钢-混凝土组合梁是大跨度结构和高层建筑中使用最为广泛的结构形式[1]之一，目前，钢-混凝土组合梁在城市立交桥梁结构及建筑结构中均已得到了广泛应用，并朝着大跨方向发展。随着大量高层建筑的迅速发展，建筑火灾时有发生，对人的生命和财产都会造成极大的危害。钢-混凝土组合梁作为主要的承重构件之一，研究组合梁的抗火性能对于掌握结构的安全性具有重要意义。火灾时，结构中的钢-混凝土组合梁端部在约束作用下出现高次超静定，内力变化和破坏形态极其复杂。已有研究表明，组合梁在火灾下发生大挠度时将通过悬链线效应继续承载，其承载能力远超过基于小变形建立的组合梁弯曲正截面理论值[2―3]。
国内外学者对钢梁、组合梁的单个构件和处于整体结构中的力学性能的研究均基于英国Broadgate火灾及Cardington足尺抗火试验的基础上所展开。Liu等[4]通过对纯钢梁施加水平约束来模拟整个框架的相邻部分的约束效应，得出轴向约束对最终悬链线效应的影响关系。董毓利[5]、赵金城等[6]和李国强等[7]分别对整体结构中或带约束的钢梁进行试验研究，获得温度场的分布情况和变化规律。Yin和Wang[8]通过对约束钢梁的理论分析掌握约束钢梁抗火能力计算方法。总的来说，单独工作的钢梁在遭遇火灾高温时的力学性能退化较快，导致构件很快即丧失承载力。
相比之下，钢-混凝土组合梁中由于钢和混凝土的共同作用，使得其抗火性能得到了极大的提升。对于独立组合梁，毛小勇和肖岩[9]对标准升温下轻钢-混凝土组合梁的抗火性能进行了研究，采用折减系数法分析了火灾下轻钢-混凝土组合梁的承载力变化情况。高轩能等[10]开展了 5个冷弯薄壁槽钢-混凝土组合梁试件在国际标准火灾曲线下的受火试验，考虑了荷载水平、防火涂层厚度和槽钢截面高度等参数的影响。王园园等[11]对钢-混凝土连续组合梁进行了研究，采用基本力学原理分析叠合界面在均布荷载和集中荷载分别作用下的滑移和滑移应变，得到了界面滑移和滑移应变沿梁长的分布规律。Ahn和Lee[12]对不同保护程度的钢-混凝土组合梁进行了研究，根据耦合热应力分析表明由弯矩-容量准则预测的耐火性可以是不守恒的的结论。
为了考虑整体结构周边约束的影响，李国强的研究团队[13―17]针对带约束的钢-混凝土组合梁进行了火灾试验研究和理论分析，主要得出组合梁的悬链线效应能有效提高组合梁极限抗火能力并给出极限抗火能力的计算方法。董毓利等[18―21]分别对实际整体结构中的组合梁和框架组合梁进行了研究，提出实际工程中应加强对柱和节点的保护，有利于提高组合梁的极限承载能力。Ali等[22]进行了端部约束蜂窝组合梁的试验研究，由于悬链线效应的存在使蜂窝组合梁在大挠度变形下并未发生断裂破坏，得出相应的大挠度简化计算方法。张超等[23]对型钢混凝土框架结构力学性能进行了研究，得出火灾后型钢混凝土框架破坏形式为框架梁破坏，破坏时在框架梁端及跨中均形成了塑性铰的结论。
相关研究发现，大变形下产生的悬链线效应能显著提高组合梁的承载能力，并且其发展机制与端部约束力的大小有直接关系。基于经典力学原理，文献[15]建立了带约束组合梁的计算简图，具体如图1所示。由图可知，大变形下组合梁的平衡方程为：
式中：FT为温度T时组合梁轴力；δV为跨中竖向挠度，δV=δt+δm，δm为力学荷载引起的跨中挠度，δt为温度荷载引起的跨中挠度；Mf为外荷载作用引起的总弯矩；Mm为温度T时组合梁跨中截面的抵抗弯矩；Me为温度T时组合梁梁端截面的抵抗弯矩。
图1 约束组合梁受力示意图[13]
Fig.1 Equilibrium diagrams of restrained composite beams[13]
但是，在以往的研究中，多数试验限于试件实际情况或者条件限制等原因并不能直接测出端部约束力的大小(比如端部约束弯矩Me，端部面内轴向力NT=FT)，或者是通过间接测试轴向应变和截面轴向刚度来换算出组合梁的端部约束力，存在一定的不确定性。因此，获取真实、可靠的截面内力对分析钢-混凝土组合梁的力学行为和建立相应的设计方法具有重要的意义。
因此，本文在钢-混凝土组合梁的端部设计约束装置，通过在试件端部安装拉压传感器，再基于力的平衡即可获得钢-混凝土组合梁在火灾下变形时截面内力的变化过程，从而有助于定量分析大变形下悬链线效应的发生机理。火灾试验过程中，通过测得截面温度、竖向位移、梁端轴力以及火灾后对试件破坏现象的观察，得出火灾过程中端部约束钢-混凝土组合梁截面温度变化规律、内力重分部变化趋势以及梁端弯矩对组合梁悬链线效应的影响。研究成果可以为钢-混凝土组合梁在火灾作用下的受力机理提供重要参考，并为后期提出相关计算方法提供数据支持。
1 试验概况
1.1 试件设计
组合梁试件为足尺试件，剪力连接键为栓钉A16×90，单排布置于钢梁上翼缘，纵向间距为120 mm。构件尺寸均为7400 mm×1565 mm×120 mm，梁的净跨度为5700 mm。每根构件的钢筋布置相同，梁-柱节点采用端板焊接连接形式。组合梁截面温度测点、配筋、节点及组合梁正视图的各参数如图 2所示，其中图2(d)组合梁正视图由于对称性只画出一半结构。钢梁为热轧 HN型钢，尺寸为国标HN250 mm×125 mm×6 mm×9 mm。采用同批商品混凝土，混凝土强度等级为C30，混凝土保护层厚度为20 mm。
根据GB/T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》的要求，测得混凝土标准立方体试块28 d抗压强度为40.1 MPa，试验时测得混凝土立方体抗压强度fcu,m分别为47.2 MPa和46.6 MPa。钢筋混凝土板内采用直径8 mm钢筋，屈服强度fy为392 MPa，抗拉强度fu为615 MPa，钢筋伸长率δ为19.1%，弹性模量Es为2.05×105 MPa。试验时混凝土板的含水率w分别为3.54%和3.25%。
1.2 加载方式
组合梁加载方式为两点集中加载，加载点为组合梁净跨度的三分点处，采用量程为1000 kN的千斤顶施加荷载，如图3所示。开始点火前要预先施加荷载，达到目标荷载值时持续 20 min。SC-1与SC-2的目标荷载值分别为40 kN和60 kN，对应的荷载比(即火灾试验施加荷载值与常温下塑性极限荷载值的比值)分别为0.3和0.5。
图2 组合梁几何尺寸、配筋及温度测点布置
Fig.2 Geometric dimension, reinforcement and temperature measurement points of composite beams
图3 组合梁加载图
Fig.3 Loading sketch of composite beams
1.3 测量内容
1.3.1 温度测量
钢梁表面、混凝土翼板及钢筋所测热电偶为K型热电偶，测量温度范围为 0 ℃～1100 ℃，测点温度通过 IMP板和温度采集仪采集并存储。图 4中C1～C7为截面温度测点分布，截面测点距离根据试验要求进行布置。混凝土板内测点间的距离为20 mm，钢筋及钢梁在翼缘和腹板处的温度测点的具体布置如图1(a)所示。
1.3.2 约束力测量
组合梁试件放置于水平炉周边支撑钢梁上，支座处用滚轴来支撑。组合梁梁端钢柱(HN400 mm×200 mm×8 mm×13 mm)为试件提供端部约束，通过拉压传感器与水平反力架连接，组合梁试件每边各放置两个拉压传感器，共四个拉压传感器(LC-1～LC-4)，量程均为1000 kN，如图4所示。通过在试件端部安装拉压传感器，可以实际测量组合梁在火灾下变形时端部约束力的变化。
1.3.3 位移测量
试验过程中用差动式变压器位移计(LVDT)测量组合梁在火灾下的竖向位移变化，在组合梁试件布置图中W1～W10为差动式位移计。其中，W3、W8位移计测量跨中处挠度，差动式位移计量程为500 mm。位移计双排布置，距板边缘距离为 150 mm。梁端部采用弹簧位移计 WY1～WY-4用于测量组合梁水平位移变化趋势。WY1和WY2位于梁左端，WY3和WY4位于梁右端，如图4所示。
图4 组合梁试验布置图
Fig.4 Layout sketch of composite beam test
2 试验现象
试验全过程包括预载阶段、受火阶段及降温阶段。SC-1和 SC-2的荷载目标值分别为 40 kN和60 kN，停火时间分别为77 min和60 min。组合梁裂缝和破坏形态以跨中为中心，两端发展趋势基本相同，故只画出其1/2结构进行描述。图5中实线部分为上表面裂缝，粗线表示主裂缝；虚线部分为试验后观察到的下表面裂缝，其中下表面裂缝截断处虚线为钢梁部分。
2.1 试验中现象
点火前先施加荷载，至点火升温时 SC-1组合梁混凝土翼板背火面未观察到裂缝出现，而 SC-2施加的外部荷载较大，导致在支座上方的混凝土板面出现了细微贯通裂缝。
图5 组合梁裂缝图
Fig .5 Crack sketch of composite beams
SC-1：点火后7 min时，在支座处混凝土翼板背火面出现横向贯穿裂缝③，如图5(a)所示。此时梁端负弯矩达到-121 kN·m并保持继续增长，炉内温度为613 ℃。16 min时在梁反弯点处开始出现积水，支座附近裂缝未出现积水，这是由于支座处混凝土翼板温度较低仍未达到100 ℃，而反弯点处翼板和钢梁温度较高。22 min～34 min时在支座至1/3跨处混凝土板面发展出多条横向间距约为 150 mm的贯穿裂缝，具体如图6所示。34 min～50 min时在裂缝③～⑦之间的斜裂缝较明显，这是因为组合梁竖向位移增大，底部钢梁受拉并通过栓钉对板内钢筋和混凝土产生剪应力，由于剪力滞后效应的存在，剪应力沿梁纵向分布不均匀所致。此外，文献[14]中的组合梁抗火试验中也出现类似裂缝分布。至 77 min试验结束时跨中挠度不断增大达到290 mm。由于组合梁截面上的温度仍然持续上升，刚度继续降低，竖向位移继续保持增长直至达到最大值310 mm。
图6 组合梁试验中现象
Fig.6 Composite beam phenomenon in test
SC-2：由于两试件只有荷载比α不同，试验过程中现象变化基本相同。不同点主要体现在以下几个方面：1)点火前预加载过程中在支座处出现细微贯通裂缝；2)达到极限破坏时所需时间不同，SC-2试验结束时间为60 min，明显看出梁的竖向位移大于SC-1并测得最大挠度值为394 mm；试验结束时SC-2破坏程度更为严重，残余变形较大，试件降温收缩时跨中轴力始终受拉使水平位移不断增加直至组合梁截面受力平衡。
试验过程中发现，最大裂缝一般出现在梁端负弯矩处，因此为避免大裂缝出现，进行组合梁设计时应加强对负弯矩处的保护。
2.2 试验后现象
试验后现象主要观察钢梁和混凝土板底面的破坏状态，钢梁下翼缘屈曲的位置及腹板侧扭屈曲的程度。
在支座附近下翼缘屈曲部位，钢梁上翼缘与混凝土翼板交界面处出现滑移现象，此处交界面受到的剪应力最大，说明即使完全抗剪连接也会出现相对滑动。混凝土翼板底部跨中处由于直接受火，混凝土延性较差且受到内力重分布影响，裂缝呈“网状”分布，无主裂缝出现。梁端混凝土边缘中间处出现一条竖向裂缝，这是由于板内纵向钢筋对梁端混凝土产生的拉应力大于混凝土抗拉强度，此处裂缝在SC-1中没有出现。
距支座约 550 mm处钢梁下翼缘开始出现屈曲。钢梁下翼缘屈曲部位远离支座一定距离主要有两方面原因：1)此处为受火边缘，炉内、外钢梁刚度变化较大，应力较集中；2)组合梁端部约束，钢柱为钢梁提供了平面外约束。
两试件在受火跨内钢梁腹板和下翼缘都发生侧扭屈曲，腹板与上翼缘角度分别约呈30°和90°，在腹板中部平行腹板方向倾角开始逐渐变大。其中，SC-2底部钢梁腹板和下翼缘出现平面外整体失稳，如图7(b)所示。这种失稳情形出现在板底钢梁的受拉区，这与以往文献中单个钢梁构件受火时受压翼缘局部屈曲导致整体侧向失稳的情形不同。
3 温度场分析
炉内四周均布置S型铠装热电偶，温度测量范围为 0 ℃～1200 ℃。炉温采用 ISO834标准升温曲线，其表达式为：Tg-Tg(0)=345 log10(8t+1)。实际升温曲线与 ISO834标准升温曲线拟合良好，满足试验要求，如图8所示。
图7 试验后钢梁变化
Fig.7 Steel beam change after test
图8 温度-时间曲线
Fig.8 Time-temperature curves
组合梁不同材料之间的温度变化差异较大，相互影响易产生温度应力。图9(a)～图9(d)分别为组合梁跨中处钢梁截面、钢梁上侧混凝土、钢梁外侧混凝土、混凝土板内钢筋的温度-时间(T-t)变化曲线。从图9(a)中可以看出两试件升温变化趋势相同，钢梁的温度随着升温试验的进行不断升高。升温时间不同，钢梁最大温度也不同，分别为 1012 ℃和917 ℃。测点T8为上翼缘与混凝土板接触处，升温速率低于钢梁其他测点。
由图9(b)可知，测点离混凝土下表面越近升温速率越快，最高温度值越高。T7为钢梁与混凝土板接触处测点，相较于其他测点，温度最高，升温和下降速率明显。混凝土板内的测点温度达到100 ℃时由于板内水分蒸发所带走的热量与混凝土所吸收的热量基本持平，会出现不同程度水平段。钢梁外侧混凝土与钢梁上侧相同深度处测点相比温度基本相同，说明钢梁对其上部混凝土的热传导影响较小。
图9 组合梁跨中截面温度变化曲线
Fig.9 Temperature variation curves at mid span of composite beams
钢筋处上、下温度测点距板面和板底的距离均为 20 mm。由图9(d)可以看出板顶处钢筋测点在100 ℃处出现水平段，与相同埋深处的混凝土测点温度变化趋势相同。板底钢筋升温速率较快，两试件几乎以相同速率达到最高温度408 ℃。
从图9中可以看出两试件在相同时间内温度变化基本相同，跨中截面温度梯度较大且易产生附加弯矩，对组合梁极限承载能力产生不利影响。混凝土板与钢梁相比存在热惰性，停火后钢梁温度和炉内温度仍然高于混凝土板内温度，在热传导作用下板内温度会继续升高一段时间。
4 竖向位移
对于本文组合梁，极限承载状态的判别标准有两种方法：1)取达到不适于继续承载的变形，即梁在支座间有效跨度的l/20；2)混凝土板表面温度超过初始温度180 ℃。组合梁净跨度为5700 mm，竖向位移达到285 mm即视为试件达到火灾下极限承载能力状态。本试验中，SC-1和SC-2停火时竖向位移分别为295 mm(C′点)和380 mm(C点)，都达到了极限承载能力状态。图10即为位移-时间曲线，停火后竖向位移仍继续保持增长，最大位移分别为310 mm和394 mm。
图10 组合梁跨中竖向位移-时间曲线
Fig.10 Time-vertical deflection at mid span of composite beams
由图10可知，火灾作用下相同的组合梁承受的外部荷载越大，竖向位移发展越快，导致的总变形量也较大。停火后，混凝土板内温度继续升高，组合梁截面整体刚度仍在减小，跨中处位移会持续增大一段时间。但最终随着温度降低，两试件都有不同程度的变形回弹，组合梁跨中竖向位移变化如图11所示。SC-1的收缩变形幅度为35 mm，大于SC-2。
两试件除了最大位移和降温段位移恢复程度不同之外，其余时段位移增长变化趋势基本相同。SC-2的耐火时间为 45 min，较 SC-1(73 min)减少38.4%。由此可知，荷载比是影响组合梁抗火性能最重要的参数之一。
图11 组合梁跨中处竖向位移变化
Fig.11 Vertical displacement change of composite beam
5 水平位移
由于左、右梁端水平位移变化趋势基本相同，此处只取组合梁左端位移进行分析。水平位移向内收缩取为正(＋)，向外膨胀取为负(－)，水平位移变化曲线如图12所示。
图12 组合梁水平位移
Fig.12 Horizontal displacement of composite beams
升温初期，SC-1组合梁板面有裂缝出现，竖向位移有较小变形，水平位移向内收缩，变化幅度为1.2 mm。随着组合梁截面温度不断升高，沿板长向开始出现膨胀变形，水平位移逐渐向外膨胀，达到-4.9 mm时停止。此阶段主要由于温度梯度较大，钢梁和混凝土板最大温差为761 ℃，产生了较大的温度应力使组合梁向外膨胀。36 min～84 min，水平位移继续向内移动。随着组合梁截面温度逐渐降低，截面中性轴开始降低，水平位移向外移动，至0.4 mm时停止。
SC-2变化趋势不同于SC-1，SC-2在水平位移达到-3.8 mm时保持不变。30 min后材料性能进一步降低，梁截面最大温度梯度变化继续增大达到778 ℃，集中荷载作用占据主导地位，水平位移不断向内移动，至试验停止时 SC-2最大水平位移残余值为9 mm。
另外，组合梁水平位移与跨中轴力联系密切，一般表现为跨中轴力受拉时水平位移向内移动，受压时水平位移向外移动。因此，研究水平位移变化情况有助于分析组合梁内力变化。
6 组合梁内力变化
为定量地研究火灾下钢-混凝土组合梁的承载过程中内力的变化，本文通过实时测量组合梁端部约束力，从而根据力学平衡原理可以获得跨中轴力、端部弯矩等内力随受火时间的变化过程。
组合梁内力变化分析可分为升温段和降温段，升温段包括升温膨胀阶段、跳跃阶段、悬链线阶段。在组合梁整个受火过程中升温膨胀阶段、跳跃阶段、悬链线阶段分别对应图13和图14中的①、②、③阶段。其中，图13(a)和图14(a)中LC-1～LC-4为拉压传感器，测试的为组合梁端约束力。以此数据为基础，再根据力学平衡原理，可以获得组合梁截面上的轴力和端部约束弯矩。本文规定，轴力受拉为正(＋)，受压为负(－)，如图5所示。左、右梁端弯矩变化趋势基本相同，此处取左端的梁端负弯矩的数据进行分析。
阶段①：升温试验开始前，在预荷载作用下组合梁出现微小挠曲变形，梁跨中截面处于受拉状态。升温初期集中荷载作用占主导地位，跨中轴拉力不断增大，SC-2最大轴拉力为79.8 kN，较SC-1高20.2%。随着炉内温度持续升高，钢梁开始屈曲，抗弯能力下降，梁端负弯矩逐渐减小。SC-1梁端负弯矩值在 10 min (A点)时最大为 127.7 kN·m。6 min～12 min内组合梁跨中轴力为压力，增长趋势基本为线性增长。SC-2梁端负弯矩最大值为-144.6 kN·m，比SC-1高13.2%。SC-2跨中轴力变化速率达到23.7 kN/min远高于SC-1的13.3 kN/min。梁端负弯矩有利于塑性铰形成，使组合梁极限承载能力降低，造成两试件梁端弯矩不同的主要原因是：SC-2荷载较大，达到最大负弯矩时受火时间较短，组合梁截面刚度仍然较大，弯矩能继续增长直至钢梁下翼缘屈曲。
图13 SC-1内力变化曲线
Fig.13 Internal force curves in specimen SC-1
图14 SC-2内力变化曲线
Fig.14 Internal force curves in specimen SC-2
阶段②：SC-1跨中轴力以4.1 kN/min的平均速率迅速减小，逐渐向悬链线阶段发展。LC-1和LC-3轴拉力随挠度增长而不断增大，此时梁跨中最大挠度为 109 mm，钢梁屈曲处下翼缘温度为 547 ℃，主要由上翼缘承受压力。LC-2和LC-4轴压力受到钢梁屈曲和挠度增大的影响而不断降低。梁端弯矩随端部轴力的降低而不断下降，变化趋势基本呈线性下降，下降幅度为23 kN·m。SC-2在此阶段内跨中轴压力先保持不变后逐渐降低，说明组合梁截面内力由平衡逐渐降低。梁端 LC-1～LC-4轴力同时减小，梁端弯矩也持续减小且呈线性发展，结合其内力变化曲线可得出集中荷载和组合梁因刚度下降造成的轴拉力增长值与温度应力产生的轴压力降低值基本相等。
阶段③：此阶段为悬链线阶段，组合梁截面表现为拉力且随着挠度不断增大轴拉力也持续增大，如图13(b)所示。SC-1试件在50 min时组合梁截面合力为零，组合梁轴力由压力转变为拉力是组合梁进入悬链线阶段的转折点。81 min时跨中最大轴拉力为72 kN，是其施加集中荷载值(40 kN)的1.8倍。钢梁屈曲处混凝土板面出现多条主裂缝，形成塑性铰，梁的跨中挠度为 232 mm。组合梁承载方式为抗弯和悬链线效应共同承载，外部荷载增加的弯矩主要由轴力和跨中挠度形成的抵抗弯矩来承担。SC-2在此阶段钢梁和混凝土材料性能退化较严重，内力重分布较明显。60 min～62 min时跨中轴力迅速升高，变化速率大小同悬链线初期阶段的变化速率，即 7.7 kN/min。组合梁挠度逐渐增大，混凝土板底层钢筋参与工作而受拉使端部拉力增大。在63 min时跨中最大轴拉力为150 kN，是其施加集中荷载值(60 kN)的2.5倍。由此可知，同等条件下相同时间内荷载值越大悬链线效应越明显。
降温段：随着组合梁截面温度逐渐降低，挠曲变形开始恢复。两试件跨中轴力都是先减小后增大，但变化幅度相差较大：SC-1最大变化幅度为88.2 kN，轴向力的变化趋势为拉力-压力-拉力；SC-2为25.6 kN，轴向力变化趋势始终为拉力。随着组合梁中性轴逐渐降低，SC-1梁端负弯矩迅速从-46.6 kN·m(E点)减小到-9.8 kN·m(F点)。钢梁在此阶段温度迅速降低，截面恢复力度较大，在端部约束情况下钢梁产生了较大的拉力。由于混凝土板的热惰性，板内钢筋温度继续升高。SC-2在G时刻后跨中轴力和梁端弯矩几乎保持不变，组合梁截面在外荷载作用下内力平衡。
7 结论
本文专门设计了钢-混凝土组合梁端部约束力测试装置，再依据力学平衡原理计算出组合梁截面的内力大小，从而为研究火灾下钢-混凝土组合梁发生大变形时的悬链线效应机制提供数据支持。为此，开展了2个足尺钢-混凝土组合梁的火灾试验，通过拉压传感器测试端部约束力的大小，可以计算出组合梁截面的端部约束弯矩、跨中轴力随受火时间的变化曲线，并结合观察到的试验现象及竖向位移、水平位移等数据，得出以下主要结论：
(1)SC-2试件耐火极限时间为45 min，比SC-1耐火极限时间73 min降低了38.4%，说明荷载比越大，耐火极限时间越短。荷载比较大者残余变形也越大，不利于构件收缩恢复。
(2)在进入大变形阶段后，组合梁内悬链线效应充分发展阶段，两试件截面上最大轴向拉力分别达到72 kN和150 kN，为板顶施加的外部荷载值的1.8倍和2.5倍。可见，外部荷载值越大，变形越充分，组合梁的悬链线效应越明显。
(3)在受火过程中，钢-混凝土组合梁的面内轴力会有拉力-压力-拉力的变化过程，反映了构件复杂的内力重分布过程；梁端负弯矩在受火初期会有急剧增长的过程且幅值较大，随后会持续降低至点火前的弯矩大小。
(4)火灾下组合梁的破坏模式主要表现为梁端负弯矩处形成明显的塑性铰，同时板底钢梁的受拉下翼缘出现整体侧向失稳。这种失稳情形与单个钢梁构件独立工作时常见的受压翼缘屈曲导致钢梁整体失稳现象相悖。
(5)通过获得的钢-混凝土组合梁内力(跨中轴力、梁端弯矩等)与受火时间的变化曲线，可以为研究大变形下组合梁内悬链线效应机制的理论计算提供数据支持。
[1]聂建国, 余志武.钢-混凝土组合梁在我国的研究及应用[J].土木工程学报, 1999, 32(2): 3―8.Nie Jianguo, Yu Zhiwu.Research and practice of steel-concrete composite beams in China[J].China Civil Engineering Journal, 1999, 32(2): 3―8.(in Chinese)
[2]余志武, 丁发兴.钢-混凝土组合结构抗火性能研究与应用[J].建筑结构学报, 2010, 31(6): 96―109.Yu Zhiwu, Ding Faxing.Fire performance research and application on steel-concrete composite structures[J].Journal of Building Structures, 2010, 31(6): 96―109.(in Chinese)
[3]王卫永, 李国强.钢-混凝土组合梁抗火性能研究综述[J].建筑钢结构进展, 2014, 16(5): 1―8.Wang Weiyong, Li Guoqiang.A state-of-the-art review on fire resistance of steel-concrete composite beams[J].Progress in Steel Building Structures, 2014, 16(5): 1―8.(in Chinese)
[4]Liu T C H, Fahad M.K, Davies J M.Experimental investigation of behaviour of axially restrained steel beams in fire[J].Journal of Constructional Steel Reseach, 2002, 58(2): 1211―1230.
[5]董毓利.两层两跨组合钢框架抗火性能的试验研究[J].建筑钢结构进展, 2009, 11(3): 37―50.Dong Yuli.Experimental study on performance of 2-storey and 2-bay composite steel frames subjected to fire[J].Progress in Steel Building Structures, 2009,11(3): 37―50.(in Chinese)
[6]赵金城, 沈祖炎, 沈为平.钢框架结构抗火性能的试验研究[J].土木工程学报, 1997, 30(2): 49―55.Zhao Jincheng, Shen Zuyan, Shen Weiping.Experimental research on resistance of steel frames[J].China Civil Engineering Journal, 1997, 30(2): 49―55.(in Chinese)
[7]李国强, 贺军利, 蒋首超.约束钢梁抗火试验与验算[J].土木工程学报, 2000,33 (4): 23―26.Li Guoqiang, He Junli, Jiang Shouchao.Fire-resist ant experiment and theoretical calculation of a steel beam[J].China Civil Engineering Journal, 2000, 33 (4): 23―26.(in Chinese)
[8]Yin Y Z, Wang Y C.Analysis of catenary action in steel beams using a simplified hand calculation method, Part 2: Validation for non-uniform temperature distribution[J].Journal of Constructional Steel Research, 2005,61(3): 213―234.
[9]毛小勇, 肖岩.标准升温下轻钢-混凝土组合梁的抗火性能研究[J].湖南大学学报(自然科学版), 2005, 32(2):64―70.Mao Xiaoyong, Xiao Yan.Behavior of lightweight steel-concrete composite beams subjected to standard fire[J].Journal of Hunan University (Natural Sciences),2005, 32(2): 64―70.(in Chinese)
[10]高轩能, 黄文欢, 朱皓明.冷弯薄壁槽钢-混凝土组合梁受火试验研究[J].建筑结构学报, 2012, 33(5): 141―149.Gao Xuanneng, Huang Wenhuan, Zhu Haoming.Experimental research on cold-formed thin-walled channel steel concrete beam exposed to fire[J].Journal of Building Structures, 2012, 33(5): 141―149.(in Chinese)
[11]王园园, 段树金, 牛润明.钢-混凝土组合与叠合双重作用梁负弯矩区刚度和叠合面滑移研究[J].工程力学,2018, 35(增刊): 265―269.Wang Yuanyuan, Duan Shujin, Niu Runming.Analysis of bending stiffness and contact slip of a steel-concrete composite beam with double actions of combination and lamination[J].Engineering Mechanics, 2018, 35 (Suppl):265―269.(in Chinese)
[12]Ahn J, Lee C.Fire behavior and resistance of partially encased and slim-floor composite beams[J].Journal of Constructional Steel Research, 2017, 12(9): 276―285.
[13]李国强, 王银志, 郝坤超.约束组合梁抗火性能试验研究[J].自然灾害学报, 2007, 16 (6): 93―98.Li Guoqiang, Wang Yinzhi, Hao Kunchao.Experimental investigation on fire-resistant behavior of restrained composite beams[J].Journal of Natural Disasters, 2007,16(6): 93―98.(in Chinese)
[14]李国强, 周宏宇.钢-混凝土组合梁抗火性能试验研究[J].土木工程学报, 2007, 40(10): 19―26.Li Guoqiang, Zhou Hongyu.Experimental study on the fire resistance of steel-concrete composite beams[J].China Civil Engineering Journal, 2007, 40(10): 19―26.(in Chinese)
[15]李国强, 王银志, 崔大光.约束组合梁抗火试验及理论研究[J].建筑结构学报, 2009, 30(5): 177―183.Li Guoqiang, Wang Yinzhi, Cui Daguang.Experimental investigation and theoretical analysis of restrained composite beam subjected to fire[J].Journal of Building Structures, 2009, 30(5): 177―183.(in Chinese)
[16]李国强, 王银志, 王孔藩.考虑结构整体的组合梁极限抗火性能分析[J].力学季刊, 2006, 27(4): 726―732.Li Guoqiang, Wang Yinzhi, Wang Kongfan.Research on fire resistance capacity of composite beams with considering axial restrain[J].Chinese Quarterly of Mechanics, 2006, 27(4): 726―732.(in Chinese)
[17]王银志, 李国强.考虑结构整体性的组合梁抗火性能研究[J].自然灾害学报, 2008, 17(3): 96―105.Wang Yinzhi, Li Guoqiang.Research on fire-resistance capacity of composite beams with considering structural integrity[J].Journal of Natural Disasters, 2008, 17(3):96―105.(in Chinese)
[18]董毓利, 王德军.框架组合梁抗火性能试验[J].哈尔滨工业大学学报, 2008, 40 (2): 178―182.Dong Yuli, Wang Dejun.Experimental study on behavior of frame composite steel beams in fire[J].Journal of Harbin Institute of Technology, 2008, 40(2):178―182.(in Chinese)
[19]吕俊利, 董毓利, 杨志年.受火条件下整体结构中组合梁破坏形态研究[J].沈阳建筑大学学报(自然科学版), 2010, 26(5): 823―827.Lü Junli, Dong Yuli, Yang Zhinian.Study of the composite beam’s failure modes in whole structure under fire[J].Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science), 2010,26(5): 823―827.(in Chinese)
[20]吕俊利, 董毓利, 杨志年.单跨组合梁火灾变形性能研究[J].哈尔滨工业大学学报, 2011, 43(8): 16―20.Lü Junli, Dong Yuli, Yang Zhinian.Deformation investigation of single-span composite beam subjected to fire[J].Journal of Harbin Institute of Technology, 2011,43(8): 16―20.(in Chinese)
[21]李兵, 董毓利, 娄永杰, 等.足尺钢框架中连续板格火灾实验研究[J].工程力学，2015, 32(1): 145―153.Li Bing, Dong Yuli, Lou Yongjie, et al.A fire test of continuous panels in a full-scale steel-framed structure[J].Engineering Mechanics, 2015, 32(1): 145―153.(in Chinese)
[22]Ali N, Faris A, Naveed A, et al.Fire resistance of axial restraint composite floor steel cellular beams[J].Journal of Constructional Steel Research, 2017, 136(9): 229―237.
[23]张超, 薛铎, 王广勇, 等.火灾后型钢混凝土框架结构力学性能试验研究及分析[J].工程力学, 2018, 35(5):152―161.Zhang Chao, Xue duo, Wang Guangyong, et al.Experimental research and analysis on the post-fire performance of steel reinforced concrete frame structures[J].Engineering Mechanics, 2018, 35(5): 152―161.(in Chinese)