結(jié)果

有限元分析得到新型樓蓋各層溫度隨時(shí)間的變化情況見圖9（a）。沿跨度方向壓型鋼板混凝土組合樓板雖然僅在凸肋位置與樓蓋梁發(fā)生接觸傳熱，但由于壓型鋼板和樓蓋梁均具有良好的導(dǎo)熱性能，所以，樓蓋梁在相鄰的壓型鋼板混凝土組合樓板凸肋處（接觸區(qū)）和和凹肋處（未接觸區(qū)）無明顯溫差，即樓蓋梁的腹板和翼緣溫度沿跨度方向分布均勻，僅沿截面高度方向不均勻。另外，由于壓型鋼板與混凝土大面積貼合，能有效將受火側(cè)石膏板內(nèi)表面輻射至壓型鋼板的熱量和樓蓋梁傳導(dǎo)至壓型鋼板的熱量擴(kuò)散至混凝土層，從而降低樓蓋梁背火側(cè)翼緣和腹板的溫度，因此，破壞時(shí)梁的受火側(cè)和背火側(cè)翼緣溫差達(dá)到約400 ℃;而文獻(xiàn)[16]背火側(cè)為膠合板，僅在翼緣處與托梁接觸，膠合板導(dǎo)熱系數(shù)也較小，失效時(shí)受火側(cè)和背火側(cè)翼緣溫差僅140 ℃左右。圖9（b）反映了樓蓋梁不同位置溫度隨時(shí)間的變化情況，其中，HF、Web、CF分別代表梁的受火側(cè)翼緣、腹板中點(diǎn)和背火側(cè)翼緣。

3.2 熱力耦合結(jié)果

荷載比0.3時(shí)，新型樓蓋耐火極限達(dá)到83 min，破壞時(shí)跨中撓度143 mm。結(jié)合樓蓋的時(shí)間跨中撓度曲線（圖10），可將其撓曲變形過程可分為3階段，第1階段為開始升溫至33 min，該階段受火側(cè)翼緣溫度溫度未超過200 ℃，材料力學(xué)性能降低較少，所以主要以不均勻膨脹彎曲為主，第2階段為34～72 min，樓蓋梁下側(cè)溫度較高，力學(xué)性能降幅較大，該階段的撓曲變形量由不均勻膨脹彎曲和抗彎剛度減小引起的彎曲變形增量共同構(gòu)成。第3階段為73～83 min，該階段由于撓曲變形過大，跨中區(qū)域混凝土板在凹肋位置受拉損傷嚴(yán)重（圖11（a）），對組合截面抗彎的貢獻(xiàn)大幅降低，中和軸下移至樓蓋梁腹板內(nèi)，所以，樓蓋梁上翼緣受壓出現(xiàn)局部屈曲，同時(shí)，樓蓋梁下側(cè)部分區(qū)域溫度過高，鋼材嚴(yán)重軟化，最終在跨中位置出現(xiàn)塑性鉸（圖11（b）、（c）），樓蓋失效。

4 參數(shù)分析

4.1 截面尺寸

設(shè)計(jì)兩個(gè)截面尺寸不同但防火保護(hù)類型相同的樓蓋試件，編號分別為F2和F3，圖2試件記為F1，試件F2、F3與F1構(gòu)造形式基本相同，僅改變混凝土板厚（壓型鋼板板肋以上）或樓蓋梁腹板高度，試件具體尺寸見表6。

1）傳熱結(jié)果

試件F2和F3的傳熱模擬結(jié)果見圖12，從圖12（a）中可以看出，3個(gè)試件的樓蓋梁受火側(cè)翼緣溫度基本相同，這是由于受火側(cè)防火保護(hù)類型相同。而F1的腹板中點(diǎn)、背火側(cè)翼緣和壓型鋼板（圖12（b））溫度略高于F2和F3，因?yàn)楦竦幕炷涟迥芪崭鄟碜凿摿汉蛪盒弯摪宓臒崃?，使鋼梁背火?cè)和壓型鋼板溫度更低;其次，混凝土板越厚，背火側(cè)外表面溫度也越低。另外，F(xiàn)2腹板中點(diǎn)、背火側(cè)翼緣和壓型鋼板的溫度略高于F3，原因是F3的空腔層更高。以上分析表明，增加混凝土板厚或空腔層高度能降低樓蓋背火側(cè)溫度，但效果有限。

2）熱力耦合結(jié)果

參考《組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》得到F1、F2和F3對應(yīng)的簡化組合梁在均布荷載作用下的抗彎承載力分別為28.8、32.4、39.6 kN·m。有限元計(jì)算不同荷載比下樓蓋的時(shí)間跨中撓度曲線如圖13所示，耐火極限見表7，其中R=0.3代表荷載比為0.3，其余類推。受火前期混凝土損傷較少，對組合截面抗彎貢獻(xiàn)較大，所以，在圖13（a）的前60 min內(nèi)，相同荷載比（R=0.3）和受火時(shí)長下F2的撓曲變形較F1明顯減小;而在60 min后，隨著混凝土損傷的累積，F(xiàn)2撓曲變形量逐漸接近F1，最終F1耐火極限83 min，F(xiàn)2為87 min，相差僅4.8%。對于該類輕型樓蓋，混凝土板無需過厚，否則，冷彎型鋼梁受拉側(cè)會過早屈服，截面的組合效應(yīng)難以發(fā)揮，而小范圍的提升混凝土板厚雖能部分降低背火側(cè)溫度，但對耐火極限提升幅度較小，所以，片面地增加混凝土板厚并不能有效提升樓蓋的耐火極限。在此不再對F2其他荷載比下的耐火極限做參數(shù)分析。對F1和F3做0.2～0.5的荷載比參數(shù)分析，隨荷載比增加，樓蓋耐火極限迅速降低，最大撓度也隨之減小;荷載比超過0.5后，樓蓋的耐火極限過低且破壞撓度很小，具有突發(fā)性，所以不再對0.5以上荷載比做參數(shù)分析。

4.2 防火保護(hù)類型

設(shè)計(jì)3種不同防火保護(hù)類型的樓蓋F4、F5和F6，具體尺寸見表6。玻鎂板熱工參數(shù)參考Chen等[24]測試值，通過傳熱模擬得到F4、F5和F6的樓蓋梁溫度分布情況如圖14所示，其中，F(xiàn)4和F6防火保護(hù)類型相同，

溫度分布也較接近，而將玻鎂板置于外側(cè)的F5，由于玻鎂板前期導(dǎo)熱性能大于石膏板，故F5樓蓋梁各部位溫度稍高于F4和F6。比較圖14（a）和（b），在40 min后THF、Tweb和TCF均接近于線性增長，且對于不同的防火保護(hù)類型，在樓蓋梁同一位置的升溫速率分別比較接近，所以，當(dāng)兩種不同防火保護(hù)類型的樓蓋受火側(cè)翼緣達(dá)到同一溫度時(shí)，整個(gè)樓蓋梁全截面的溫度分布也很相似，只不過不同防火保護(hù)類型的樓蓋梁達(dá)到某一相似的溫度狀態(tài)的時(shí)間或早或晚。

根據(jù)前述分析結(jié)果給出某一截面尺寸的樓蓋在不同荷載比下受火側(cè)翼緣臨界溫度和不同防火保護(hù)類型下樓蓋梁受火側(cè)翼緣的時(shí)間溫度關(guān)系表，即可通過受火側(cè)翼緣臨界溫度查表得到某一防火保護(hù)類型的樓蓋對應(yīng)的耐火極限。表8為不同截面尺寸和荷載比的樓蓋梁受火側(cè)翼緣臨界溫度，表9為3種常見防火保護(hù)類型分別對應(yīng)的樓蓋梁受火側(cè)翼緣的時(shí)間溫度關(guān)系，根據(jù)表8和表9可得到滿足不同耐火等級（30、60、90 min）的樓蓋防火保護(hù)類型和荷載比限值，例如，對于截面尺寸為“32-200”，R≤0.3且防火保護(hù)類型為“S+B”的樓蓋，受火時(shí)間達(dá)到90 min時(shí)受火側(cè)翼緣溫度仍低于臨界溫度，即耐火極限在90 min以上，耐火等級則為一級。

5 結(jié)論

提出一種新型冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋的防火保護(hù)措施，采用ABAQUS軟件建立樓蓋的簡化傳熱和熱力耦合模型，考慮混凝土損傷，對樓蓋耐火性能進(jìn)行分析，通過有限元模擬得到以下結(jié)論：

1）樓蓋下側(cè)增設(shè)防火保護(hù)層后，極大延緩了內(nèi)部樓蓋梁和壓型鋼板等部件的升溫，樓蓋內(nèi)部沿跨度方向同一高度處溫度基本一致，僅沿截面高度方向分布不均勻。

2）新型樓蓋的耐火性能影響因素主要有截面尺寸、防火保護(hù)類型、荷載比等。僅增加混凝土板厚能少許降低樓蓋梁截面溫度，但混凝土過早開裂失效，耐火極限提升幅度不超過10%;從長期來看，相同厚度玻鎂板隔熱性能優(yōu)于石膏板;耐火極限隨荷載比增大迅速降低，荷載比從0.2增大至0.5時(shí)，耐火極限下降約一半，且高荷載比時(shí)破壞具有突然性。

3）基于參數(shù)分析結(jié)果，提出不同截面尺寸的樓蓋受火側(cè)翼緣臨界溫度，結(jié)合不同防火保護(hù)類型樓蓋的受火側(cè)翼緣時(shí)間溫度曲線，可估算某一類樓蓋的耐火極限或滿足某一耐火等級的樓蓋防火保護(hù)類型和荷載比限值。

參考文獻(xiàn)：

[1] HANAOR A. Tests of composite beams with cold-formed sections [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2000， 54（2）： 245-264.

[2] CHAKLOS J M， YULISMANA W， EARLS C J. Concrete-steel interfacial bond strength in composite flooring： shoring and form removal [J]. Practice Periodical on Structural Design and Construction， 2004， 9（1）： 9-15.

[3] LAKKAVALLI B S， LIU Y. Experimental study of composite cold-formed steel C-section floor joists [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2006， 62（10）： 995-1006.

[4] FAGGIANO B， MARZO A， MAZZOLANI F M， et al. Analysis of rectangular-shaped collar connectors for composite timber-steel-concrete floors： Push-out tests [J]. Journal of Civil Engineering and Management， 2009， 15（1）： 47-58.

[5] DA SILVA J G S， DE ANDRADE S A L， LOPES E D C. Parametric modelling of the dynamic behaviour of a steel-concrete composite floor [J]. Engineering Structures， 2014， 75： 327-339.

[6] 周緒紅， 賈子文. 冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋受彎承載力試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2010， 31（7）： 13-22.

ZHOU X H， JIA Z W. Experimental study on flexural capacity of cold-formed steel joists and concrete composite floor [J]. Journal of Building Structures， 2010， 31（7）： 13-22. （in Chinese）

[7] 賈子文， 周緒紅， 劉永健. 冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋受彎承載力影響因素分析[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2013， 34（4）： 135-143.

JIA Z W， ZHOU X H， LIU Y J. Influencing factors analysis on flexural capacity of cold-formed steel joists concrete composite floor [J]. Journal of Building Structures， 2013， 34（4）： 135-143. （in Chinese）

[8] 賈子文， 周緒紅， 劉永健. 冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋構(gòu)造與設(shè)計(jì)[J]. 建筑結(jié)構(gòu)， 2013， 43（12）： 20-24， 19.

JIA Z W， ZHOU X H， LIU Y J. Construction and design of cold-formed steel joists concrete composite floor [J]. Building Structure， 2013， 43（12）： 20-24， 19.（in Chinese）

[9] SHARMA S， VADDAMANI V T， AGARWAL A. Insulation effect of the concrete slab-steel deck interface in fire conditions and its influence on the structural fire behavior of composite floor systems [J]. Fire Safety Journal， 2019， 105： 79-91.

[10] 蘆強(qiáng). 冷彎薄壁型鋼混凝土組合樓蓋的耐火性能研究[D]. 哈爾濱： 哈爾濱工程大學(xué)， 2018.

LU Q. Research on fire resistance of cold-formed steel concrete composite floor [D]. Harbin： Harbin Engineering University， 2018.（in Chinese）

[11] 任鵬飛， 王新堂， 梧松. 輕骨料混凝土-薄壁鋼梁組合樓板受火后承載性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 2019， 40（4）： 56-63.

REN P F， WANG X T， WU S. Experimental study on post-fire bearing capacity of composite floor of lightweight aggregate concrete-thin walled steel beam [J]. Journal of Building Structures， 2019， 40（4）： 56-63. （in Chinese）

[12] BEDN J， WALD F， VODIKA J， et al. Experiments on membrane action of composite floors with steel fibre reinforced concrete slab exposed to fire [J]. Fire Safety Journal， 2013， 59： 111-121.

[13] BALESHAN B， MAHENDRAN M. Fire design rules to predict the moment capacities of thin-walled floor joists subject to non-uniform temperature distributions [J]. Thin-Walled Structures， 2016， 105： 29-43.

[14] Eurocode 1： Design of concrete structures - Part 1-2： General actions-actions on structures exposed to fire： EN 1991-1-2 [S]. Brussels： European Committee for Standardization， 2002.

[15] 徐有鄰. 變形鋼筋混凝土粘結(jié)錨固性能的試驗(yàn)研究[D]. 北京： 清華大學(xué)， 1990.

XU Y L. Experimental study of bond-anchorage properties of deformed bars and concrete [D]. Beijing： Tsinghua University， 1990. （in Chinese）

[16] BALESHAN B， MAHENDRAN M. Experimental study of light gauge steel framing floor systems under fire conditions [J]. Advances in Structural Engineering， 2017， 20（3）： 426-445.

[17] 組合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范： JGJ 138—2016 [S]. 北京： 中國建筑工業(yè)出版社， 2016.

Code for design of composite structures： JGJ 138-2016 [S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2016. （in Chinese）

[18] 李衛(wèi)， 過鎮(zhèn)海. 高溫下砼的強(qiáng)度和變形性能試驗(yàn)研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)， 1993， 14（1）： 8-16.

LI W， GUO Z H. Experimental investigation of strength and deformation of concrete at elevated temperature [J]. Journal of Building Structures， 1993， 14（1）： 8-16. （in Chinese）

[19] HONG S， VARMA A H. Analytical modeling of the standard fire behavior of loaded CFT columns [J]. Journal of Constructional Steel Research， 2009， 65（1）： 54-69.

[20] GERNAY T， MILLARD A， FRANSSEN J M. A multiaxial constitutive model for concrete in the fire situation： Theoretical formulation [J]. International Journal of Solids and Structures， 2013， 50（22/23）： 3659-3673.

[21] Eurocode 3： Design of steel structures - Part 1-2： General rules - Structural fire design： EN 1993-1-2： 2005 [S]. Brussels： European Committee for Standardization， 2005.

[22] Eurocode 4： Design of composite steel and concrete structures - Part 1-2： General rules - Structural fire design EN 1994-1-2： 2005 [S]. Brussels： European Committee for Standardization， 2005.

[23] Eurocode 5： Design of timber structures - Part 1-2： General rules - Structural fire design： EN 1995-1-2： 2004 [S]. Brussels： European Committee for Standardization， 2004.

[24] CHEN W， YE J H， BAI Y， et al. Thermal and mechanical modeling of load-bearing cold-formed steel wall systems in fire [J]. Journal of Structural Engineering， 2014， 140（8）： 657-670.

（編輯 胡玲）