單位長度截面受彎承載力mu普通RC雙向板單位長度截面受彎承載力mu統一取鋼筋屈服時截面抵抗彎矩，外貼玻璃纖維條帶加固的RC雙向板在塑性鉸線處增加了纖維的受拉作用，截面抵抗彎矩得到增強。纖維是彈性材料，在板底屈服線的不同位置截面的曲率不同，所以纖維發揮作用大小也不同，與截面曲率大小對應的板中部纖維應變大，而板側纖維應變小。隨著破壞機構的轉動，屈服線處截面曲率不斷增加，纖維應變也相應增加，最后產生纖維剝離或拉斷破壞。
文獻<8>的作者結合前人的研究成果提出了纖維整體剝離纖維的有效粘結長度概念，認為纖維與混凝土間的粘結長度有一個上限值即有效粘結長度，超過此長度錨固強度不再增大，且發生錨固破壞時纖維條帶通常達不到材料的極限應變。基于這樣的假設，文獻<8>提出纖維發生破壞時的最大應力為：σp=0。
（1）因此外貼GFRP條帶加固RC雙向板的單位長度截面受彎承載力可以表示為：mu=fyAs+σpAp（2）沿45°斜塑性鉸線上的單位長度截面受彎承載力應是板兩方向單位長度截面受彎承載力的平均值。
線形破壞模式如a所示，假設板加載區域向下產生虛位移u，則內虛功為：Wi=∑imiliθi=4muau（L0-a）/2+4mu2L0-a22u（L0-a）/2=8mu（1+aL0-a）u外虛功為：Wo=puAu=Pu根據虛功原理，Wi=Wo，可以推出：Pu=8mu<1+a/（L0-a）>（3）113圓扇形破壞模式如b所示，各扇形屈服線的長度為（L0-a）/2sin<（π/4）+（θ/2）>，假設板加載區域向下產生虛位移u，則內虛功為：Wi=∑imiliθi=4muau（L0-a）/2+4外虛功為：Wo=puAu=Pu根據虛功原理，Wi=Wo，可以推出：Pu=4mu<θ+2ctg（π4+θ2）+a（L0-a）/2>求極限荷載時取下限值，即取各種可能破壞圖式中求出極限荷載最小的值，Pu對θ求導后的式子取為零，即：dPudθ=4mu<1-csc2（π4+θ2）>=0⊥θ=π2代入上式得：Pu=2mu（π+4aL0-a）（4）2彎沖破壞模式線形模式和圓扇形模式均假定板底的塑性鉸線完全發展，但實際上在塑性鉸線完全發展之前在局部區域有可能已經出現較明顯的沖切作用，實際的破壞既有受彎破壞特征也有沖切破壞特征。
沖切破壞機構假定平板在橫向荷載下產生的沖切錐體相對于本身向下錯動，這樣的模式一方面忽視了板的彎曲變形，另一方面高估了板沖切錐體產生的位移。彎沖破壞模式假設試件先發展了彎曲變形，然后沖切錐體逐漸形成、沖出，這種破壞模式與試驗中觀測的破壞現象一致，與板沖切破壞的機理也相符。
彎沖破壞模式如所示，圖中新加的一個虛線方框表示沖切錐體在板底的邊界，計算時假設極限承載力包括受彎承載力和斜截面抗沖切承載力兩部分。因為所取的受彎破壞模式可以是線形模式也可以是圓扇形模式，所以圖中給出了兩種不同組合形成的彎沖破壞模式。將塑性鉸線模式計算的受彎承載力適當折減，用塑性理論建立斜截面抗沖切承載力公式并適當簡化，兩者結合在一起就是094彎沖破壞模式的極限承載力計算公式。形式是Pu=kyPy+kcPc+Ps，Py這里指塑性鉸線模式計算的板受彎承載力，ky為受彎承載力折減系數，根據文獻<9>取ky=0.15（3.6-θ），θ為沖切錐形成時板面變形的傾角，ky<0時取0；Pc為混凝土斜截面抗沖切承載力；kc為考慮沖切錐面上混凝土斜裂縫的發展和混凝土質量對混凝土抗沖切的影響而取的折減系數，根據文獻<9>取kc=0.3<1+（100-fc）/h>（fc、h單位：N/mm2、mm），kc<013時取013；Ps為板中受拉鋼筋抗沖切承載力。
由虛功原理建立方程Ppunu=Wc+Ws=∫v|σεn+τγnt|dV+fyεsA3sδ（5）式中：Wc為混凝土所做內虛功；Ws為縱向受拉鋼筋做功；dV為塑性區混凝土單位體積；A3s為與塑性屈服面相交的縱向鋼筋的有效面積；εs為對應于位移u的鋼筋應變。
若將Ppun表示為斜截面混凝土抗沖切承載力Pc和鋼筋對斜截面抵抗沖切的作用Ps之和，則由式（5）可以推導得方板斜截面混凝土抗沖切承載力為：Pc=2h1（4a+πh1tanβ）fc′/12m-3（6a）鋼筋對斜截面抵抗沖切的作用為：Ps=fyρs（4a+2πh0tanβ1+tanβtanθ）h0sinθ（6b）式中：a為局部荷載邊長；h1=h/（1+tanβtanθ）為板有效抗沖切厚度，也就是指沖切錐線在z軸上的投影長度。應該指出，公式（6a）、（6b）的適用條件是板的計算跨度L0≥a+2h1tanα，即適用于板沖跨比較大的情況，經計算驗證本試驗的試件適用該公式。
試驗結果和對比分析試驗用RC雙向板共9塊，分為3組每組3塊，外形尺寸均為1500mm×1500mm×150mm，各組試件的配筋、貼纖維加固方式、極限荷載和纖維破壞特征如所示，詳細試驗過程見文獻<10>。
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