起拱對鋼筋混凝土空腹夾層板內(nèi)力影響的參數(shù)化分析

(貴州大學(xué)空間結(jié)構(gòu)研究中心， 貴州貴陽550003)

0 引言

鋼筋混凝土空腹夾層板是由表層薄板、上下肋及剪力鍵構(gòu)成，其構(gòu)造如圖1所示，空腹夾層板結(jié)構(gòu)主要適用于大跨度多層建筑的樓蓋及屋蓋[1-2]。目前，貴州省和黑龍江省[3-4]已出臺相應(yīng)技術(shù)規(guī)程以指導(dǎo)空腹夾層板在工程中的應(yīng)用，已建成工程有安徽合肥市合肥工業(yè)大學(xué)食堂、廣東清遠(yuǎn)市開發(fā)區(qū)劇場屋蓋、貴州興仁縣三鑫酒店會議廳等?？崭箠A層板從研發(fā)至今，學(xué)者們已做了大量研究：文獻(xiàn)[5-6]討論了空腹夾層板的承載力設(shè)計問題，并將其與有限元結(jié)果做了詳細(xì)比較；文獻(xiàn)[7-8]表明表層薄板可顯著提高樓蓋結(jié)構(gòu)豎向剛度；文獻(xiàn)[9-10]分析了樓蓋結(jié)構(gòu)的振動加速度響應(yīng)和加速度自功率譜，表明結(jié)構(gòu)舒適度滿足規(guī)范要求。由上述可知，學(xué)者們主要集中于對其設(shè)計計算方法、靜力受力性能和舒適度的研究。

(a) 空腹夾層板軸測圖

(b) 空腹夾層板剖面示意圖

圖1 鋼筋混凝土空腹夾層板示意圖
Fig.1 Schematic diagram of reinforced concrete open-web sandwich plate

混凝土結(jié)構(gòu)在施工時一般需要按照相關(guān)規(guī)范進(jìn)行預(yù)起拱[11]。文獻(xiàn)[12]主要從設(shè)計和施工技術(shù)兩方面研究了混凝土結(jié)構(gòu)的起拱問題，以求達(dá)到合理的起拱效應(yīng)和經(jīng)濟(jì)效益；文獻(xiàn)[13]通過對實際工程分析，確定了合理的預(yù)起拱值；文獻(xiàn)[14]提出了鋼筋混凝土梁和單向板拱形作用行為的模型，并研究了影響起拱效應(yīng)的因素。綜上所知，混凝土結(jié)構(gòu)的起拱研究具有一定價值和意義。鋼筋混凝土空腹夾層板的使用跨度為18～30 m，其跨度大，起拱后結(jié)構(gòu)中存在附加內(nèi)力，該內(nèi)力會使結(jié)構(gòu)實際內(nèi)力與設(shè)計內(nèi)力產(chǎn)生一定偏差，因此分析起拱對結(jié)構(gòu)受力和安全性的影響顯得尤為重要。

為分析起拱對鋼筋混凝土空腹夾層板內(nèi)力的影響，本文采用參數(shù)化分析方法，利用有限元軟件建立7個未起拱模型和與其對比的21個起拱模型，對影響結(jié)構(gòu)起拱內(nèi)力的參數(shù)：起拱坡度、內(nèi)力所在層、跨度、活載取值、地震烈度逐一分析。結(jié)果表明：結(jié)構(gòu)起拱內(nèi)力與設(shè)計內(nèi)力存在差異。上肋和剪力鍵起拱軸壓力增大，需對其設(shè)計軸壓力進(jìn)行調(diào)整、放大，以滿足結(jié)構(gòu)的安全性要求；薄板起拱拉應(yīng)力大幅度減少，從經(jīng)濟(jì)性角度考慮，建議對板頂、板底設(shè)計拉應(yīng)力進(jìn)行折減；邊梁起拱水平剪力、水平面內(nèi)彎矩和上下肋起拱軸拉力減少，從安全儲備角度考慮，可以采用設(shè)計內(nèi)力進(jìn)行設(shè)計。

1 參數(shù)定義及模型建立

1.1 參數(shù)介紹及定義

鋼筋混凝土空腹夾層板常用跨度[3-4]為18～30 m，SAP2000建立的28個4層結(jié)構(gòu)模型分別為：7個未起拱模型，以及7×3個上述跨度、三種起拱坡度組成的起拱模型。由于模型的長寬比皆為1，起拱時按照文獻(xiàn)[3-4]，從四周向中間起拱，越到跨中位置起拱值越大。圖2給出了起拱示意圖：圖2(a)、(b)中各點劃線組成的方框，代表起拱數(shù)值在此處相同；圖2(c)為起拱時的展開立面圖。根據(jù)文獻(xiàn)[3-4]，本文考慮的起拱坡度分別為：0.1 %、0.2 %、0.3 %，以下分別簡稱為：Ⅰ型起拱、Ⅱ型起拱、Ⅲ型起拱。

本文對分析的28個模型，恒載均采用4 kN/m2，記為D；活載包含2 kN/m2、3 kN/m2、4 kN/m2三種取值，分別記為L1、L2、L3。荷載取值參考文獻(xiàn)[15]給出，分別涵蓋了會議廳、劇場、舞臺等常用建筑的荷載取值?？崭箠A層板的混凝土均采用C45，配筋采用HRB400鋼筋。不失一般性，結(jié)構(gòu)抗震設(shè)防烈度包含6度、7度、8度，設(shè)計基本地震加速度值分別為0.05 g、0.10 g、0.20 g，設(shè)計地震分組為第三組，建筑場地為Ⅱ類；采用振型分解反應(yīng)譜法進(jìn)行多遇地震分析，三向地震影響系數(shù)最大值按1∶0.85∶0.65調(diào)整[16]。

(a) 起拱模型示意圖

(b) 起拱平面示意圖

(c) 起拱展開立面圖

1.2 有限元模型建立

建模時，在18～30 m跨范圍內(nèi)，取用18 m、20 m、22 m、24 m、26 m、28 m、30 m這7種跨度值，表1給出了7個未起拱模型的軸測圖及其自振周期。模型各層表層薄板厚度統(tǒng)一采用100 mm，空腹夾層板網(wǎng)格尺寸均為2 m，柱子間距均不超過8 m。經(jīng)模型試算和數(shù)據(jù)整理分析，提取具代表性的工況組合見表2；結(jié)構(gòu)各構(gòu)件截面尺寸見表3，各跨度起拱模型與相應(yīng)未起拱模型采用相同的構(gòu)件截面尺寸。由于在邊梁處沒有剪力鍵，上、下肋與邊梁的兩個交接處設(shè)置耦合，采用BODY束縛，以模擬邊梁對上、下肋的約束作用。

表1 18～30 m跨空腹夾層板未起拱模型及其自振周期Tab.1 Un-arched modelsand self-vibration period of 18～30m spanned open-web sandwich plate

注：由于三種起拱坡度的起拱模型與其相應(yīng)未起拱模型的自振周期相差很小，故而本表只給出了未起拱模型的自振周期。

表2 工況組合表Tab.2 Working condition combination

注：Qx1的第一個下標(biāo)x表示地震力方向為x向，第二個下標(biāo)1表示地震烈度為6度，其他表示與此類似；當(dāng)其第二個下標(biāo)為2、3時分別表示地震烈度為7、8度。

表3 結(jié)構(gòu)構(gòu)件截面尺寸Tab.3 Structural member sectional size

注：表中同一跨度，若有兩個截面取值，其中較大截面用于模型底層。

2 起拱對邊梁內(nèi)力影響

邊梁豎向剪力、豎向平面內(nèi)彎矩和軸力受起拱影響較小，本節(jié)主要針對邊梁水平剪力和水平面內(nèi)彎矩在Ⅰ、Ⅱ型和Ⅲ型起拱時的變化情況進(jìn)行分析。在分析三種起拱坡度時，主要討論內(nèi)力所在層、活載、地震烈度和跨度這四種參數(shù)變化對其內(nèi)力差值比的影響。

2.1 Ⅰ、Ⅱ型起拱對邊梁內(nèi)力影響

2.1.1 內(nèi)力所在層影響

分析內(nèi)力所在層對邊梁起拱內(nèi)力影響時，取用C1工況組合作為代表。圖3給出了邊梁水平剪力、水平面內(nèi)彎矩的差值比圖。由圖3可知：Ⅰ、Ⅱ型起拱時，不同層的水平剪力差值比最大相差分別為5 %、9 %左右；不同層的水平面內(nèi)彎矩差值比最大相差13 %左右；說明內(nèi)力所在層對邊梁水平剪力、水平面內(nèi)彎矩差值比有影響?？傮w來看，邊梁的水平剪力、水平面內(nèi)彎矩差值比均為負(fù)數(shù)，表明設(shè)計內(nèi)力大于起拱內(nèi)力，采用設(shè)計內(nèi)力是偏于安全的。為方便對比，本文后續(xù)以差值比絕對值較大的一層數(shù)據(jù)為代表分析其他參數(shù)對內(nèi)力差值比的影響。

(a) C1組合時Ⅰ型起拱邊梁VHRF圖

(b) C1組合時Ⅰ型起拱邊梁MHRF圖

(c) C1組合時Ⅱ型起拱邊梁VHRF圖

(d) C1組合時Ⅱ型起拱邊梁MHRF圖

圖3 C1組合時Ⅰ、Ⅱ型起拱邊梁VHRF、MHRF圖
Fig.3VHRFandMHRFdiagrams of side beam for type I and II arching with C1 combination

2.1.2 活載影響

分析活載對邊梁起拱內(nèi)力影響時，取用C1、C3、C5三種工況組合。由圖4可知，Ⅰ、Ⅱ型起拱時，邊梁水平剪力和水平面內(nèi)彎矩的差值比幾乎不受活載改變的影響。

(a) C1、C3、C5組合時邊梁VHRF圖

(b) C1、C3、C5組合時邊梁MHRF圖

圖4 C1、C3、C5組合時Ⅰ、Ⅱ型起拱邊梁VHRF、MHRF圖
Fig.4VHRFandMHRFdiagrams of side beam for type I and II arching with C1, C3, C5 combination

2.1.3 地震烈度影響

分析地震烈度對邊梁起拱內(nèi)力影響時，取用C2、C4、C6三種工況組合為代表。由圖5可知，Ⅰ、Ⅱ型起拱時，邊梁水平剪力和水平面內(nèi)彎矩的差值比幾乎不受地震烈度改變的影響。

(a) C2、C4、C6組合時邊梁VHRF圖

(b) C2、C4、C6組合時邊梁MHRF圖

圖5 C2、C4、C6組合時Ⅰ、Ⅱ型起拱邊梁VHRF、MHRF圖
Fig.5VHRFandMHRFdiagrams of side beam for type I and II arching with C2, C4, C6 combination

2.1.4 跨度影響

由圖4、5可知：Ⅰ、Ⅱ型起拱時，相鄰跨度的內(nèi)力差值比最大相差分別為4 %、8 %左右；由此說明跨度會對邊梁起拱內(nèi)力產(chǎn)生影響，且此影響隨起拱坡度增大而增強(qiáng)。

2.2 Ⅲ型起拱對邊梁內(nèi)力影響

2.2.1 內(nèi)力所在層影響

圖6給出了邊梁Ⅲ型起拱時的水平剪力、水平面內(nèi)彎矩的差值比圖。由圖6(a)、(b)可知：Ⅲ型起拱時，不同層的水平剪力差值比最大相差約為13 %；不同層的水平面內(nèi)彎矩差值比最大相差約為16 %。由此可知：Ⅲ型起拱時，內(nèi)力所在層對邊梁水平剪力、水平面內(nèi)彎矩差值比有較大影響。由于邊梁上述內(nèi)力差值比均為負(fù)值，說明設(shè)計內(nèi)力較起拱內(nèi)力偏大，采用設(shè)計內(nèi)力分析足夠安全。

(a) C1組合時邊梁VHRF圖

(b) C1組合時邊梁MHRF圖

圖6 C1組合時Ⅲ型起拱邊梁VHRF、MHRF圖
Fig.6VHRFandMHRFdiagrams of four-layer model for type Ⅲ arching with C1 combination

2.2.2 活載、地震烈度影響

Ⅲ型起拱時，分析活載對邊梁起拱內(nèi)力的影響，采用C1、C3、C5工況組合。由圖7(a)、(b)可知：活載改變對邊梁水平剪力和水平面內(nèi)彎矩差值比幾乎無影響。另外，地震烈度也幾乎不會影響邊梁水平剪力和水平面內(nèi)彎矩差值比，這部分就不再贅述。

(a) C1、C3、C5組合時邊梁VHRF圖

(b) C1、C3、C5組合時邊梁MHRF圖

圖7 C1、C3、C5組合時Ⅲ型起拱邊梁VHRF、MHRF圖
Fig.7VHRFandMHRFdiagrams of side beam for type Ⅲ arching with C1,C3,C5 combination

2.2.3 跨度影響

由圖7可知，相鄰跨度的邊梁內(nèi)力差值比最大相差約為12 %，說明Ⅲ型起拱時，跨度對邊梁水平剪力和水平面內(nèi)彎矩的差值比有一定影響。

2.3 小結(jié)

綜合2.1和2.2節(jié)分析結(jié)果可知：①起拱坡度越大，邊梁起拱內(nèi)力越小，內(nèi)力所在層、跨度會對邊梁起拱內(nèi)力產(chǎn)生一定影響；活載和地震烈度對起拱內(nèi)力影響極小。②邊梁的起拱內(nèi)力小于其設(shè)計內(nèi)力，從安全儲備角度考慮，可以采用設(shè)計內(nèi)力進(jìn)行設(shè)計。

3 起拱對空腹夾層板內(nèi)力影響

上、下肋和剪力鍵的剪力、彎矩受起拱影響較小，本節(jié)主要針對上述構(gòu)件的軸力在Ⅰ、Ⅱ型和Ⅲ型起拱時的變化情況進(jìn)行分析。

3.1 Ⅰ、Ⅱ型起拱對上下肋、剪力鍵內(nèi)力影響

由于Ⅰ、Ⅱ型起拱時，下肋軸力差值比較小，本節(jié)僅針對絕對值數(shù)值較大的上肋軸力差值比和剪力鍵軸壓力差值比進(jìn)行討論。

3.1.1 內(nèi)力所在層影響

分析內(nèi)力所在層對上肋和剪力鍵軸力差值比影響時，取用C1工況組合。圖8給出了上肋軸力差值比、剪力鍵軸壓力差值比圖。由圖8(a)、(b)可知：Ⅰ、Ⅱ型起拱時，上肋不同層軸力差值比最大相差約2 %，由此說明內(nèi)力所在層對上肋軸力差值比影響很小。由圖8(c)可知：在18～26 m跨，剪力鍵不同層軸壓力差值比最大相差約為2 %，表明內(nèi)力所在層對18～26 m跨的剪力鍵軸壓力差值比影響很小。由于上肋軸拉力差值比為負(fù)值，說明上肋起拱軸拉力小于其設(shè)計軸拉力；上肋軸壓力和剪力鍵軸壓力差值比均為正值，說明上述起拱軸壓力大于其設(shè)計軸壓力。

圖8 C1組合時Ⅰ、Ⅱ型起拱上肋、剪力鍵NRF圖
Fig.8NRFdiagrams of top rib and shear key for type I and II arching with C1 combination

3.1.2 活載、地震烈度影響

分析活載對上肋起拱軸力、剪力鍵起拱軸壓力影響時，取用C1、C3、C5三種工況組合為代表。分析地震烈度對其影響時，取用C2、C4、C6三種工況組合。由圖9可知，Ⅰ、Ⅱ型起拱時，上肋軸力差值比和剪力鍵軸壓力差值比幾乎不受活載改變的影響。另外，由圖10可知：Ⅰ、Ⅱ型起拱時，地震烈度幾乎不影響上肋軸力差值比和剪力鍵軸壓力差值比。

圖9 C1、C3、C5組合時Ⅰ、Ⅱ型起拱上肋、剪力鍵NRF圖
Fig.9NRFdiagrams of top rib and shear key for type Ⅰ and Ⅱ arching with C1, C3, C5 combination

圖10 C2、C4、C6組合時Ⅰ、Ⅱ型起拱上肋、剪力鍵NRF圖
Fig.10NRFdiagrams of top rib and shear key of type Ⅰ and Ⅱ with C2, C4, C6 combination

3.1.3 跨度影響

由圖9、10可知：Ⅰ、Ⅱ型起拱時，相鄰跨度軸力差值比的最大差值分別約為2 %、4 %。由此說明：Ⅰ、Ⅱ型起拱時，跨度對上肋軸力和剪力鍵軸壓力差值比影響很小。

3.2 Ⅲ型起拱對上下肋、剪力鍵內(nèi)力影響

由于Ⅲ型起拱時，下肋軸壓力差值比相對比較小，本節(jié)只針對絕對值數(shù)值相對較大的上肋軸力差值比、下肋軸拉力差值比和剪力鍵軸壓力差值比進(jìn)行分析。

3.2.1 內(nèi)力所在層影響

分析內(nèi)力所在層對上下肋和剪力鍵軸力差值比影響時，取用C1工況組合。圖11給出了上肋軸力、下肋軸拉力差值比和剪力鍵軸壓力差值比圖。由圖11(a)、(b)、(c)可知：Ⅲ型起拱時，不同層上肋軸力、下肋軸拉力差值比的最大差值均未超過3 %，說明內(nèi)力所在層對其影響均很??；由圖11(d)可知：Ⅲ型起拱時，18～26 m跨范圍內(nèi)，不同層剪力鍵軸壓力差值比的最大差值約為2 %，說明內(nèi)力所在層對18～26 m跨的剪力鍵軸壓力差值比影響也很小。另外，由圖11可知，上下肋軸拉力差值比皆為負(fù)數(shù)，上肋、剪力鍵軸壓力差值比皆為正數(shù)，由此說明：上下肋起拱軸拉力小于其設(shè)計軸拉力，上肋、剪力鍵起拱軸壓力大于其設(shè)計軸壓力。

圖11 C1組合時Ⅲ型起拱上下肋和剪力鍵NRF圖
Fig.11NRFdiagrams of top and bottom rib as well as shear key for type III with C1 combination

3.2.2 活載、地震烈度影響

分析活載影響時，取用C1、C3、C5三種工況組合；分析地震烈度影響時，取用C2、C4、C6三種工況組合。由圖12可知，Ⅲ型起拱時，上肋軸力差值比、下肋軸拉力差值比和剪力鍵軸壓力差值比幾乎不受活載改變的影響。另外，Ⅲ型起拱時，地震烈度幾乎不影響上述內(nèi)力差值比，此部分不再贅述。

3.2.3 跨度影響

由圖12可知：Ⅲ型起拱時，相鄰跨度軸力差值比的差值最大約為4 %，由此說明跨度對上下肋軸拉力、上肋軸壓力以及剪力鍵軸壓力差值比影響較小。

3.3 小結(jié)

綜合3.1和3.2節(jié)分析結(jié)果可知：①18～26 m跨范圍內(nèi)，上下肋起拱軸力和剪力鍵起拱軸壓力幾乎不受內(nèi)力所在層影響；活載和地震烈度改變對起拱軸力影響極??；跨度對起拱軸力有一定影響。②上肋和剪力鍵起拱軸壓力均大于其設(shè)計軸壓力，為保證結(jié)構(gòu)安全，需對設(shè)計軸壓力乘以調(diào)整系數(shù)，以便進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計；調(diào)整系數(shù)由表4給出，該調(diào)整系數(shù)考慮了內(nèi)力所在層、活載、地震烈度的影響。③上下肋起拱軸拉力均小于設(shè)計軸拉力，從安全儲備角度考慮，采用設(shè)計軸拉力分析是可行的。

圖12 C1、C3、C5組合時Ⅲ型起拱上下肋及剪力鍵NRF圖Fig.12 NRF diagrams of top and bottom rib as well as shear key for type III arching with C1, C3, C5 combination

4 起拱對空腹夾層板表層薄板應(yīng)力影響

本節(jié)只針對變化幅度較大的板頂和板底起拱拉應(yīng)力進(jìn)行分析。不同的起拱坡度、活載和地震烈度對薄板起拱應(yīng)力影響比較接近，故而只對C1工況組合時Ⅰ型起拱薄板的拉應(yīng)力進(jìn)行討論。由于模型長寬比均為1，薄板兩方向應(yīng)力變化一致，只取薄板水平向應(yīng)力分析。

活載、地震烈度改變對薄板拉應(yīng)力差值比影響很小，可忽略不計。由圖13(a)可知，不同層薄板頂面拉應(yīng)力差值比的最大差值可達(dá)30 %，薄板頂面拉應(yīng)力差值比受內(nèi)力所在層影響較大；對同一層相鄰跨度的頂面拉應(yīng)力差值比比較可知，其最大差值可達(dá)14 %，說明跨度對薄板頂面拉應(yīng)力差值比有一定影響。與此相對應(yīng)，由圖13(b)可知，薄板底面拉應(yīng)力差值比受內(nèi)力所在層、跨度影響相對較小。

由于薄板拉應(yīng)力差值比均為負(fù)數(shù)且絕對值多大于40 %，說明薄板設(shè)計應(yīng)力遠(yuǎn)大于起拱應(yīng)力。從經(jīng)濟(jì)性角度出發(fā)，可將薄板設(shè)計應(yīng)力乘以折減系數(shù)，以考慮實際施工起拱的影響。應(yīng)力折減系數(shù)如表5所示，該值均采用4層中的最大數(shù)值，以確保有足夠安全度和冗余量。

表5 18～30 m跨薄板設(shè)計拉應(yīng)力折減系數(shù)Tab.5 Design tensile stress reduction factor of thin plate for 18～30 m span

5 算例驗證

為驗證表4和表5中數(shù)值的準(zhǔn)確性，需取其他跨度模型進(jìn)行驗證。利用SAP2000建立21 m×21 m的4層空腹夾層板模型，包括未起拱模型和Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型起拱模型，如表7所示。模型邊界條件設(shè)置與前述跨模型一致，荷載工況同表2；模型各構(gòu)件截面尺寸同22 m跨，如表3所示；模型網(wǎng)格尺寸為2.1 m，柱子間距不超過8 m，薄板厚度采用100 mm。

表7 21 m跨空腹夾層板模型Tab.7 Open-web sandwich plate model for 21 m span

由Ⅱ、Ⅲ型起拱模型的起拱軸壓力和未起拱模型的設(shè)計軸壓力之比，得到設(shè)計軸壓力調(diào)整系數(shù)，表8給出了C1工況組合時的相關(guān)調(diào)整系數(shù)。由模型的薄板起拱應(yīng)力和設(shè)計應(yīng)力之比，得到薄板應(yīng)力折減系數(shù)，表9給出了C1工況組合時Ⅰ型起拱的折減系數(shù)。由表8、9可知，由模型得到的調(diào)整系數(shù)、折減系數(shù)與預(yù)測值非常相近，誤差很小，表明表4、表5具有一定可靠性，可以運(yùn)用于工程實踐。

表8 21 m跨模型所得設(shè)計軸壓力調(diào)整系數(shù)與其預(yù)測調(diào)整系數(shù)對比Tab.8 Comparison of design axis pressure adjustment coefficients between obtaining from 21 m span model and prediction

注：21 m跨預(yù)測的設(shè)計軸壓力調(diào)整系數(shù)是由表4線性插值所得。

表9 21 m跨模型所得薄板設(shè)計拉應(yīng)力折減系數(shù)與其預(yù)測折減系數(shù)對比Tab.9 Comparison of design tensile stress reduction factors of thin plate between obtaining from 21 m span model and prediction

注：21 m跨設(shè)計拉應(yīng)力折減系數(shù)的預(yù)測值是由表5線性插值所得。

6 結(jié)論

①起拱坡度越大，起拱內(nèi)力較設(shè)計內(nèi)力差別越大；活載、地震烈度改變對空腹夾層板各組成構(gòu)件和邊梁的起拱內(nèi)力幾乎無影響；跨度對上下肋和剪力鍵以及邊梁起拱內(nèi)力有一定影響。

②邊梁起拱內(nèi)力小于其設(shè)計內(nèi)力，上下肋和剪力鍵起拱軸拉力小于其設(shè)計軸拉力，從安全儲備角度考慮，可以采用其設(shè)計內(nèi)力進(jìn)行設(shè)計。

③上肋和剪力鍵的起拱軸壓力大于其設(shè)計軸壓力，為保證結(jié)構(gòu)的安全性，需對其設(shè)計軸壓力進(jìn)行調(diào)整、放大，調(diào)整系數(shù)如表4所示。

④表層薄板板頂、板底起拱拉應(yīng)力遠(yuǎn)小于其設(shè)計拉應(yīng)力，從經(jīng)濟(jì)性角度考慮，建議對板頂、板底設(shè)計拉應(yīng)力進(jìn)行折減，折減系數(shù)如表5所示。