剪力墻結(jié)構(gòu)中鋼筋混凝土樓板膜效應(yīng)試驗(yàn)研究

王 剛， 王 清 湘， 李 中 軍， 閆 長 旺

（1.大連理工大學(xué) 海岸和近海工程國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 大連 116024；2.大連市建設(shè)工程質(zhì)量監(jiān)督站，遼寧 大連 116012；3.大連理工大學(xué) 土木建筑設(shè)計(jì)研究院，遼寧 大連 116024；4.內(nèi)蒙古工業(yè)大學(xué) 礦業(yè)學(xué)院，內(nèi)蒙古 呼和浩特 010062）

0 引 言

屈服線法是鋼筋混凝土板設(shè)計(jì)計(jì)算中應(yīng)用較為廣泛的上限分析法，但在具有側(cè)向約束條件的板中，由于側(cè)向約束力作用下板中產(chǎn)生了壓力膜效應(yīng)，試驗(yàn)的實(shí)測結(jié)果往往大于屈服線法的計(jì)算結(jié)果[1、2].Park等較早開展了關(guān)于膜效應(yīng)的研究工作[3～5].大多數(shù)的早期試驗(yàn)都非常重視在試驗(yàn)室條件下模擬板的固定約束，而對于實(shí)際的工程情況考慮不多.考慮到實(shí)際工程中鋼筋混凝土板的支座有可能發(fā)生轉(zhuǎn)動(dòng)，Guice等[6]設(shè)計(jì)了一套可測定支座轉(zhuǎn)角的試驗(yàn)裝置，試驗(yàn)研究允許支座轉(zhuǎn)動(dòng)的情況下板的壓力膜效應(yīng).Lahlouh等[7]變化剪力墻寬度，通過3個(gè)剪力墻約束鋼筋混凝土板的試驗(yàn)研究，證實(shí)了剪力墻結(jié)構(gòu)中存在壓力膜效應(yīng).Ruddle等[8]進(jìn)行大量的試驗(yàn)，研究了T形梁中形成壓力膜效應(yīng)對其彎曲承載力和抗剪承載力的影響.Taylor等[9]將文獻(xiàn)[8]的研究結(jié)論應(yīng)用到FRP混凝土板的試驗(yàn)研究中，取得了很好的效果.

剪力墻結(jié)構(gòu)中的壓力膜效應(yīng)問題受到的關(guān)注較少，但其對于結(jié)構(gòu)的極限狀態(tài)設(shè)計(jì)及極端條件下的破壞研究具有現(xiàn)實(shí)意義.本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)12個(gè)剪力墻約束鋼筋混凝土板試件，結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果，對比分析配筋率、跨高比和邊界約束條件等設(shè)計(jì)參數(shù)對試件受力性能的影響，并通過加裝荷載傳感器的側(cè)向支座測量試件的側(cè)向約束力，分析側(cè)向約束力的變化與壓力膜效應(yīng)的關(guān)系.

1 試驗(yàn)介紹

1.1 試件設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)12個(gè)試件，取多跨連續(xù)板的中間跨為研究對象.考慮實(shí)際工程中多跨連續(xù)板各跨之間的水平約束作用，試件的端部設(shè)計(jì)為相鄰板帶的延長部分，如圖1所示.試件采用縮尺寸設(shè)計(jì)，模型比例為原結(jié)構(gòu)的2/3.為實(shí)現(xiàn)剪力墻對中間板帶的彎曲約束與實(shí)際情況一致，本文采用了等彎曲剛度比的設(shè)計(jì)方法.例如：某結(jié)構(gòu)的原型尺寸為剪力墻高3m、厚200mm，中間板帶長3.6m、厚120mm；按等彎曲剛度比方法設(shè)計(jì)的試件幾何尺寸為剪力墻高250mm、厚100mm，中間板帶長2.4m、厚120mm，即試件中的剪力墻與中間板帶的剛度比不變：ep＝et＝EIwlb/EIblw，其中下標(biāo)p、t、w、b分別表示原型、試驗(yàn)、墻、板.試件的設(shè)計(jì)參數(shù)詳見表1.

圖1 試件的簡化設(shè)計(jì)模型及配筋Fig.1 The simplified model of specimen and reinforcement design

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design parameters of specimens

1.2 加載和支撐裝置

本試驗(yàn)設(shè)計(jì)了一個(gè)具有可測定剛度的水平支座，作為試件的側(cè)向約束裝置，如圖2所示.試件兩端分別預(yù)埋有錨筋和金屬板，金屬板中心預(yù)留孔洞，使錨筋從其中穿過并與金屬板焊接，金屬板既可以固定錨筋，又可以防止端部混凝土因局部受壓而破壞.錨筋通過連接件與側(cè)向支座連接，在壓力膜效應(yīng)階段，側(cè)向約束力通過金屬板作用在試件端部，錨筋并不受力；當(dāng)試件由壓力膜效應(yīng)向拉力膜效應(yīng)轉(zhuǎn)變時(shí)，側(cè)向約束力由壓力變?yōu)槔Γ^筋將發(fā)揮連接側(cè)向支座與試件的作用，避免在側(cè)向拉力的作用下試件與側(cè)向支座脫離.端部連接球鉸的拉壓荷載傳感器安裝在試件的端部，用來記錄側(cè)向約束力的變化情況.試驗(yàn)過程中，側(cè)向支座放置于試驗(yàn)臺座上，先將試件放入金屬梁之間，用螺母將金屬桿與水平反力梁完全固定，緊密連接各個(gè)部分，使金屬桿與反力梁構(gòu)成一個(gè)固定的側(cè)向支座，這樣具有端部錨筋的試件在支座中的側(cè)向受拉變形和受壓變形都將受到限制.而無端部錨筋的試件當(dāng)側(cè)向力表現(xiàn)為拉力時(shí)，試件將與側(cè)向支座脫離.正式加載之前，旋轉(zhuǎn)球鉸端部的連接螺母，對試件施加一定的側(cè)向力，用來檢測側(cè)向傳感器的響應(yīng)以及側(cè)向支座與試件間的連接情況，然后反轉(zhuǎn)連接螺母使側(cè)向力降至零值.

在試件兩端剪力墻的頂部與底部分別放置一個(gè)滑動(dòng)平板鉸支座，由4個(gè)滑動(dòng)平板鉸支座將試件與豎向支座隔離開，可以避免水平摩擦力對側(cè)向約束力的影響.剪力墻上部的豎向荷載由兩個(gè)同步液壓千斤頂提供，直接作用在剪力墻頂部的滑動(dòng)平板鉸支座上，通過加載端的荷載傳感器控制豎向荷載的大小.中間板帶上的豎向荷載由第3個(gè)液壓千斤頂提供，由兩層分力梁組成的傳力系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)了用四點(diǎn)集中力近似模擬均布荷載.液壓千斤頂分別安置在3個(gè)獨(dú)立的反力架上.

1.3 測點(diǎn)布置

1.3.1 撓度及轉(zhuǎn)角測量 測點(diǎn)布置如圖3所示，板帶跨中位置的兩個(gè)電測位移計(jì)用以記錄試驗(yàn)過程中跨中撓度的變化情況，沿板寬度方向布置兩個(gè)位移計(jì)的目的是監(jiān)測試驗(yàn)中的變形，避免因加載位置不準(zhǔn)確導(dǎo)致試件發(fā)生側(cè)偏.中間板帶的側(cè)向位移由沿水平方向布置的4個(gè)電測位移計(jì)進(jìn)行測量，安置在板帶端部的4個(gè)夾式引伸儀用來測量端部剪力墻與板帶間的相對轉(zhuǎn)動(dòng).

圖2 加載及支撐裝置Fig.2 Load and support system

圖3 測點(diǎn)布置Fig.3 Measure point arrangement

1.3.2 應(yīng)變測量 鋼筋及混凝土的應(yīng)變測區(qū)均在板帶的跨中和支座位置，每個(gè)混凝土應(yīng)變測區(qū)均由5個(gè)沿板帶截面高度等距離粘貼的應(yīng)變片構(gòu)成；鋼筋測點(diǎn)布置在中間鋼筋上，為避免試驗(yàn)中的不確定因素影響測量結(jié)果，每個(gè)鋼筋測區(qū)布置有兩個(gè)測點(diǎn).

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

2.1 裂縫的形成及發(fā)展

圖4是試驗(yàn)測得的H1～H5板的裂縫寬度隨荷載增加的變化情況.以圖4（a）為例，H1板支座截面的開裂荷載約為跨中截面開裂荷載的2倍，該試驗(yàn)結(jié)果與計(jì)算結(jié)果較為接近（計(jì)算結(jié)果見表2），說明H1板的支座對于中間板帶的約束作用基本符合固定約束的假設(shè)；而H3板的裂縫發(fā)展情況則相反，跨中截面先于支座截面開裂，見圖4（c）.

對這一現(xiàn)象進(jìn)行分析，忽略附加三鉸拱效應(yīng)的影響，認(rèn)為所有試件的端部剪力墻的轉(zhuǎn)動(dòng)相同（各試件剪力墻的軸壓比相同），則支座對于中間板帶的約束程度主要取決于端部剪力墻與中間板帶的線剛度比.如表2所示，表中計(jì)算結(jié)果是假設(shè)試件兩端完全固定約束，忽略了因混凝土開裂而引起的內(nèi)力重分布（荷載的試驗(yàn)值包括試件的自重及其上部加載設(shè)備的重量）.H1～H5板中，H1板和H4板的線剛度比最大，試件開裂荷載計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)值的誤差較小，說明支座對試件的約束作用非常充分；H2板的線剛度比約為H1板的1/2，雖然支座截面先于跨中截面開裂，但兩個(gè)截面的開裂荷載相差不大，說明支座對試件的約束作用較弱；H3板、H5板的線剛度比最小，跨中截面都先于支座截面開裂，這主要是因?yàn)槎瞬恐ё鶝]能為中間板帶提供足夠的約束.根據(jù)表2的結(jié)果，可以認(rèn)為隨著端部剪力墻與中間板帶線剛度比的降低，支座對于中間板帶的約束作用逐步減小，這是影響支座截面和跨中截面裂縫形成和發(fā)展的主要原因.

隨著荷載增大，支座截面的裂縫不再增加，初始裂縫即發(fā)展成為主裂縫，而跨中位置將產(chǎn)生多條裂縫.圖5以H8板為例，描述了裂縫的發(fā)展過程，圖5（a）、（b）表示當(dāng)豎向荷載為10kN 時(shí)，支座和跨中位置的裂縫分布情況，左端支座處僅有1條裂縫，而跨中附近已有5條裂縫.臨近破壞階段，主裂縫的寬度迅速增加，此時(shí)支座裂縫和跨中主裂縫將試件近似劃分為兩個(gè)剛性板塊，變形主要集中在主裂縫截面，跨中主裂縫截面的相對轉(zhuǎn)角約為支座截面的2倍，跨中位置的壓區(qū)混凝土先于支座處受壓破壞，成為試件達(dá)到壓力膜效應(yīng)極限狀態(tài)的標(biāo)志.

圖4 H1～H5板裂縫寬度隨荷載的變化情況Fig.4 Width variation with load plot of H1－H5slabs

表2 支座對中間板帶的約束程度Tab.2 The restraint degree of support to central slab strip

圖5 H8板的裂縫發(fā)展情況Fig.5 Development of cracks of H8slab

2.2 支座轉(zhuǎn)角φ

根據(jù)計(jì)算，試件兩端支座的開裂荷載應(yīng)該相等，但由于施加的豎向荷載不能做到完全對稱，以及混凝土材料不均勻性的影響，在試驗(yàn)過程中，兩端支座截面的開裂荷載并不相同.圖6給出了H1板和H12板中，由支座位置的夾式引伸儀所記錄的兩端支座截面轉(zhuǎn)角與豎向荷載的對應(yīng)關(guān)系.這兩個(gè)試件的西側(cè)支座均先于東側(cè)支座開裂（西側(cè)支座為靠近水平荷載傳感器的一側(cè)），一旦裂縫形成，隨豎向荷載的增加，裂縫截面將產(chǎn)生更大的變形，而另一側(cè)支座的轉(zhuǎn)角仍然很小，截面剛度不發(fā)生變化；當(dāng)荷載繼續(xù)增大，裂縫一側(cè)的支座轉(zhuǎn)角發(fā)展非常迅速，即使另一側(cè)支座出現(xiàn)可見裂縫，它的轉(zhuǎn)動(dòng)變形也要小得多.由于試驗(yàn)中采用的夾式引伸儀的有效量程在10mm，可測的支座轉(zhuǎn)角較為有限.

圖6 H1、H12板的荷載－支座轉(zhuǎn)角Fig.6 Load vs.ending rotation of H1and H12slabs

圖7中給出了H1板、H5板和H12板的支座轉(zhuǎn)角的比較，這里取的都是每個(gè)試件兩側(cè)支座轉(zhuǎn)角中的較大值，可以看出，支座轉(zhuǎn)角的大小與支座對中間板帶的約束程度有關(guān)（除混凝土強(qiáng)度和是否采用端部錨筋外，H12板的設(shè)計(jì)參數(shù)與H2板一致）.由表2可知，支座對于H1板的約束程度最大，因此在相同的豎向荷載作用下，H1板的支座轉(zhuǎn)動(dòng)最大，然后是H12板，而H5板的轉(zhuǎn)動(dòng)最小.

圖7 荷載－支座轉(zhuǎn)角關(guān)系Fig.7 Load－ending rotation relation

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

表3中列出了各試件的承載力試驗(yàn)值Pt和計(jì)算值Pc.由于產(chǎn)生壓力膜效應(yīng)，試件的極限承載力比屈服線法的計(jì)算結(jié)果平均提高38.3%，可見屈服線法的計(jì)算誤差較大，不能反映試件在承載力極限狀態(tài)下的真實(shí)情況.經(jīng)試驗(yàn)測量本文中所采用的水平支座的側(cè)向約束剛度Sr＝16 700 MPa，試件的自身剛度Ss＝750 000MPa，Sr/Ss＝0.022∶1（雖然Ss的計(jì)算中采用全截面剛度存在一定誤差，但由于側(cè)向約束剛度遠(yuǎn)小于試件的自身剛度，對計(jì)算結(jié)果的影響可以忽略[10]）.由于條件限制，無法在試驗(yàn)室條件下模擬實(shí)際結(jié)構(gòu)中各板跨之間相互的側(cè)向約束作用，但根據(jù)相關(guān)的研究成果[3、4]可知，隨側(cè)向約束剛度的增大，試件的實(shí)際承載能力會(huì)得到進(jìn)一步提高.

表3 承載力試驗(yàn)結(jié)果及屈服線法的計(jì)算值Tab.3 Testing result for bearings and calculations by yield line method

3.1 剪力墻軸壓比的影響

增加板端剪力墻的軸壓力，可以限制剪力墻的轉(zhuǎn)動(dòng)，理論上可以增大對中部板帶的約束作用，從而改善試件的受力性能.圖8（a）中給出了H2板、H6板和H7板的荷載－撓度曲線，從圖中的試驗(yàn)結(jié)果來看，這3條曲線的形狀非常相似，曲線的拐點(diǎn)以及峰值荷載都相差無幾；即使在鋼筋屈服之前，如圖8（b）所示，3條曲線也非常接近.但通過對試件的裂縫發(fā)展情況進(jìn)行分析，還是發(fā)現(xiàn)這3個(gè)試件之間的區(qū)別.圖9是試驗(yàn)后3個(gè)試件的對比照片，其中軸壓力最小的H7板，正彎矩區(qū)形成了多達(dá)12條貫穿裂縫，而H2板的板底縫為5條，H6板僅為3條，板底裂縫隨端部軸壓力的增大而減少.可見，增大端部剪力墻上的軸壓力，限制了中間板帶的彎曲變形，從而減少了板底裂縫.根據(jù)承載力的試驗(yàn)結(jié)果，雖然H2板和H6板端部剪力墻的設(shè)計(jì)軸壓力分別是H7板的2倍和3倍，它們極限承載力的增加幅度卻僅為1.67%和2.50%.綜上所述，板端軸壓力的變化對于試驗(yàn)結(jié)果影響很小，當(dāng)然，如果端部軸壓力過小，顯然無法實(shí)現(xiàn)對支座的約束作用，因此可以認(rèn)為，當(dāng)端部剪力墻的設(shè)計(jì)軸壓力大于某一定值時(shí)，軸壓力變化對試件的受力性能的影響可以忽略，但板底裂縫的數(shù)量將因軸壓力增大而減少.

圖8 H2、H6和H7的荷載－撓度曲線Fig.8 Load－deflection curve of H2，H6and H7slabs

圖9 H2、H6、H7的跨中裂縫Fig.9 Cracks at centre of H2，H6and H7slabs

3.2 板帶跨高比的影響

常用鋼筋混凝土板的跨高比S/H范圍為15～40，試件H1、H12、H5的跨高比分別為30、24、20，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，試件的受力性能隨中部板帶跨高比的減小而明顯提高，如圖10所示.因?yàn)樵黾又胁堪鍘У慕孛娓叨?，有效高度h0也隨之增大，因此可以得出跨高比影響試件彎曲承載力的結(jié)論.然而對試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步分析，發(fā)現(xiàn)試件的附加承載力也受跨高比變化的影響，由圖11可見，隨跨高比的增大，試件的附加承載力（Pa＝Pt－Pb）與彎曲承載力（Pb＝Pc）的比值降低.據(jù)此可以判定隨中部板帶跨高比的增大，試件的彎曲承載力與附加承載力都降低，而附加承載力的下降幅度要大于彎曲承載力.

圖10 H1、H12、H5的荷載－撓度曲線Fig.10 Load－deflection curve for H1，H12，H5slabs

圖11 跨高比S/H與附加承載力的關(guān)系Fig.11 Relationship between span－h(huán)eight ratio and additional load capacity

3.3 配筋率的影響

圖12比較了本次試驗(yàn)中7個(gè)試件的配筋率與極限承載力增幅的關(guān)系，可以發(fā)現(xiàn)高配筋率試件的極限承載力增幅（Pt/Pc）明顯小于低配筋率試件，與文獻(xiàn)[6]中所描述的試驗(yàn)結(jié)果一致.進(jìn)一步分析，由式Pt/Pc＝1＋（Pt－Pc）/Pc＝1＋Pa/Pb可知，極限承載力的增幅隨配筋率的變化實(shí)際上反映了一種現(xiàn)象，即附加承載力與彎曲承載力的比值隨配筋率增大而降低.圖13中列出了試件H8、H9、H10和 H12的試驗(yàn)結(jié)果，這一組試件的設(shè)計(jì)參數(shù)除配筋率外基本一致.由圖可見，隨著配筋率的增大，附加承載力明顯降低.

圖12 配筋率對試件承載力的影響Fig.12 Effect of steel ratio to ultimate load capacity

圖13 附加承載力與配筋率的關(guān)系Fig.13 The relation between additional load and steel ratio

經(jīng)過分析，認(rèn)為產(chǎn)生這一現(xiàn)象是因?yàn)樵趥?cè)向約束力作用下，試件中存在附加的三鉸拱受力機(jī)構(gòu)，如圖14所示，附加三鉸拱的承載力即為試件的附加承載力Pa，它的大小主要取決于附加彎矩Ma＝N·δ，式中N為側(cè)向約束力，而δ為附加三鉸拱的拱高.根據(jù)試件的平衡關(guān)系，可以得到N＝fcbx－fyAs.可見，截面的壓區(qū)高度x的增加是有限的，當(dāng)配筋率增大時(shí)，截面拉力fyAs增大，與之對應(yīng)的側(cè)向約束力N有可能增加很小，甚至下降，因此Pa表現(xiàn)為隨配筋率增大而減小.

值得注意的是，對于具有可靠側(cè)向約束的小配筋率試件，附加承載力在其極限承載力中所占的比值較大，適當(dāng)減小配筋率可以提高其附加承載力，并不至于對試件的極限承載力產(chǎn)生明顯削弱.

圖14 壓力膜效應(yīng)中的三鉸拱模型Fig.14 The three－h(huán)inge arch model in compressive membrane action

3.4 側(cè)向約束力

圖15描述了試件H1和H4的荷載－撓度關(guān)系曲線，其中Pv表示豎向荷載、Ph表示側(cè)向約束力.如圖所示，f點(diǎn)對應(yīng)側(cè)向約束力的零值點(diǎn)，即側(cè)向約束力由壓力轉(zhuǎn)變?yōu)槔?，是壓力膜效?yīng)和拉力膜效應(yīng)的臨界點(diǎn).壓力膜效應(yīng)階段的豎向荷載 －撓度曲線可分為5個(gè)階段：彈性階段（o－a），試件變形很小，a點(diǎn)對應(yīng)試件開裂；后混凝土開裂階段（a－b），b點(diǎn)對應(yīng)板內(nèi)鋼筋完全屈服，支座截面和跨中截面共形成3個(gè)塑性鉸，試件成為可變機(jī)構(gòu)；后鋼筋屈服階段（b－c），由于側(cè)向約束力作用使試件承載力繼續(xù)增大，c點(diǎn)對應(yīng)豎向荷載的峰值；下降段（c－d），d點(diǎn)對應(yīng)豎向荷載的谷值；上升段（d－f），f點(diǎn)為拉力膜效應(yīng)的起始點(diǎn).與之對應(yīng)，在試件未開裂階段（o－a′），側(cè)向約束力值始終為零，這是因?yàn)閴毫δば?yīng)的產(chǎn)生主要是由于試件中平面的伸長受到側(cè)向支座的約束，中性軸不能自由向壓區(qū)邊緣移動(dòng)，導(dǎo)致截面壓區(qū)高度增大，而試件未開裂階段，由于中性軸的移動(dòng)非常有限，支座的側(cè)向約束作用非常不明顯；由混凝土開裂至鋼筋屈服階段（a′－b′），側(cè)向約束力 －撓度曲線的斜率基本保持不變，近似為一條直線；側(cè)向約束力的曲線上升階段（b′－e），該階段側(cè)向約束力 －撓度曲線的斜率發(fā)生改變，這個(gè)改變主要發(fā)生在豎向荷載達(dá)到極值點(diǎn)（c點(diǎn)）以后，表明因試件的壓區(qū)混凝土被局部壓碎導(dǎo)致有效側(cè)向約束剛度發(fā)生衰減；e點(diǎn)是側(cè)向約束力的峰值點(diǎn)，滯后于豎向荷載的峰值.Park等[3]曾認(rèn)為當(dāng)試件的跨中撓度約為1倍截面高度時(shí)，開始進(jìn)入拉力膜效應(yīng)階段，但根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，雖然豎向荷載的谷值點(diǎn)對應(yīng)的跨中撓度約為1倍截面高度，但此時(shí)側(cè)向約束力仍為負(fù)值，應(yīng)屬于壓力膜效應(yīng)階段，而f′點(diǎn)對應(yīng)的跨中撓度與試件截面高度之比分別為1.53和1.46.

圖15 H1、H4的荷載－撓度全曲線試驗(yàn)結(jié)果Fig.15 Complete load－deflection curve of testing results of H1and H4slabs

4 結(jié) 論

（1）采用約束剛度與試件自身剛度之比為0.022∶1的側(cè)向支座進(jìn)行試驗(yàn)，測得剪力墻約束鋼筋混凝土單向板試件的極限承載力較屈服線法的計(jì)算結(jié)果平均提高了38.3%，在實(shí)際結(jié)構(gòu)中，由于相鄰板帶的側(cè)向約束作用大于試驗(yàn)條件，考慮壓力膜效應(yīng)的影響，樓板的極限承載力較屈服線法計(jì)算結(jié)果的增量應(yīng)大于試驗(yàn)結(jié)果.

（2）根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，支座與中間板帶的剛度比是影響試件裂縫形成和發(fā)展，以及支座轉(zhuǎn)動(dòng)的主要原因；當(dāng)端部剪力墻的軸壓力大于某一定值后，軸壓力增大對試件受力性能的影響可不予考慮；減小中部板帶的跨高比，試件的彎曲承載力和附加承載力均有所提高；高配筋率試件壓力膜效應(yīng)下的極限承載力雖然大于低配筋率試件，但其附加承載力較彎曲承載力的增加幅度卻小于配筋率較低的試件；側(cè)向約束力的峰值滯后于豎向荷載，壓力膜效應(yīng)與拉力膜效應(yīng)臨界點(diǎn)所對應(yīng)的跨中撓度大于試件的1倍截面高度.

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