羅斌

（蘭州理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730050）

隨著我國(guó)政府層面推廣裝配式建筑力度的不斷加大［1］，混凝土疊合板作為裝配整體式混凝土結(jié)構(gòu)的重要部品構(gòu)件，因具有整體性好、施工速度快、節(jié)約模板、可大幅提升建筑預(yù)制率與裝配率等優(yōu)點(diǎn)［2］，受到工程界與學(xué)術(shù)界的廣泛關(guān)注.與此同時(shí)，由于人們對(duì)居住功能要求的日益提高，便于功能分割的大開(kāi)間住宅（6～8 m）逐漸成為民用建筑的發(fā)展趨勢(shì)［3］，而實(shí)現(xiàn)靈活大開(kāi)間住宅的關(guān)鍵技術(shù)則是大跨度樓板，因此研發(fā)適用于民用住宅建筑領(lǐng)域的大跨度混凝土疊合板是未來(lái)裝配式混凝土結(jié)構(gòu)發(fā)展的方向.

在不改變混凝土材料的前提下，利用內(nèi)置輕質(zhì)芯材在樓板中性軸附近彎曲應(yīng)力較小的部位形成空心或空腔的夾芯板、空心板，由于具有構(gòu)件自重輕、剛度大等優(yōu)點(diǎn)，是實(shí)現(xiàn)大跨度樓板的優(yōu)異構(gòu)造形式［4］.然而，混凝土疊合板是預(yù)制與現(xiàn)澆工藝的結(jié)合.若將具有自重輕、剛度大等優(yōu)點(diǎn)的夾芯板、空心板構(gòu)造形式用于疊合板中，不僅需要其部品構(gòu)件內(nèi)部具有一定的空心率，而且還要具備保證新老混凝土良好傳力性能的疊合面［5］.為此，Rahman 等［6］，Baran［7］及Ibrahim 等［8］將空心化技術(shù)應(yīng)用在預(yù)制底板中，并通過(guò)試驗(yàn)及理論分析的方法提出了預(yù)制空心疊合板.但這類(lèi)部品構(gòu)件由于將空心化技術(shù)應(yīng)用在預(yù)制底板中，無(wú)法有效降低后澆混凝土層的厚度，因此其組成的疊合板往往存在板厚度較大等缺點(diǎn).

隨后，學(xué)者們［9-11］又相繼提出多種形式的后置內(nèi)膜式預(yù)制混凝土空心疊合板（即在施工現(xiàn)場(chǎng)，待預(yù)制實(shí)心混凝土底板吊裝至指定位置后，再在預(yù)制底板上鋪設(shè)輕質(zhì)內(nèi)模芯材，最后澆筑后澆混凝土層而形成的預(yù)制混凝土空心疊合板）.但這類(lèi)疊合板構(gòu)件由于將輕質(zhì)內(nèi)模芯材布置在后澆混凝土層中，盡管降低了后澆混凝土層的厚度，避免了所組成疊合板較大的板厚，但其輕質(zhì)內(nèi)模芯材采用后置鋪設(shè)方法，降低了施工速度，無(wú)法體現(xiàn)裝配式技術(shù)的先進(jìn)性.

針對(duì)上述問(wèn)題，結(jié)合課題組前期對(duì)裝配式復(fù)合墻（由截面較小的鋼筋混凝土肋梁、肋柱及內(nèi)置蒸壓加氣混凝土砌塊組成）的研發(fā)及推廣應(yīng)用［12］，本次課題組將蒸壓加氣混凝土砌塊（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“加氣塊”）用于疊合板中，提出一種內(nèi)填加氣塊的復(fù)合疊合板（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“復(fù)合疊合板”），開(kāi)展了不同參數(shù)變化（縱肋間距、加氣塊位置、是否存在橫肋）的復(fù)合疊合板與現(xiàn)澆普通混凝土板受彎性能對(duì)比試驗(yàn)，分別從承載能力、彎曲剛度、截面整體工作性能等影響受彎性能的力學(xué)指標(biāo)參數(shù)開(kāi)展研究，對(duì)比分析了常規(guī)現(xiàn)澆板與復(fù)合疊合板受彎性能的異同；在此基礎(chǔ)上，重點(diǎn)研究了不同參數(shù)變化對(duì)復(fù)合疊合板彎曲剛度的影響機(jī)理；依據(jù)影響主次因素，分別提出了適宜于不同受力階段及不同構(gòu)造形式的疊合板短期彎曲剛度計(jì)算公式，得到的數(shù)據(jù)和結(jié)論可為該類(lèi)疊合板后續(xù)定型化研究及推廣應(yīng)用提供參考.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

共設(shè)計(jì)了5 塊單向板試件，試件基本參數(shù)見(jiàn)表1.LS-1～ LS-4 為本次提出的復(fù)合疊合板試件，LS-5為用于對(duì)比的普通現(xiàn)澆板.4塊復(fù)合疊合板中加氣塊采用A3.5級(jí)；LS-5與4塊復(fù)合疊合板（預(yù)制底板及后澆混凝土層）混凝土均采用普通C30 級(jí).4 塊復(fù)合疊合板的預(yù)制底板及LS-5 的底部縱向受拉鋼筋均采用12@150，并采用6@200 的橫向分布鋼筋；LS-1～LS-3 的后澆層及LS-5 的頂部分別配置10@150的縱向受拉鋼筋及6@300 的橫向分布鋼筋；為防止LS-1、LS-2 及LS-4 中橫肋素混凝土在加載前開(kāi)裂，在其橫肋上、下各設(shè)置了2 根6 的構(gòu)造鋼筋；4塊復(fù)合疊合板縱肋中的桁架鋼筋采用B140型［13］.

表1 試件基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of specimens

本文所提復(fù)合疊合板構(gòu)造見(jiàn)圖1；4 塊用于試驗(yàn)的復(fù)合疊合板具體構(gòu)造形式及配筋詳見(jiàn)圖2.

圖1 復(fù)合疊合板構(gòu)造示意圖Fig.1 Shape diagram of of CCS

圖2 復(fù)合疊合板的幾何尺寸及構(gòu)造（單位：mm）Fig.2 Geometric dimensioning and shape of CCSs（unit：mm）

1.2 試件制作

4 塊復(fù)合疊合板制作過(guò)程主要包括預(yù)制底板及后澆層制作兩道工序：

1）預(yù)制底板制作順序依次為：清理模胎，支放側(cè)模板，涂刷脫模劑，綁扎鋼筋網(wǎng)，布置鋼筋應(yīng)變片，澆筑50 mm 厚混凝土，之后將浸泡24 h 后的加氣塊（用以保證其與混凝土的黏接性）放入設(shè)計(jì)指定位置［12］，再澆筑50 mm 混凝土，待混凝土初凝后將所露的混凝土表面進(jìn)行人工粗糙面處理［13］.

2）后澆層制作工序順序依次為：以預(yù)制底板為底部模板支放側(cè)部模板，涂刷脫模劑，澆筑后澆層混凝土至距板頂20 mm 處，放入后澆層構(gòu)造鋼筋網(wǎng)，繼續(xù)澆筑至試件頂，形成復(fù)合疊合板.

1.3 材料性能

5 塊試件為同批次制作.試件澆筑時(shí)，同期制作邊長(zhǎng)為150 mm 的標(biāo)準(zhǔn)立方體及邊長(zhǎng)為150 mm×150 mm×300 mm 的標(biāo)準(zhǔn)棱柱體試塊（每種尺寸均為3塊），標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28 d后，實(shí)測(cè)4塊復(fù)合疊合板的預(yù)制底板及試件LS-5 所用混凝土的立方體抗壓強(qiáng)度平均值為32.2 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度平均值為18.9 MPa；4塊復(fù)合疊合板的后澆層混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值為27.7 MPa，軸心抗壓強(qiáng)度平均值為17.6 MPa.實(shí)測(cè)試件中12鋼筋的屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度平均值分別為420 MPa、598 MPa；10鋼筋屈服強(qiáng)度及抗拉強(qiáng)度平均值分別為411 MPa、583 MPa.

1.4 加載方案及測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)采用在板跨度三分點(diǎn)位置施加2 個(gè)相等的豎向集中荷載模擬均布荷載的方法，加載點(diǎn)使用30 t 油壓千斤頂，加載裝置如圖3所示.

圖3 試件靜載加載現(xiàn)場(chǎng)Fig.3 Loading test site of specimens

當(dāng)試件達(dá)到跨中撓度超過(guò)跨度的1/50、后澆層頂部混凝土被壓碎、底部受拉縱筋被拉斷、試件斷裂或試件表面出現(xiàn)剝落的條件之一時(shí)，認(rèn)定試件已達(dá)到承載能力極限狀態(tài)并停止加載［14］.

試件中鋼筋應(yīng)變片貼于板底縱向受拉鋼筋跨中位置；位移計(jì)及混凝土應(yīng)變片布置如圖4所示.

圖4 試件的混凝土應(yīng)變及位移計(jì)測(cè)點(diǎn)布置（單位：mm）Fig.4 Location of strain gauges and LVDTs of specimens（unit：mm）

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 承載能力及破壞特征

5塊試件最終破壞均是由于撓度、最大裂縫或者受拉主筋應(yīng)變值超過(guò)限值要求而破壞.由圖5（試件最終裂縫分布圖）及表2（試驗(yàn)實(shí)測(cè)各試件特征荷載值）可看出：

表2 試件特征荷載Tab.2 Characteristic loads of specimens kN

圖5 試件裂縫分布Fig.5 Crack distribution of specimens

1）LS-5 的開(kāi)裂荷載分別比LS-1～LS-4 大64.71%、79.48%、75%、75%，但隨著荷載的增加，其屈服荷載卻分別比LS-1～LS-4 小38.58%、30.20%、29.71%、22.81%；試件破壞時(shí)，LS-5 的極限荷載分別比LS-1～LS-4 小32.17%、28.27%、26.60%、27.30%.本文認(rèn)為造成這一現(xiàn)象的原因主要是4 塊復(fù)合疊合板內(nèi)部配置鋼筋桁架所致［15］.

2）4塊復(fù)合疊合板的開(kāi)裂荷載相差不大，說(shuō)明本次所設(shè)計(jì)的4 種構(gòu)造形式對(duì)開(kāi)裂荷載影響不大.但隨著荷載增加，試件承載能力差異逐漸顯現(xiàn)，LS-1的屈服荷載及極限荷載最高，說(shuō)明縱肋間距對(duì)后期承載能力影響較大.

2.2 受彎性能

2.2.1 荷載-撓度曲線(xiàn)

由圖6 所示荷載（F）-跨中撓度（δ）曲線(xiàn)分析知（圖中試驗(yàn)所測(cè)撓度值為依據(jù)文獻(xiàn)［14］中的規(guī)定，乘以修正系數(shù)ψ（0.98）后的值）：

圖6 試件荷載-跨中撓度曲線(xiàn)Fig.6 Load-deflection curves at mid-span of specimens

1）5 塊試件的曲線(xiàn)均呈明顯的三段式分布.加載初期，曲線(xiàn)近似為一條直線(xiàn)，此時(shí)試件剛度較大，撓度較??；當(dāng)?shù)撞渴芾瓍^(qū)混凝土開(kāi)裂后，由于試件的彎曲剛度的減小，曲線(xiàn)均出現(xiàn)第一個(gè)明顯的拐點(diǎn)；此后曲線(xiàn)呈現(xiàn)攀爬式的曲線(xiàn)特征，隨著受拉鋼筋逐漸屈服，曲線(xiàn)出現(xiàn)第二個(gè)明顯的拐點(diǎn)；此后隨加載的繼續(xù)，除LS-4 外，其他試件的曲線(xiàn)趨勢(shì)基本呈平行于撓度軸一側(cè)發(fā)展，呈現(xiàn)破壞前較好的彎曲變形特征.

2）4 塊復(fù)合疊合板在同級(jí)荷載作用下，LS-1 的撓度最小，說(shuō)明縱肋間距對(duì)提高試件彎曲剛度最為顯著；LS-2 與LS-3 的曲線(xiàn)較為接近，尤其是在彈性階段曲線(xiàn)基本重合，說(shuō)明是否設(shè)置橫肋對(duì)試件的彎曲剛度影響較小；LS-4 的撓度最大，且在加載后期從曲線(xiàn)看出有滑移現(xiàn)象出現(xiàn)（見(jiàn)2.3節(jié)），說(shuō)明加氣塊位置對(duì)試件剛度有較大的影響.

2.2.2 荷載-鋼筋應(yīng)變曲線(xiàn)

由圖7 所示各試件的荷載（F）-跨中縱筋應(yīng)變（ε）曲線(xiàn)分析知：

圖7 試件荷載-鋼筋應(yīng)變曲線(xiàn)Fig.7 Load-rebar strain curves at mid-span of specimens

1）5 塊試件曲線(xiàn)均呈三段式發(fā)展，同時(shí)由于4 塊復(fù)合疊合板在縱肋中配置了桁架鋼筋，有效分擔(dān)了底部縱向受拉鋼筋所受的拉應(yīng)力，因此在同級(jí)荷載作用下，其鋼筋應(yīng)變值均小于LS-5［16］.

2）4塊復(fù)合疊合板在同級(jí)荷載作用下，由于試件LS-1 的桁架鋼筋數(shù)量要比其他3 塊試件多1 道，其分擔(dān)底部鋼筋的拉應(yīng)力作用也較其他3 塊要更顯著一些，進(jìn)而其板底縱向受力鋼筋的應(yīng)變?cè)谕?jí)荷載下小于其他3塊復(fù)合疊合板.在鋼筋屈服前，LS-2與LS-3 底部縱向受拉鋼筋應(yīng)變較為接近，僅在破壞階段，試件LS-2 的受拉鋼筋應(yīng)變值略大于LS-3，說(shuō)明橫肋對(duì)試件受拉鋼筋受力影響較為微弱；LS-4 底部縱向受拉鋼筋拉應(yīng)變?cè)谑軓澾^(guò)程中均大于LS-2，但破壞階段，由于LS-4 出現(xiàn)滑移（見(jiàn)2.3 節(jié)），造成板底縱向受拉鋼筋未出現(xiàn)屈服平臺(tái)階段，而在后期一致保持直線(xiàn)上升，說(shuō)明加氣塊位置對(duì)試件底部縱向受拉鋼筋受力有一定影響.

2.3 整體工作性能

圖8 所示為布置于4 塊復(fù)合疊合板的預(yù)制底板與后澆層之間板端位移計(jì)所測(cè)得的試件板端荷載（F）-滑移（Δ）曲線(xiàn)，可以看出：

圖8 復(fù)合疊合板荷載-板端滑移曲線(xiàn)Fig.8 Load-slip curves of CCSs

1）4 塊復(fù)合疊合板在彈性階段中預(yù)制底板與后澆層均保持良好的協(xié)同工作性能，均未出現(xiàn)滑移現(xiàn)象.

2）進(jìn)入彈塑性階段，尤其到加載后期的破壞階段，4 塊復(fù)合疊合板中，LS-4 出現(xiàn)了明顯的預(yù)制底板與后澆層間的滑移現(xiàn)象，結(jié)合圖6 也可看出，在加載后期其荷載-撓度曲線(xiàn)也由于滑移現(xiàn)象而呈現(xiàn)曲線(xiàn)繼續(xù)上升的趨勢(shì)，說(shuō)明該類(lèi)疊合板中加氣塊位置對(duì)是否出現(xiàn)預(yù)制底板與后澆層之間的滑移有較大影響［17-18］.

3 彎曲剛度計(jì)算

3.1 彎曲剛度影響因素分析

3.1.1 縱肋

舉一個(gè)例子，現(xiàn)在進(jìn)行時(shí)有兩層含義：當(dāng)下此刻正在發(fā)生，以及最近一段時(shí)間正在發(fā)生。當(dāng)學(xué)生學(xué)習(xí)現(xiàn)在進(jìn)行時(shí)的意義時(shí)，可能對(duì)這兩層含義有所混淆，不是很理解，這時(shí)，教師就可以列舉不同組的例子，讓學(xué)生感受其不同：I am writing a novel now/I am writing a novel recently;She is dancing at this moment/She is dancing these weeks.多樣的簡(jiǎn)單句便可以很好呈現(xiàn)含義的區(qū)別，學(xué)生理解不再有困難，學(xué)習(xí)動(dòng)機(jī)也會(huì)加強(qiáng)。

從本次試驗(yàn)所得到的圖9 中LS-1 與LS-2 在整個(gè)加載過(guò)程中的彎曲剛度（提取圖6 中的切線(xiàn)所繪制）也可看出：在荷載值為（0～40%）Fy時(shí)，試件LS-1的彎曲剛度明顯大于試件LS-2；隨著荷載的增加，兩塊試件的剛度逐漸接近.本文認(rèn)為，造成這一現(xiàn)象的原因主要是試件LS-1 的縱肋間距最小，所以其在受彎過(guò)程中，剪力滯后效應(yīng)影響最小，使得正截面受彎較為均勻，而在彈塑性階段后期，由于內(nèi)力重分布作用，使得剪力滯后效應(yīng)有所緩解［19-20］.

圖9 LS-1與LS-2抗彎剛度對(duì)比曲線(xiàn)Fig.9 Comparison curve of bending stiffness between LS-1 and LS-2

3.1.2 橫肋

由圖10 所示LS-2 與LS-3 的彎曲剛度對(duì)比圖（方法同圖9）可看出，在整個(gè)加載過(guò)程中兩者剛度值及變化趨勢(shì)基本一致，說(shuō)明橫肋對(duì)單向受力復(fù)合疊合板彎曲剛度影響較小.

圖10 LS-2與LS-3抗彎剛度對(duì)比曲線(xiàn)Fig.10 Comparison curve of bending stiffness between LS-2 and LS-3

3.1.3 加氣塊

文獻(xiàn)［21］研究表明，內(nèi)置磚塊填充體對(duì)雙向低肋大跨度板彎曲剛度貢獻(xiàn)較小，可僅將其作為恒荷載考慮；《現(xiàn)澆混凝土空心樓蓋技術(shù)規(guī)程》（JGJ/T 268—2012）［22］也規(guī)定，“且只有填充體彈性模量為混凝土彈性模量的10%以上時(shí)，其才會(huì)參與樓板的受力”.

本次試件的填充體均為加氣塊，其彈性模量?jī)H為混凝土的3.67%，且由圖11（LS-2與現(xiàn)澆板彎曲剛度對(duì)比圖）可看出：在整個(gè)加載過(guò)程中，加氣塊僅在彈性階段（80%Fcr以?xún)?nèi)）對(duì)試件受彎性能有一定影響；隨著荷載增加，其影響逐步減弱.因此單向復(fù)合疊合板在受彎過(guò)程中的受力性能可視同空心板來(lái)分析計(jì)算.

圖11 LS-2與LS-5抗彎剛度對(duì)比曲線(xiàn)Fig.11 Comparison curve of bending stiffness between LS-2 and LS-5

3.2 計(jì)算假定及公式

基于以上分析，本次對(duì)4 塊復(fù)合疊合板短期彎曲剛度計(jì)算采用以下假定：

1）所有試件的彎曲過(guò)程均滿(mǎn)足平截面假定；2）開(kāi)裂前、后彎曲剛度均采用基于有效慣性矩的計(jì)算方法；3）試件開(kāi)裂前的縱肋簡(jiǎn)化：采用《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)程》（GB 50010—2010）［23］（以下簡(jiǎn)稱(chēng)“《混規(guī)》”）中對(duì)梁類(lèi)試件有效翼緣寬度的計(jì)算方法；4）不考慮填充體及橫肋.

3.2.1 開(kāi)裂前彎曲剛度

選取跨中位置截面作為研究對(duì)象，4塊復(fù)合疊合板在開(kāi)裂前截面彎曲剛度計(jì)算公式為：

式中：B0表示開(kāi)裂前試件跨中正截面彎曲剛度；E0為混凝土初始彈性模量；I0為開(kāi)裂前正截面的換算慣性矩（依據(jù)圖12的計(jì)算模型計(jì)算）.

圖12 開(kāi)裂前正截面計(jì)算模型Fig.12 Calculation model of section before cracking

圖12 中：As與As′分別為底板縱向受拉鋼筋面積及頂部受拉鋼筋面積（計(jì)入鋼筋桁架下弦）；b′f1、b′f2分別為依據(jù)《混規(guī)》中倒L形、T形截面換算的有效翼緣計(jì)算寬度；x0為依據(jù)上述模型換算后的中性軸上部受壓區(qū)截面高度；h0為試件有效截面高度.

3.2.2 開(kāi)裂后彎曲剛度

選取跨中正截面作為研究對(duì)象，在混凝土開(kāi)裂后4塊復(fù)合疊合板彎曲剛度計(jì)算公式為：

式中：Beff為試件開(kāi)裂后的彎曲剛度；Ieff表示有效慣性矩，采用美國(guó)《鋼筋混凝土房屋設(shè)計(jì)規(guī)范》（ACI 318M—05）中的計(jì)算方法［24］（在I0與Icr之間進(jìn)行插值計(jì)算得出）：

式中：Icr為不考慮底部受拉區(qū)混凝土的截面慣性矩，采用圖13 的計(jì)算模型計(jì)算；Mcr為截面開(kāi)裂荷載，采用公式Mcr=γftkW0計(jì)算，具體取值及含義見(jiàn)《混規(guī)》；M為試件所受彎矩.

圖13 彈塑性階段正截面計(jì)算模型Fig.13 Calculation model of section in elastoplastic

3.3 計(jì)算驗(yàn)證

公式（4）為三分點(diǎn)集中荷載作用下試件跨中截面撓度計(jì)算公式.

式中：F為試件所受荷載值；B為短期彎曲剛度，其值依據(jù)3.2 節(jié)中開(kāi)裂前、后的各試件彎曲剛度公式計(jì)算；l0為試件計(jì)算跨度.

取0～Fy之間的實(shí)測(cè)荷載值計(jì)算所得4 塊疊合板試件的短期撓度與試驗(yàn)值的荷載撓度對(duì)比曲線(xiàn)（見(jiàn)圖14）可以看出：在荷載值為0～Fcr時(shí)，LS-1的計(jì)算值與試驗(yàn)值之間平均誤差為8.66%、LS-2 為3.31%、LS-3 為11.30%、LS-4 為12.30%；在荷載值為Fcr～Fy時(shí)，試件LS-1 的計(jì)算值與試驗(yàn)值之間相對(duì)平均誤差為12.04%、LS-2 為12.48%、LS-3 為12.82%、LS-4 為19.21%.

圖14 試驗(yàn)與計(jì)算荷載-跨中撓度對(duì)比曲線(xiàn)Fig.14 Comparison curve between test and calculation load-deflection curves at mid-span

由此可見(jiàn)，按上述方法計(jì)算的試件LS-1、LS-2及LS-3 計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差均在10%左右，具有一定參考價(jià)值.而試件LS-4 在開(kāi)裂后計(jì)算值與試驗(yàn)值誤差較大，本文認(rèn)為，這是由于其后期出現(xiàn)部分滑移現(xiàn)象所導(dǎo)致的.

4 結(jié)論

1）復(fù)合疊合板與普通混凝土現(xiàn)澆板的受彎破壞過(guò)程類(lèi)似，破壞前均有較明顯的特征，且裂縫分布也基本相似，呈典型的單向板破壞模式，現(xiàn)澆板的開(kāi)裂荷載高于復(fù)合疊合板，但屈服荷載及極限承載能力均低于復(fù)合疊合板.

2）不同的構(gòu)造形式對(duì)復(fù)合疊合板的受彎性能有一定影響，依據(jù)分析，其影響因素從大到小依次為：縱肋＞填充塊是否外露＞橫肋.其中：a）縱肋間距的增大會(huì)造成頂部薄板剪力滯后效應(yīng)，進(jìn)而影響試件在加載前期的剛度及承載能力的發(fā)揮；b）加氣塊及橫肋對(duì)試件彎曲剛度的貢獻(xiàn)基本可忽略不計(jì)；3）加氣塊頂置會(huì)造成該類(lèi)板件出現(xiàn)滑移.

3）本文建議該類(lèi)復(fù)合疊合板的短期彎曲剛度在彈性階段可采用《混范》中對(duì)受彎構(gòu)件受壓區(qū)的有效翼緣寬度計(jì)算方法計(jì)算正截面的開(kāi)裂前彎曲剛度；在彈塑性階段可采用不考慮加氣塊及橫肋的全截面計(jì)算彎曲剛度方法.